黃思語(yǔ)，唐源，李晴朝，劉彥霆，唐健凱，吳昊

（中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610213）

0 引言

少齒差行星減速器有著尺寸小、減速比大、可靠性強(qiáng)、方便加工的優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)還具有運(yùn)行穩(wěn)定、受載能力高、振動(dòng)小、傳動(dòng)效率高的運(yùn)轉(zhuǎn)優(yōu)點(diǎn)，所以其在國(guó)防軍事、醫(yī)療器械、航天航空等精密領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用。吳素珍等[1]以自主研發(fā)的工業(yè)機(jī)器人關(guān)節(jié)減速器齒輪副為研究對(duì)象，考慮齒寬、齒隙和表面粗糙度等因素，采用有限元法分析不同工況下漸開(kāi)線少齒差行星齒輪的接觸應(yīng)力應(yīng)變，發(fā)現(xiàn)理論計(jì)算和有限元法的結(jié)果基本一致；Li[2]使用有限元方法研究了帶有加工誤差、組裝誤差、輪齒變形等因素的少齒差齒輪接觸強(qiáng)度和彎曲強(qiáng)度問(wèn)題；Chavadaki等[3]運(yùn)用有限元法分析了兩種FGM材料AISI4140合金和Ti6242S合金在不同齒根半徑下的彎曲應(yīng)力和變形，發(fā)現(xiàn)與根部半徑為1.2 mm的Ti6242S合金相比，根部半徑為1.2 mm的AISI4140合金的變形更?。籅ekheet[4]對(duì)漸開(kāi)線齒廓進(jìn)行建模，并進(jìn)行了應(yīng)力和變形分析的有限元仿真，仿真結(jié)果與用AGMA彎曲和接觸應(yīng)力方程進(jìn)行估算的結(jié)果比較，發(fā)現(xiàn)2D模型比3D模型更準(zhǔn)確，同時(shí)材料的彈性模量對(duì)接觸應(yīng)力有很大影響；Chang[5]采用柔性齒輪轉(zhuǎn)子驅(qū)動(dòng)急回機(jī)構(gòu)，研究了轉(zhuǎn)子-機(jī)構(gòu)耦合效應(yīng)，采用有限元法和哈密頓方法建立系統(tǒng)模型，得到系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)并討論了齒輪轉(zhuǎn)子對(duì)急回機(jī)構(gòu)三維振動(dòng)的耦合作用；翟聰?shù)萚6]對(duì)一種新型少齒差行星減速器箱體受載情況進(jìn)行靜力學(xué)分析，改進(jìn)后進(jìn)行有限元模態(tài)分析，并對(duì)比分析了減速器的轉(zhuǎn)頻和嚙合頻率；黃偉等[7-9]分析了金屬橡膠材料的力學(xué)性能，建立一對(duì)剛?cè)釓?fù)合齒輪副的動(dòng)力學(xué)模型及方程并進(jìn)行動(dòng)態(tài)特性分析，針對(duì)復(fù)合齒輪副進(jìn)行振動(dòng)性能驗(yàn)證，說(shuō)明了加入耐高低溫、抗腐蝕的金屬橡膠材料后的復(fù)合齒輪副比金屬齒輪副減速器齒輪傳動(dòng)中的振動(dòng)沖擊減小，傳動(dòng)更平穩(wěn)，且傳動(dòng)效率也有所改善。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)少齒差行星減速器及齒輪剛?cè)狁詈夏Ｐ途归_(kāi)了大量研究，但是關(guān)于減速器齒輪副剛?cè)狁詈嫌邢拊匦苑治龅确矫孢€有一定的提升空間與研究?jī)r(jià)值，本文便針對(duì)這方面展開(kāi)研究。

1 少齒差行星傳動(dòng)結(jié)構(gòu)原理與傳動(dòng)特性分析

考慮到減速器尺寸大小與成本，為了壓縮少齒差行星減速器的體積尺寸，將圖1（a）所示傳統(tǒng)雙排雙聯(lián)齒輪結(jié)構(gòu)改進(jìn)換成如圖1（b）所示的單排雙聯(lián)齒輪結(jié)構(gòu)，該減速器主要傳動(dòng)部件包括輸入偏心套、固定內(nèi)齒圈（Z4）、行星輪也是雙聯(lián)齒輪（Z2、Z3）、行星架、輸出輪（Z1）。改進(jìn)后的偏心套筒與雙聯(lián)齒輪通過(guò)軸承連接，不影響其繞輸出軸線公轉(zhuǎn)，也不影響其自轉(zhuǎn)。圖1（b）中，內(nèi)齒圈4固定，偏心軸套H輸入，帶動(dòng)單排雙聯(lián)齒輪繞偏心軸的軸線轉(zhuǎn)動(dòng)，還和輸入軸套一起繞著輸出軸軸線回轉(zhuǎn)，雙聯(lián)齒輪的內(nèi)齒輪2帶動(dòng)輸出小齒輪1輸出運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)減速，雙聯(lián)齒輪3和固定內(nèi)齒輪4在下方嚙合時(shí)，輸出齒輪1和雙聯(lián)齒輪2在上方嚙合，二者之間的力可以相互抵消一部分，改善了減速器的受力情況，有效減少振動(dòng)。

圖1 少齒差減速器結(jié)構(gòu)改進(jìn)示意圖

1.1 少齒差行星傳動(dòng)理論傳動(dòng)比計(jì)算

該NN型少齒差行星齒輪傳動(dòng)比可依據(jù)行星齒輪傳動(dòng)的方法計(jì)算（如圖1（b）），雙聯(lián)齒輪2、3作為行星輪，既繞著偏心軸自轉(zhuǎn)，還繞著輸出軸公轉(zhuǎn)，計(jì)算過(guò)程如下：

通用公式：

而

則：

得：

由于：

可得：

1.2 減速器傳動(dòng)原理

根據(jù)軸承和齒輪參數(shù)在MATLAB里畫(huà)出復(fù)合擺線齒廓后，在SolidWorks里建立少齒差行星減速器三維裝配模型如圖2所示。

圖2 新型少齒差復(fù)合擺線減速器示意圖

輸入端軸承3和輸出端軸承13起支承內(nèi)齒圈11也相當(dāng)于機(jī)座的作用；偏心端軸承5在偏心套7上偏心安裝，起支承偏心套作用，帶動(dòng)銷軸套9公轉(zhuǎn)，使通過(guò)開(kāi)槽螺釘15固連的雙聯(lián)齒輪能夠作偏心運(yùn)動(dòng)，既可以自轉(zhuǎn)，同時(shí)繞輸出端中心線公轉(zhuǎn)。輸出端16通過(guò)8個(gè)六角螺釘17與輸出小齒輪18固連，開(kāi)槽螺釘1固連輸入端端蓋2以及內(nèi)齒圈11。當(dāng)電動(dòng)機(jī)帶動(dòng)偏心套繞機(jī)座中心轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，偏心端軸承把偏心套的轉(zhuǎn)動(dòng)通過(guò)銷軸套傳遞給固連的雙聯(lián)齒輪，而內(nèi)齒圈11固定不動(dòng)，所以雙聯(lián)齒輪繞輸出輪軸線做偏心公轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，同時(shí)雙聯(lián)齒輪繞偏心套中心所做的運(yùn)動(dòng)為反向自轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。雙聯(lián)外齒輪與固定內(nèi)齒圈這第一對(duì)齒輪副相嚙合實(shí)現(xiàn)第一級(jí)傳動(dòng)，雙聯(lián)內(nèi)齒輪與輸出小齒輪這第二對(duì)齒輪副相嚙合，完成第二級(jí)傳動(dòng)。

2 剛?cè)釓?fù)合齒輪副有限元特性分析

2.1 聚氨酯彈性體彈性模量

聚氨酯作為一種有機(jī)高分子材料，其材料力學(xué)性能的可操作空間很大，控制結(jié)晶的剛性鏈段和不結(jié)晶的柔性鏈段的組成比例，聚氨酯彈性體就可以獲得不一樣的力學(xué)性能[10]，這決定了其具有良好的力學(xué)強(qiáng)度、耐磨損、耐高低溫、承載能力大、輔助降噪、加工性能好、成本低、壽命長(zhǎng)等優(yōu)異性能。將其用于新型少齒差復(fù)合擺線雙聯(lián)齒輪副中，對(duì)于齒輪運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中吸振、減振有重要作用。

彈性體的力學(xué)參數(shù)中對(duì)齒輪副影響最大的就是彈性模量，氨基甲酸酯組成剛性鏈段，聚酯或聚醚組成柔性鏈段，它們的化學(xué)結(jié)構(gòu)和物理性質(zhì)的不同使這兩者不能結(jié)合而形成微區(qū)結(jié)構(gòu)[11-12]，可以通過(guò)改變微區(qū)結(jié)構(gòu)性能來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)彈性模量的變量控制，聚氨酯彈性體的彈性模量決定了在一定的負(fù)載下剛?cè)釓?fù)合齒圈角度的轉(zhuǎn)動(dòng)量，為了建立有限元分析模型，需要對(duì)彈性體的彈性模量最小值進(jìn)行分析。

根據(jù)徐濤等[13]的設(shè)計(jì)思路，將CSF-25減速器的扭轉(zhuǎn)剛度作為聚氨酯彈性體變形量的計(jì)算條件?？梢灾苯邮褂弥C波減速器測(cè)試扭轉(zhuǎn)剛度時(shí)的轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)角之比作為扭轉(zhuǎn)剛度的參考值，查閱諧波減速器產(chǎn)品手冊(cè)，CSF-25諧波減速器扭轉(zhuǎn)剛度kg為1.2×104N·m/rad。

在雙聯(lián)齒輪之間填充8個(gè)間隔相同距離的完全一樣的彈性體，如圖3所示，通過(guò)其彈性變形吸收振動(dòng)沖擊并過(guò)濾掉噪聲，同時(shí)可以傳遞一部分轉(zhuǎn)矩，在雙聯(lián)齒輪間以及銷軸上均設(shè)計(jì)間隙，使減速器齒輪在控制范圍內(nèi)能產(chǎn)生微小的浮動(dòng)，雙聯(lián)齒輪上類似鍵槽的形狀可以防止彈性體變形過(guò)大導(dǎo)致失效的情形，有效提高了新型減速器在不同工況的適用范圍，避免在極端環(huán)境下的突發(fā)狀況，如空轉(zhuǎn)、卡死、卡頓等[14]。

圖3 少齒差行星減速器雙聯(lián)齒輪示意圖

若齒輪1固定，齒輪3上施加60 N·m的轉(zhuǎn)矩，聚氨酯彈性體會(huì)發(fā)生擠壓變形與剪切變形，在這里可以假設(shè)均勻分布在雙聯(lián)齒輪上的8個(gè)彈性體在齒輪3和5之間受到的作用力是相等的。圖4所示為其中一個(gè)彈性體受力變形示意圖，當(dāng)齒輪承受負(fù)載轉(zhuǎn)矩時(shí)，負(fù)載力矩將使齒輪3和5對(duì)彈性體產(chǎn)生一對(duì)相反的作用力Fs，彈性體與齒輪3和5接觸的部分會(huì)產(chǎn)生擠壓造成壓縮變形，在齒輪3和5之間間隙的剪切面處會(huì)產(chǎn)生剪切變形。

圖4 圓柱彈性體受力示意圖

Fs為在轉(zhuǎn)矩作用下彈性體所受壓力，rm為彈性體半徑，Rg為齒輪中心到剪切面的半徑，β為彈性體剪切面相對(duì)齒輪中心所對(duì)應(yīng)的角度。則彈性體所受壓力計(jì)算公式為

式中：n為彈性體在圓周方向的分布個(gè)數(shù)，T為轉(zhuǎn)矩。

假設(shè)A1表示擠壓等效壓縮面的投影面積，計(jì)算公式為

其中，hR為彈性體的長(zhǎng)度，根據(jù)幾何關(guān)系可得：

彈性體的擠壓應(yīng)力可以表示為

剪切面面積計(jì)算如下：

式中，lR為弧形面長(zhǎng)度，lR=βRg。

彈性體的剪切應(yīng)力可以表示為

假設(shè)聚氨酯彈性體變形量較小，就可以根據(jù)連續(xù)介質(zhì)力學(xué)，得到剪切面上的剪切應(yīng)力γs為

式中：GM為剪切模量，GM=EM/[2（1+μM）]；EM為彈性模量；μM為泊松比。

基于圣維南定理[15]，在遠(yuǎn)離接觸面的區(qū)域，擠壓變形不明顯，實(shí)際擠壓應(yīng)力比計(jì)算得到的σs小得多。假設(shè)彈性體的平均擠壓應(yīng)力為

式中：C1為比例因子，C1＜1。通過(guò)平均應(yīng)力來(lái)對(duì)變形的彈性體應(yīng)變能密度進(jìn)行計(jì)算，可得擠壓應(yīng)變能密度和剪切應(yīng)變能密度分別如下：

按照力學(xué)能量法，彈性體內(nèi)存在的應(yīng)變能與外力對(duì)其所作的功相當(dāng)，則：

應(yīng)變能為擠壓應(yīng)變能和剪切應(yīng)變能之和，分別表示如下：

其中，V1為發(fā)生擠壓變形的體積，可以看做彈性體的體積：

V2表示發(fā)生剪切變形的體積，由于其只作用于分界面的薄層也就是間隙處，故只占總體積的一小部分：

則可得：

彈性模量EM表達(dá)如下：

代入相關(guān)數(shù)值，求得聚氨酯彈性體最小彈性模量為39.7 MPa。

2.2 有限元模型建立

在SolidWorks中建立少齒差剛?cè)釓?fù)合擺線齒輪副三維模型，將該模型轉(zhuǎn)換為后綴是“.xt”的格式，在ANSYS Workbench中打開(kāi)，先進(jìn)行材料屬性定義，在原有結(jié)構(gòu)鋼密度的基礎(chǔ)上另外定義彈性體密度為1.26×10－6kg/mm3，彈性模量為62 MPa，泊松比為0.43。使用增廣拉格朗日乘子法進(jìn)行接觸定義，與傳統(tǒng)的拉格朗日法相比，增加了一個(gè)外點(diǎn)罰函數(shù)，可使求解時(shí)等式約束的乘子收斂速度更快，改善收斂性使收斂性更強(qiáng)。彈性體和雙聯(lián)齒輪之間定義為frictional，摩擦因數(shù)取0.25，法向接觸剛度因子取0.1，齒輪副之間也定義為frictional，摩擦因數(shù)取0.1，法向接觸剛度因子則取1。再進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為減少網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量，提高計(jì)算效率，齒輪副嚙合面接觸處網(wǎng)格尺寸定義為0.2 mm，彈性體以及雙聯(lián)齒輪間網(wǎng)格尺寸大小為0.4 mm，其余網(wǎng)格尺寸為0.7 mm，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5所示。最后進(jìn)行約束定義，內(nèi)齒輪外圈固定，約束全部自由度，雙聯(lián)齒輪以及輸出小齒輪定義遠(yuǎn)端位移約束，只有繞z軸的旋轉(zhuǎn)自由度，其余5個(gè)自由度全部約束；全部彈性體由于與雙聯(lián)齒輪過(guò)盈配合，沒(méi)有旋轉(zhuǎn)自由度，加轉(zhuǎn)矩后會(huì)發(fā)生變形，定義位移約束，僅約束z軸軸向位移；輸出輪上施加力矩60 N·m，為了平衡在雙聯(lián)齒輪2上施加2.3 N·m的反方向力矩。

圖5 剛?cè)釓?fù)合擺線齒輪副有限元網(wǎng)格模型

分析彈性體半徑Rt以及雙聯(lián)齒輪3和5體積變化，也就是齒輪3、5間分割之處半徑Rc大小變化對(duì)齒輪副嚙合輪齒應(yīng)力及齒面接觸力大小的影響，將齒面接觸力在徑向方向分力的大小作為減速器支承軸承所受的載荷。第一組改變彈性體體積尺寸，雙聯(lián)齒輪分割處半徑大小為25 mm不變；第二組改變雙聯(lián)齒輪分割處半徑大小，彈性體體積尺寸為第一組嚙合應(yīng)力最小的尺寸不變，如表1所示。

表1 有限元模型結(jié)構(gòu)參數(shù)取值

2.3 不同彈性體半徑的靜力學(xué)特性分析結(jié)果

為了便于觀察輪齒嚙合最大應(yīng)力情況，限于篇幅，在這里僅展示應(yīng)力最大的雙聯(lián)齒輪5嚙合處部分輪齒應(yīng)力圖，彈性體半徑變化下的剛?cè)釓?fù)合擺線齒輪副有限元模型求解結(jié)果如下。

圖6所示為雙聯(lián)齒輪分割處半徑取25 mm不變、彈性體半徑Rt取值分別為1.9 mm至2.6 mm相應(yīng)值時(shí)的應(yīng)力圖，分析齒面應(yīng)力、齒面接觸力變化。表2為改變彈性體半徑有限元結(jié)果相關(guān)統(tǒng)計(jì)參數(shù)。

表2 以Rt為變量有限元結(jié)構(gòu)模型結(jié)果

圖6 改變彈性體半徑雙聯(lián)齒輪齒應(yīng)力圖

根據(jù)表2數(shù)據(jù)可知，隨著彈性體半徑增加，雙聯(lián)齒輪5與輸出小齒輪嚙合部位輪齒最大應(yīng)力整體呈先減小再增加的趨勢(shì)，在Rt為2.2 mm時(shí)，應(yīng)力最小為665.27 MPa；隨著彈性體半徑增加，雙聯(lián)齒輪3與內(nèi)齒輪1接觸力沿著x方向分力增加，齒輪傳遞載荷越大，接觸力沿著y方向分力減小，支承軸承所受到的載荷越小，y方向分力減小幅度比x方向分力增加幅度大得多，所以總合力呈現(xiàn)減小趨勢(shì)；雙聯(lián)齒輪5與輸出輪6接觸力沿著x方向分力增加，比齒輪1、3接觸力沿著x方向分力增加幅度大，接觸力沿著y方向分力減小，齒輪1、3接觸力比齒輪5、6接觸力沿著y方向分力減小幅度略大，y方向分力減小幅度比x方向分力增加幅度大，總合力呈現(xiàn)略微減小趨勢(shì)，但是x、y方向分力以及合力均比齒輪1和3的相對(duì)應(yīng)的接觸分力、合力大，說(shuō)明彈性體半徑的增加一定程度上減少嚙合沖擊，減小齒輪副接觸合力，并且對(duì)支承軸承所受載荷的影響大于齒輪間的傳遞載荷。

2.4 不同雙聯(lián)齒輪分割處半徑的靜力學(xué)特性分析結(jié)果

雙聯(lián)齒輪3、5分割處半徑變化下的剛?cè)釓?fù)合擺線齒輪副有限元模型求解結(jié)果如下。

圖7所示為彈性體半徑取2.2 mm不變、雙聯(lián)齒輪3、5分割處半徑Rc取值分別為24.0～25.4 mm相應(yīng)值時(shí)的應(yīng)力圖，分析齒面應(yīng)力、齒面接觸力變化。表3為改變雙聯(lián)齒輪3、5分割處半徑有限元分析結(jié)果相關(guān)統(tǒng)計(jì)參數(shù)。

表3 以Rc為變量有限元結(jié)構(gòu)模型結(jié)果

圖7 改變雙聯(lián)齒切除處半徑雙聯(lián)齒輪齒應(yīng)力圖

根據(jù)表3數(shù)據(jù)可知，隨著雙聯(lián)齒輪3、5分割處半徑增加，雙聯(lián)齒輪5與輸出小齒輪嚙合部位輪齒最大應(yīng)力整體呈先減小再增加的趨勢(shì)，在Rc為24.2 mm時(shí)，應(yīng)力最小為607.06 MPa；隨著分割處半徑增加，雙聯(lián)齒輪3與內(nèi)齒輪1接觸力沿著x方向分力呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，齒輪傳遞載荷越大，接觸力沿著y方向分力減小，支承軸承所受到的載荷越小，y方向分力減小幅度比x方向分力增加幅度大，總合力呈現(xiàn)減小趨勢(shì)，x方向分力比改變彈性體半徑的增加趨勢(shì)大，y方向分力以及總合力比改變彈性體半徑的減小趨勢(shì)?。浑p聯(lián)齒輪5與輸出輪6接觸力沿著x方向分力增加，與齒輪1、3接觸力沿著x方向分力增加幅度相比變化不大，接觸力沿著y方向分力呈現(xiàn)減小趨勢(shì)，齒輪1、3接觸力比齒輪5、6接觸力沿著y方向分力減小幅度大，齒輪5、6總合力沒(méi)有明顯變化趨勢(shì)，y方向分力比改變彈性體半徑的減小趨勢(shì)小，分割處半徑的增加使雙聯(lián)齒輪3結(jié)構(gòu)尺寸減小，齒輪5結(jié)構(gòu)尺寸增加，說(shuō)明雙聯(lián)齒輪3、5分割處半徑的增加會(huì)減小齒輪3、內(nèi)齒輪1間接觸合力，并且對(duì)支承軸承所受載荷的影響大于齒輪間的傳遞載荷，對(duì)齒輪5及輸出齒輪6間接觸合力以及沿x、y方向分力影響不大。

3 結(jié)論

本文建立不同彈性體半徑、雙聯(lián)齒輪分割處半徑情況下的剛?cè)釓?fù)合擺線齒輪副有限元分析模型，查看兩者半徑大小變化對(duì)輪齒嚙合最大應(yīng)力大小以及齒面接觸力在徑向、周向方向以及整體的接觸力大小的影響規(guī)律，結(jié)果表明，彈性體半徑為2.2 mm、雙聯(lián)齒輪分割處半徑為24.2 mm時(shí)出現(xiàn)最大輪齒應(yīng)力最小值。隨著彈性體半徑的增加，兩對(duì)齒輪副接觸合力均小幅減小，并且對(duì)支承軸承所受載荷的影響大于齒輪間的傳遞載荷；隨著雙聯(lián)齒輪分割處半徑的增加，雙聯(lián)齒輪3和內(nèi)齒輪1間接觸合力小幅減小，并且對(duì)支承軸承所受載荷的影響大于齒輪間的傳遞載荷，對(duì)輸出輪6和雙聯(lián)齒輪5間接觸合力以及沿x、y方向分力的影響不大。