畢業(yè)設計-少齒差行星減速器的設計-文庫吧在線文庫

　　

【正文】 H??????=1 12?? 11 Hi?? 。 從公式（ 5）可以看出，內(nèi)齒輪 4 連同機殼輸出，并且與輸入軸專項 相同。( ) ta n ta nta n g b b b aN N K N r r rr ??? ??? ? ? （ 8） 式中 1g? 為過渡角， 0a? 為插齒刀齒頂圓壓力角。 12 2 114 ( )( ta n ta n ) ( ta n ta n ) 0s in 2h a xazz z? ? ? ? ??? ? ? ? ? （ 14） c、 外齒輪齒頂與內(nèi)齒輪根部過渡曲線干涉 由于目前內(nèi)齒輪的加工以插齒為主，所以這里所指的內(nèi)齒輪根部過渡曲線僅對插齒而言。 39。當 N0B2N0K0 時或 00tan tanb g? ? 時，則內(nèi)齒輪齒頂沒有進入插齒刀的齒根過渡曲線區(qū)。 N1K1= 39。39。22 1 1 1 2 21= + in vK O O Za aZin v in v in v? ? ?? ? ?? ? ? ? ? 39。當嚙合發(fā)生過渡曲線干涉，就不能傳動，而在切齒時發(fā)生干涉就會引起頂切，這種干涉不僅與齒輪的參數(shù)有關，還與刀具的參數(shù)有關。這個干涉要求條件并不高，只要能滿足齒廓不重疊干涉，節(jié)點對面的干涉也可以避免。 漸開 線少齒差內(nèi)齒輪副的重合度計算 重合度為實際嚙合線長度與基圓齒距之比，如圖 18 所示， 即： 圖 18 少齒差行星減速器的設計 第 １７ 頁 共 37 頁 1122bP c o sB B l lm? ????? （ 39） 式中 ： 39。如 Z1=160， Z2=162， m=， 通過計算得知，從節(jié)點 P 算起在齒輪的第三個齒上，同內(nèi)齒輪的嚙合弧相隔不到 。下面分別對帶有銷軸式輸出機構，浮動盤式輸出機構的傳動情況做受力分析。 實際上，行星外齒輪銷孔壁與銷軸的接觸點離中心 1O 的距離是不相等的，但相差不大，為計算反方便起見，視為近似相等，為銷孔中心圓半徑 Rw 。sin? 有關 ，檔齒輪的結構尺寸與輸入扭矩確定以后即 Fn 與 max/21in Qi?????????一定時，改變 39。其彎曲強度條件為：計算齒根應力 F? 不大于許 用的齒根應力 FH? ，即 F? ≤ FH? （ 52） FtFYbmF A V F FK K K K ??? ? ? ? ? ? (53) F l imS F m inFP RNSXY Y Y Y?? ? ? ? ? ? （ 54） 式中 Ft — 分度圓的圓周力， FY — 齒形系數(shù) AK — 使用系數(shù)， VK — 動載荷系數(shù) FK? — 關于彎曲強度計算的齒間載荷分配系數(shù) FK? — 關于彎曲強度計算的齒向載荷分配系數(shù) Flim? — 試驗齒輪的齒根彎曲極限應力 FminS — 齒根彎曲強度的最小安全系數(shù) SY — 應力集中系數(shù)， XY — 尺寸系數(shù)， RY — 齒根圓角表面系數(shù)， NY — 彎曲強度的壽命系數(shù)。 3 Hww2 7 T (1 .5 b + )R bnd ? ?? (61) 銷軸套與銷軸孔德接觸強度計算 銷軸套與銷軸孔之間的接觸應力仍根據(jù)赫茲接觸應力公式計算，即： Pm a x ddQE0 .4 1 8 bH ?? ? PmaxQ 仍按 PmaxQ = maxQ ?? 計算 （ 62） dE — 當兩接觸體的材料均為 合金鋼時 dE 10 /N mm?? d? — 銷軸套與銷軸孔接觸點的當量曲率半徑， 圖 25 見圖 25，可用下式計算： dw1 1 1 er ( r )rr e? ? ?? ? ? ? ? （ 63） 經(jīng)整理得： 2 2 2 m a x( 2 . 3 9 ) 42 * 2 . 3 9 *r deHHEp b e b Qpb ?? ? ?? ? （ 64） 式中 r? 為銷軸套的半徑，單位為 mm 經(jīng)查閱相關資料對實際產(chǎn)品進行校核的結果，銷軸的 接觸強度比彎曲強度高，所以在以后的設計中，以彎曲 強度計算的銷軸直徑較為合理。39。39。HHwv ? ?? 。39。2222 22122T 1 1w4T 1+ 1+|TR w Z w dwHPwPw wZ dw i???? ???? ?? ? ? 經(jīng)整理得：39。111d w 4 T d wd w d w( ) ( )WWHHW iT W RwPQ ?? ? ? ? ? ? ?? ? ?? ，外齒輪傳遞的功率為11WT ,所以輸出機構的效率為： 39。 P=， n=1500r/min。由于在該機構中采用內(nèi)齒輪固定外齒輪輸出，故在此僅對外齒輪進行校核。外徑 D=85mm， da=52mm。查表得 FE? =400MPa S— 安全系數(shù)，取 S= 則： ? ? FNK 0 . 8 5 4 0 0 2 8 3 . 31 . 2FEF M P as?? ?? ? ?﹥ ，滿足彎曲疲勞強度條件。 驗算參數(shù)是否滿足設計要求 a、驗算重合度 由 1 1 2 21 [ ( ta n ta n ) ( ta n ta n ) ]2 z a z a? ? ? ? ??? ? ? ?，經(jīng)驗算得 ? =＞ 1,滿足設計 少齒差行星減速器的設計 第 ３２ 頁 共 37 頁 要求。 39。22211144w 1 1R w Z d w R w ( ) d wHwwZ d w i Z d wZZ? ? ? ???? ? ? ? ? ? （ 83） 由上式可知，增大 Rw 、 2 1()ZZ? 可使 w? 提高，而 2Hi 增加時 w? 相應降低，通常 w? =～ 。/2 39。39。即： B Br Bi Bo? ? ? ?? （ 80） 式中： Br? — 轉臂軸承的效率， Bi? — 輸入軸承的效率 Bo? — 輸出軸承的效率 少齒差行星減速器的設計 第 ２９ 頁 共 37 頁 當內(nèi)齒輪固定時 的效率 當內(nèi)齒輪固定時，行星外齒輪僅作平動，不做轉動，這時外齒輪和轉臂之間的相對角速度為 H? ，轉臂中消耗的磨損功率為 HBT BTP ??? ,式中 BT 為轉臂軸承的摩擦力矩。1 1 1 111 ()HHH tP T F r? ? ???? （ 71） 式中： 1HP — 嚙合功率， 39。目前工程上采用更為簡便的計算方法，把均布載荷假定為一個近似的集中力 Q 作用在銷軸上，計算出固定銷軸所承受的最大彎曲應力 w? ，從而得出銷軸的強度條件： 圖 26 3AK Q dw wp??? ? （ 64） 由上式可以確定固定銷軸的根部直徑為： 39。時， Qi 取得最大值，于是： m ax sinQi Q i?? （ 58） 且 max 14Q TwRwn? 銷軸的彎曲強度計算 銷軸是用壓配合裝在與輸出一體的圓盤上的，如 圖 24 所示，所在的銷軸在 maxQ 的作用下，按懸臂梁進行彎曲強度計算。 R=Fn （ 50） R與 Fn的方向相反。 39。H H Hb 1 2 1 b 1T T Tc o s ( z z )rr HFn a n?? ? ? (40) 式中： HT — 輸入軸的扭矩， HT =HP9550n （ N以上事實說明了少齒差內(nèi)齒輪副重合度即使小于 1也能運轉正常的這一現(xiàn)象。 122 sin ()cosaal r ???? ?， 將 1l 與 2l 帶入式（ 39）并整理得：39。因在漸開線少齒差傳動中各種干涉條件的校核最為主要的是齒廓重疊干涉，由式（ 38）可知，當39。 （ 2） 從式（ 36）中可知當 （ Z2Z1） 較小時，容易發(fā)生節(jié)點對面的齒頂干涉，為了避免這種干涉也需要減小 1ar 或增大 2ar ，另外從式（ 35）中可知增大中心距 39。 2139。1 2021 0 2 2 0( ) c o sc o s ( 2 y + )zz zz ?? ? ?? 齒廓重疊干涉 設內(nèi)齒輪副的外齒輪主動，對輪齒從 B1 點開始嚙合，到 B2 點終止，如圖 17所示，由于內(nèi)嚙合的特點，這時齒輪并不由于嚙合終止 少齒差行星減速器的設計 第 １５ 頁 共 37 頁 圖 17 而遠離，有時兩齒輪還相當接近，甚至還有可能相碰撞而發(fā)生干涉，這種干涉稱為齒廓重疊干涉，由于內(nèi)齒輪頂部的漸開線 曲率半徑較小而外齒輪頂部的漸開線曲率半徑較大，因而，重疊干涉往往發(fā)生在內(nèi)外齒輪的齒頂部分。1 01 0 01ta n 0( ta n ta n ) 0zaz ? ? ? ?? ? ? （ 29） 用插齒刀插制齒輪時，由于內(nèi)齒輪的齒根圓大于齒頂圓，漸開線曲率半徑由齒頂?shù)烬X根越來越大，所以只要不發(fā)生頂切就不會發(fā)生根切。0 0 0 0 00 1 1 1 1 1 1 1ta n ( ) ta n 1 ta nb b b bN B N N N B rb ar r r? ? ?? ? ? ? ? ? （ 24） 39。 N0P= 0tanbr ? , K0P= * 0()sinm ha x?? ， 0 b00022cosrrzzm ??? ，所以： N0K0= *00004 ( )ta n z s in 2bb ha xrr ? ??? （ 20） 式中 0x 為插齒刀的變位系數(shù) ： * 0004 ( )ta n ta n z s in 2g h a x?? ????， 0g? 為過渡點的壓 少齒差行星減速器的設計 第 １２ 頁 共 37 頁 力角。2 2 1 2 2 1 1 1 2 1ta n ta n ( ) ta nb b b b baN B N Nr r r r? ? ?? ? ? ? ? （ 17） 39。2 2 1211ta n ta n ta nz zzk zz? ? ?? ? （ 11） 當 N1K2N1K1 或 k g??? 時，則內(nèi)齒輪齒頂不會進入外齒輪根部的過渡曲線區(qū)，也就是不會產(chǎn)生過渡曲線干涉，其不干涉條件為： 39。 圖 7 所示為錐齒少齒差減速裝置的傳動簡圖。 少齒差行星減速器的設計 第 ７ 頁 共 37 頁 雙內(nèi)嚙合 2K— H 型（ NN 型）行星減速器裝置的傳動比計算 雙內(nèi)嚙合 2K— H 型（ NN 型）行星減速裝置的傳動比計算可以分為以下三種情況。 少齒差行星減速器的設計 第 ５ 頁 共 37 頁 B． 2K— H 減速裝置 2K— H型減速裝置由兩對漸開線少齒差副組成，它們共同承擔減速任務，不需要其他的輸出機構，由內(nèi)齒輪或齒輪軸直接輸出 ，由于這種減速裝置有兩個中心齒輪，因此他不屬于 K— H— V 傳動，而屬于 2K— H型雙嚙合正號機構傳動。 （ 3） 浮動盤式 這種結構形式較新穎，比銷軸式容易加工，使用效果好。 a． 輸入 電動機聯(lián)接輸入軸，輸入軸上裝有偏心套，電動機帶動輸入軸上的偏心套轉動作為輸入。 國外目前主要有俄國 、日本、 美國 、 英國 、德國、瑞士等國家從事該方面的研制工作，產(chǎn)品主要用于小功率的傳動。目前大部分的少齒差行星傳動都屬于 K— H— V型和 2K— H型。 自 20 世紀 40 年代末，蘇聯(lián)的學者解決了 漸開線少齒差避免齒廓重疊干涉的計算方法以后，少 齒 差行星齒輪傳動猜得到廣泛應用。 效率高 國內(nèi)生產(chǎn)的單級漸開線少齒差行星齒輪減速器的效率一般為 80﹪～ 90﹪ ，如果設計合理、制造精度較高的可達 94﹪。經(jīng)