機械畢業(yè)設計全套-紅棗去核機的設計【含CAD圖紙、說明書】

畢業(yè)設計 外文翻譯 The Modification Design of Involute Straight Bevel Gear 學生姓名 學 號 班 級 指導教師 專業(yè)名稱 學院名稱 年 5月 26日 摘要 由于安裝誤差、制造誤差、彈性變形和熱變形等因素的影響，直齒錐齒輪副會出現嚴重的嚙合現象。 嚙合過程中的吳氏干涉、沖擊和載荷不均勻，因此有必要設計合適的修形齒，以改善齒輪副的傳動性能，提高齒輪副的承載能力。本文在考慮齒輪副彈性變形的基礎上，采用正交設計法得到了齒輪副的最優(yōu)等長修正參數，并采用了最優(yōu)等長修正參數和對稱的加冕修改參數,來優(yōu)化直齒錐齒輪。利用SolidWorks建立標準齒輪和修正齒輪的三維實體模型, 基于ANSYS/LS-DYNA進行了CT有限元分析。仿真結果表明，優(yōu)化后的等距修正可以減小嚙合沖擊，避免“端接觸”，使齒載荷均勻分布。 相對于直齒錐齒輪的對稱加冕修形，這種方法更有效。 關鍵詞：直齒錐齒輪；正交設計；對稱冠層修正；等距修正；有限元分析 1介紹 齒輪機構由于其傳動比準確、傳動效率高、傳動功率范圍大等優(yōu)點，已成為應用最廣泛的傳動機構。 錐齒輪廣泛應用于汽車差動機構等交叉軸傳動零件中。其傳動質量將直接影響零件的工作性能。隨著高速重載齒輪的發(fā)展，齒輪機構必然對傳動精度、傳動穩(wěn)定性和傳動精度提出更高的要求。因此，有必要對齒輪傳動特性進行深入的研究。 由于齒輪系統(tǒng)是實際工作中的彈性體，齒輪副在嚙合過程中會產生各種變形，從而使齒輪副的實際工作狀態(tài)偏離理論工作狀態(tài)。齒輪副經常出現嚙合干涉和沖擊以及“端部接觸”現象。即使整個牙齒接觸，也可能由于載荷分布不均，引起齒寬的不同彈性變形，導致局部應力集中，同時出現“邊緣效應”。這些影響將降低齒輪的承載能力，嚴重的將導致嚙合失效。 實踐表明，通過提高齒輪的加工精度，使齒輪盡可能接近理論齒，不但不能提高嚙合性能，而且還會提高制造成本。通過涂覆齒輪表面會增加傳動阻尼，因此有必要對齒輪進行改性，以提高嚙合沖擊和應力集中。 以往的齒輪接觸分析大多是基于分析方法和靜態(tài)數值模擬，但這些方法不能很好地反映實際的嚙合狀態(tài)和動態(tài)響應。本文利用ansys/ls-dyna進行顯式動態(tài)接觸分析，得到修形對直齒錐齒輪副嚙合性能的影響，進而得出適合于本文的條件的最佳的改性形式和最優(yōu)的改性參數。 13 2 直齒錐齒輪的修形 為了避免“邊緣效應”，減輕嚙合沖擊，減小直齒錐齒輪由于交變載荷和裝配誤差對傳動性能的影響程度。本文采用對稱冠改性和等距改性兩種改性方法設計齒形，最后比較了這兩種改性方法的綜合效果。得到最佳的修形齒形和最佳的修形參數。 2.1 對稱冠狀修飾 行星齒輪只采用對稱冠狀變位，滾筒點位于齒寬中間。改性量由一定的條件決定。建議對稱加冕變位齒輪的公式如下[4]： 其中，RC為圓弧半徑，b為齒寬，為對稱冠層修正量。圖1(A)是對稱冠狀修改的示意圖。 圖1.(A)對稱加冕修改；(B)等距修正 2.2等距改性 只對行星齒輪進行等距修正，即與行星齒輪原齒面法向等距拉伸出平行的新齒面。對于原齒面，等距修正部分保持了漸開線表面的特征。為了便于脫模，防止出現過大的應力集中現象。 數值模擬的結果是產生負體積終止計算，應在等距齒面上進行邊緣倒角。 文獻[5，6]證明，在嚙合理論中，等距修形對齒輪嚙合點位置和嚙合角的影響是可以忽略的，因此可以認為等距修形對齒輪的嚙合點位置和嚙合角沒有影響。 通過化學銑削工藝對電極齒輪進行改性，可完成直齒錐齒輪的等長修形[7]，利用精鍛可生產出低成本、高精度的直齒錐齒輪。 3. 等距改性的正交優(yōu)化設計 正交試驗可以科學、合理地安排實驗，通過對幾種具有代表性的實驗方案的結果進行統(tǒng)計分析，可以找出VA的影響程度。 通過實驗結果，得到了最優(yōu)解。 由于改性量、改性高度和改性面積是影響改性效果的三個因素，因此我們選擇這三個因素作為o的影響因素。 正交設計考慮到改性量太小，無法達到預期的改性效果，過高的改性會加劇應力集中，因此我們選擇了改性劑。 離子量在20~45μm范圍內，在給定條件下采用經驗方法。本文對精密成形直齒錐齒輪的精度等級為8級，其有效嚙合面積為d。 通過查閱齒輪手冊，確定齒長方向為齒寬的35%~65%，齒高方向為齒高的40%~70%。大小和等距修正的面積由有效嚙合面積決定。等距修正的形狀由兩條定義的平行直線和兩條弧線平滑地連接起來，并進行了修正。通過等距拉伸建立離子模型。選擇齒長方向的嚙合面積為齒寬的60%，以盡可能減少應力集中。等距等高線高度作為正交設計因子。 相似的，三維實體模型通過增加等距修改面積的大小來獲得中齒寬的高度的50%、60%和70%。另一個正交設計因子是修正區(qū)域，由等距修正輪廓中心確定，這些中心都位于齒高中間，但沿齒寬方向靠近小端ab。 齒寬1/3，近大端1/3左右，中寬約1/3。 正交表的選擇為L9(34)，每個因子都有三個層次。表1為正交試驗因素和水平表。 表1.正交試驗因素與水平表 因素 等級 A 修改量 B C 修改比例 修改處 1 25 50% 靠近小的一端約1/3 2 35 60% 中間牙寬的 3 45 70% 在大頭附近約1/3 4. 實體模型和有限元模型的建立及仿真結果分析 4.1 精確三維實體模型的建立 建立精確模型的關鍵是生成精確的空間球面漸開線。笛卡爾坐標系中的球面漸開線方程為： （2） 其中，θ為基準角 是球面漸開線的初始半徑，是變量。接觸面上的起始線與瞬時轉子軸之間的夾角， 直齒錐齒輪副的基本結構參數見表2。 表2直齒錐齒輪副的基本結構參數 齒數 模數 壓力角 軸角 錐角 增錐角 偏錐角 行星齒輪 10 44.38 46° 24° 半軸齒輪 4.438 22.5° 90° 15 56.31° 66° 44° 由Solidworks，根據直齒錐齒輪的基本結構參數，通過“方程驅動曲線”生成精確的空間球面漸開線，并通過“邊界曲面”生成。 然后通過“鏡像”、“旋轉”、“陣列”和“拉伸”等操作，完成精確的三維模型。根據正交試驗的要求，建立了九種不同的實驗方法，得到等距修正模型的因素和水平，最后建立了齒輪副的虛擬裝配模型，進行了數值分析。圖2(A)是直齒錐齒輪副的裝配。 圖2直齒錐齒輪副的裝配 4.2齒輪接觸有限元模型的建立 采用完整的有限元分析模型，利用ANSYS/LS-DYNA進行動態(tài)接觸有限元分析，提高了仿真精度。 直齒錐齒輪材料為20 CrMnTiH，彈性模量為207 GPa，齒輪密度為7.8×103 kg/m3，泊松比為0.3。該總成在m中導入ansys/ls-dyna。 “Parasolid”的安納。根據給定的參數完成了材料性能的設置，采用了實體164和殼163的單元類型，用Solid 164對彈性體模型進行了網格化，從而實現了164d的實體化。 在ls-dyna中，id沒有轉動自由度，它需要與貝類163共享節(jié)點一起對齒輪副施加角速度和力矩[10]，因此需要定義齒輪的內圈。 由于是剛性的，然后他們被殼163網目。隨后，定義了零件和觸點，施加了負載和約束，設置了解決方案參數和輸出控制參數，然后導入了K文件。 到LS-DYNA的求解器中去解決。 4.3等距修正正交實驗的仿真結果分析 在嚙合時，以齒輪齒尖最大接觸應力為試驗指標，以正交試驗為基礎進行試驗。使用專用處理器LS.L的前置 得到了直齒錐齒輪副的角加速度和接觸應力，得到了不同修形參數對直齒錐齒輪副嚙合性能的影響。 通過正交試驗結果的范圍分析，A、B、C的一級和二級順序為B>A>C對試驗指標的影響。最優(yōu)等距修正在本文的具體條件下，參數為A1B2C1。對稱冠層改性量也為25μm。 在上述等長修正參數A1B2C1和對稱冠狀修正參數的基礎上，再次建立了動力有限元的修正模型。 4.4 對稱冠層改性和等距改性的仿真結果分析 通過對最優(yōu)等長變位齒輪副和對稱變位齒輪副的仿真結果進行分析，得到角加速度的時程信息。通過對圖3、圖4和圖5的比較，我們可以發(fā)現對稱冠狀變位和等距修形都可以減少齒輪嚙合過程中的嚙合干涉和沖擊。O能有效補償齒輪副的各種彈性變形。對稱修正后角加速度從0.872×106 rad/s2降至0.474×106 rad/s2的極值 其改善效果約為45.6%。當角加速度極大值由0.872×106 rad/s2降至0.186×106 rad/s2時，其改進效果 影響約78.6%。在齒輪嚙合過程中，等長修正比對稱冠更能有效地提高沖擊。 圖3.半軸齒輪齒尖節(jié)點在修形前的角加速度 圖4.半軸齒輪齒尖對稱頂修后節(jié)點的角加速度 圖5.半軸齒輪齒尖等距修形后節(jié)點的角加速度 應力集中通常是由于齒輪嚙合過程中載荷沿齒寬分布的非均勻性和“邊緣效應”所致。圖6是無修飾、對稱冠層改性和等距改性的條件。 圖6.無變質、對稱冠改性和等距改性的齒寬接觸應力分布 結果表明，齒輪在修形前由于剪切作用而產生嚴重的“邊緣效應”，且大端接觸應力大于小端接觸應力。通過對稱CRO WNED改性后，接觸應力主要集中在齒寬中部，最大接觸應力低于端接觸應力。接觸應力主要集中在等長修正后，在近小端的齒寬中部約為齒寬的1/3，最大接觸應力也低于“端接觸”應力。這兩個修改方法避免剪切作用引起的“邊緣效應”，使齒輪副的載荷分布更加均勻，從而提高齒輪副的承載能力。通過最大值的比較對稱齒形修形副與等距修形齒輪副的接觸應力，可以發(fā)現等距修形齒輪副的接觸應力值低于對稱齒冠齒輪副的接觸應力。變位齒輪副圖6也可以得出這樣的結論：等距修形齒輪副的載荷分布要好于對稱齒形修形齒輪副。在小端附近，齒寬的1/3左右是直齒錐齒輪的最佳接觸面積。因此，等距修正齒輪的承載能力優(yōu)于對稱性進行改造。 從以上分析可以看出，等距修正在改善嚙合干涉、沖擊和載荷分布方面均優(yōu)于對稱加冕修正。因此，在本論文中，等長改性的綜合性能明顯優(yōu)于對稱冠狀改性。 5 結論 本文提出了提高直齒錐齒輪副嚙合過程中嚙合沖擊和“邊緣效應”的兩種改進方法，并利用正交試驗對等距修正進行了優(yōu)化。流動參數利用SolidWorks建立了三維修改模型.基于動態(tài)接觸有限元分析的ANSYS/LS-dyna模型反映齒輪嚙合過程的應力和加速度S驗證了改性的效果，優(yōu)化了改性參數。 通過對動態(tài)接觸模擬結果的分析，并對稱冠層改性與等距改性的綜合性能進行了比較，得出了以下結論：兩種修形方法均能提高嚙合沖擊，避免齒輪副嚙合過程中的“端部接觸”。但等長改性綜合性能的提高是不夠的。對直齒錐齒輪，上述修形效果比對稱冠狀修形更有效。該結論可為完善直斜角等長修正理論提供參考。 參考文獻 [1] Sun H, Chen ZM. Theory of Machines and Mechanisms. Beijing: Higher Education Press; 1995. [2] Starzhynsky V, Ishin N, Goman A, etal. The dynamics investigation of gears with a tooth coating. Gearing and Transmissions 2004;(2):21-33. [3] Sun JG, Lin TJ, Li RF, etal. Dynamic Contact Finite Element Analysis of Ivolute Gears and the Influence of Modification. Journal of Mechanical Transmission 2008;32(2):57-59. [4] AIDA. Design and Manufacturing of gears. Beijing: Agricultural Machinery Press of China; 1983. [5] Cui HY, Yang D, Tian XJ, etal. Research on Axial Modification of Spur Bevel Gear. Machine Design and Research 2011;27(2):33-36. [6] Tian XJ. Research on Tooth-modification Technology of Fine-forming Straight-tooth Bevel Gear. School of Material Science & Engineering, Shandong University; 2009. [7] Cui HY, Shu QF, Fu ZG. The Chemical Milling Modification Technology Used in Coin Forging Produced Electrode-Gear of Straight-teeth conical Gear. China Metal forming Equipment & Manufacturing Technology 2003;(4): 50-52. [8] Editorial Board of Gear Manual. Gear Manual. Beijing: China Machine Press; 2000. [9] Xia JC, Chen X. Straight Bevel Gear’s Precise Model and Contact Stress Finite Element Analysis. Light Industry Machinery 2007;25(2): 69-71. [10] Liu YC, Wu FL, Lan M, etal. Dynamic Contact Simulation Analysis of Involute Gear with ANSYS/LS- DYNA. Mechanical Engineering & Automation 2011;(5): 43-45.