馬倩倩,徐越越,任春喜,呂莉娜

（秦川機(jī)床工具集團(tuán)股份公司，陜西寶雞 721009）

0 引言

在行星減速機(jī)構(gòu)中，由于行星輪通過(guò)軸承與行星架裝配，太陽(yáng)輪通過(guò)花鍵與行星架連接，因此行星架起著傳遞力和運(yùn)動(dòng)的重要作用，行星減速機(jī)構(gòu)如圖1所示。其中行星架常見(jiàn)的結(jié)構(gòu)形式有雙側(cè)板整體式、雙側(cè)板裝配式、單側(cè)板式[1]。雙側(cè)板整體式行星架剛性好、強(qiáng)度高，但加工工藝復(fù)雜，常用于工況惡劣的場(chǎng)合；雙側(cè)板裝配式行星架加工制造相對(duì)容易，其剛性受到連接零件的影響，常用于高速、低減速比的場(chǎng)合；單側(cè)板式行星架便于制造、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，但由于連接銷軸處于懸臂狀態(tài)，整體剛性較弱，主要用于小負(fù)載的場(chǎng)合。某公司生產(chǎn)的單側(cè)板式行星架在使用一段時(shí)間后發(fā)現(xiàn)銷軸與軸承連接處出現(xiàn)微裂紋和磨損的現(xiàn)象，通過(guò)電鏡觀察發(fā)現(xiàn)材料組織為索氏體和少量的殘余奧氏體，金相組織見(jiàn)圖2所示，在失效部位觀測(cè)到疲勞輝紋，初步推測(cè)是由于反復(fù)加載造成的，因此需要對(duì)行星架結(jié)構(gòu)進(jìn)行受力分析。

圖1 行星減速機(jī)構(gòu)

1 模擬仿真

1.1 設(shè)置材料本構(gòu)關(guān)系、劃分網(wǎng)格

將SolidWorks繪制的單側(cè)板行星架導(dǎo)入有限元軟件中[2]，為了防止不規(guī)則結(jié)構(gòu)耗費(fèi)運(yùn)算時(shí)間，把行星架與太陽(yáng)輪軸連接處的花鍵省去，用光孔代替。單側(cè)板行星架上均布4根銷軸，其與行星架中心的距r=150 mm，銷軸直徑為90 mm，單側(cè)板的壁厚為40 mm，外圓直徑為300 mm。在有限元軟件中設(shè)置材料屬性,彈性模量為2.06×105MPa，屈服極限為550 MPa,泊松比為0.3。網(wǎng)格單元選擇solid45，對(duì)銷軸與軸承接觸區(qū)域和跟部位置要進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，其他區(qū)域選用自由劃分網(wǎng)格，最終的行星架網(wǎng)格如圖3所示，共產(chǎn)生405 621個(gè)單元。

圖2 金相組織

1.2 設(shè)置邊界條件和施加載荷

行星架作為連接太陽(yáng)輪和行星輪的支撐裝置，工作時(shí)要受轉(zhuǎn)矩及浮動(dòng)力的聯(lián)合作用[3-4]，與轉(zhuǎn)矩相比浮動(dòng)力的影響可以不考慮。根據(jù)工程實(shí)際在行星架與太陽(yáng)輪軸結(jié)合處設(shè)置成固定約束，銷軸處施加切向載荷，根據(jù)力與轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)化關(guān)系，將輸出軸上的轉(zhuǎn)矩折算成力均勻施加在行星架的4個(gè)銷軸上。

圖3 行星架的網(wǎng)格

1.3 銷軸根部倒圓半徑的影響分析

行星架的銷軸根部由于幾何突變會(huì)引起應(yīng)力集中[5－6]，因此在加工制造時(shí)此處往往要進(jìn)行倒圓角，當(dāng)各銷軸承受100 kN的外載，單側(cè)板壁厚取40 mm，不同倒圓角半徑對(duì)根部應(yīng)力分布的影響見(jiàn)圖4～圖11，從圖中分析可知，隨著倒圓角半徑的增加，最大等效應(yīng)力在不斷變小，其中倒圓半徑從2 mm增加到4 mm時(shí)，根部的最大等效應(yīng)力減小了67 MPa，變化幅度很大，并且最大等效應(yīng)力分布在銷軸兩側(cè)，高應(yīng)力分布區(qū)域較廣；倒圓半徑從4 mm增加到5 mm時(shí)，根部的最大等效應(yīng)力減小了13 MPa，變化不明顯，最大等效應(yīng)力分布在銷軸單側(cè)，高應(yīng)力分布區(qū)域較小。行星架中心孔處和兩銷軸過(guò)渡區(qū)域的應(yīng)力較小。

1.4 銷軸孔徑的影響分析

圖4 倒圓半徑2 mm時(shí)整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖

圖5 倒圓半徑2 mm時(shí)銷軸處應(yīng)力云圖

圖6 倒圓半徑3 mm時(shí)整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖

圖7 倒圓半徑3 mm時(shí)銷軸處應(yīng)力云圖

圖8 倒圓半徑4 mm時(shí)整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖

圖9 倒圓半徑4 mm時(shí)銷軸處應(yīng)力云圖

圖10 倒圓半徑5 mm時(shí)整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖

圖11 倒圓半徑5 mm時(shí)銷軸處應(yīng)力云圖

圖12 銷孔直徑25 mm時(shí)整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖

圖13 銷孔直徑25 mm時(shí)銷軸處應(yīng)力云圖

圖14 銷孔直徑30 mm時(shí)整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖

圖15 銷孔直徑30 mm時(shí)銷軸處應(yīng)力云圖

圖16 銷孔直徑35 mm時(shí)整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖

圖17 銷孔直徑35 mm時(shí)銷軸處應(yīng)力云圖

根據(jù)圖4～圖11的有限元分析結(jié)果分析得知，除銷軸根部區(qū)域，沿銷軸軸向應(yīng)力值都是很小的，因此基于零件輕量化設(shè)計(jì)理念，在銷軸軸心位置處加工一個(gè)通孔，當(dāng)各銷軸承受100 kN的外載，單側(cè)板壁厚取40 mm，考慮到銷軸與軸承的裝配剛度要求，內(nèi)孔直徑必須控制在一定的范圍內(nèi)，銷孔直徑為25～40 mm時(shí)，行星架的應(yīng)力分布情況見(jiàn)圖12～圖17，從圖中分析可知，隨著銷孔直徑的不斷增大，銷軸根部的最大等效應(yīng)力在不斷變大，當(dāng)銷孔直徑從25 mm增加到30 mm時(shí)，最大Mises應(yīng)力從454 MPa增加到468 MPa，增加了14 MPa，應(yīng)力變化趨勢(shì)較??；當(dāng)銷孔直徑從30 mm增加到35 mm時(shí)，最大Mises應(yīng)力從468 MPa增加到580 MPa，增加了112 MPa，應(yīng)力變化趨勢(shì)很明顯，并且隨著銷孔直徑的增加，銷軸根部的最大等效應(yīng)力主要分布在單側(cè)，這不同于圖4～圖11結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布狀態(tài)，而其他區(qū)域的應(yīng)力很小，這說(shuō)明增加銷孔結(jié)構(gòu)后增大了銷軸根部的應(yīng)力并且也影響了應(yīng)力分布情況。

2 結(jié)論

1）通過(guò)對(duì)比銷軸根部倒圓半徑對(duì)行星架應(yīng)力分布的影響發(fā)現(xiàn)，隨著倒角尺寸的增大，銷軸根部的最大等效應(yīng)力值在不斷變小，當(dāng)?shù)箞A半徑從3 mm增大到4 mm時(shí)，應(yīng)力明顯較小，但是由于受銷軸與軸承裝配的限制，銷軸根部的倒角不能過(guò)大，故倒圓半徑取值在4～5 mm時(shí)可以明顯改善受力狀態(tài)。

2）基于減重設(shè)計(jì)理念，將銷軸加工成孔結(jié)構(gòu)，通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)隨著孔徑的增大，銷軸根部的應(yīng)力也在不斷變大，當(dāng)孔徑取35 mm時(shí)，銷軸壁厚減薄，應(yīng)力分布急劇增加，因此為了保證銷軸的強(qiáng)度，孔徑不能過(guò)大。