谐波齿轮传动共轭齿廓的研究

利用改进运动法，导出谐波齿轮的理论啮合方程，求出了柔轮任意齿廓形状时谐波齿轮传动啮合矩阵的一般形式，更适合于对具有不同共轭曲面的轮齿的谐波齿轮进行计算机分析。求出在具有余弦凸轮波发生器的谐波齿轮传动中，与渐开线柔轮齿廓共轭的刚轮齿廓以及形成并把时发生器的转角区间，得出在发生器转角为±39°附近存在一个共轭区间的结论。     

渐开螺旋面交错轴共轭对应点方程

本文论证推导了适用于规则状态及非规则状态啮合的渐开螺旋面交错轴共轭对应点方程。文章应用对应点方程导出了渐开线齿轮交错轴啮合的根切判断条件式、过渡曲线干涉判断条件式、(斜)齿轮理论齿宽计算公式以及重合度计算公式。这些方程、公式都可以脱离坐标系来使用。     

正交面齿轮传动的两类界线

为了建立系统的正交面齿轮传动啮合界线与曲率干涉界线理论,本文通过求解非线方程组获得了两类界线的数值解。证明了啮合界线在小轮齿面上是渐开线;其共轭线也是渐开线。发现干涉界线一般有2条,近齿面干涉界线存在于面齿轮内端附近,大致沿齿高走向。近齿面干涉界点存在平凡解,是干涉界线和啮合界线共轭线的交点,位于传动副瞬时相对转动轴上。基于近齿面干涉界线,建立了面齿轮无根切内径公式,通过数值迭代可以获得内径准确值;还导出了无根切内径估算公式,便于设计中应用。     

双导程直线接触偏置蜗杆传动Ⅲ——几何参数分析与确定

论述了一种新型偏置蜗杆传动方式的基本原理,即蜗轮蜗杆传动的啮入和啮出分别是基于具有渐开线齿形、齿面瞬时接触状态为直线接触的外啮合和内啮合空间相错轴螺旋齿轮传动方式实现的,蜗轮和蜗杆的内外啮合齿面是分别由各自2个同轴的基圆柱形成的渐开螺旋面.论述了这种蜗杆传动的传动副结构特点、运动和几何参数的确定原则以及正确传动的安装条件,并给出了计算示例.     

斜齿轮设计参数的测定

在修配或测绘工作中,常需测定齿轮的设计参数。对圆柱斜齿轮,须测出以下的参常,才能制造出与原齿轮设计参数相同的齿轮1.齿数 z(可由实际齿轮上数出);2.法向模数 m_n;3.压力角∝_(n);4.分度圆螺旋角β_;5.移距系数及修正类别;6.齿顶系数;     

渐开线椭圆齿轮齿廓数学建模与图形仿真

提出了一种渐开线椭圆齿轮齿廓造型的新方法。首先,根据对渐开线齿廓形成原理和渐开线齿轮任 意圆上的齿厚公式的分析,建立了插齿刀的渐开线圆柱齿轮齿廓的数学模型。其次,建立插齿刀与椭圆齿轮毛坯即 节曲线在共轭时的几何位置关系,使插齿刀作纯滚动,再用啮合方程将这两个模型结合起来,获得椭圆齿轮齿廓曲 线加工数学模型。第三,在加工过程中,为保证刀具和齿坯之间的范成关系,刀具在齿坯节曲线上滚过的弧长等于 刀具绕其自身回转中心转过的弧长。最后,用计算机图形仿真的方法获得了椭圆齿轮的渐开线齿廓曲线图形,验证 了该数学模型的正确性和有效性。     

基于渐开线蜗杆状珩磨轮近似模型的珩齿工艺齿面误差

在锥面包络圆柱蜗杆状珩磨轮(ZK型)珩齿加工中,通常采用直廓金刚石滚轮修整得到的蜗杆状珩磨轮代替渐开线蜗杆状珩磨轮进行珩齿加工,在原理上引入了误差.为研究原理误差大小及影响因素,运用空间啮合原理,对近似模型的珩齿加工过程进行建模,得出加工齿轮齿面模型法向误差.以具体参数蜗杆与齿轮为例,绘制加工齿轮齿面模型上不同位置处的法向误差分布图.分析了蜗杆状珩磨轮螺旋角(蜗杆直径、头数)与压力角对加工齿轮齿面模型法向误差的影响.结果表明:蜗杆状珩磨轮螺旋角越大,加工齿轮齿面模型法向误差越小;待加工压力角较小的齿轮,更适合用文中近似模型进行珩齿加工.研究结果验证了运用锥面包络圆柱蜗杆珩齿加工的可行性,对珩齿加工具有现实指导意义.     

整体斜交加肋圆柱壳的Donnell型简化方程

本文利用简化的应变与位移关系式推出了整体斜交加肋圆柱壳的Donnell型简化方程,该方程当θ_1=0°和θ_2=90°时即为整体正交加肋圆柱壳的Donnell型方程。文中还给了加强肋构成正方菱形网格的圆柱壳在轴压作用下的临界应力公式。     

相交轴螺旋非圆齿轮啮合传动研究

为了将非圆齿轮应用到变速器中,提出一种实现相交轴变传动比运动的螺旋非圆齿轮副,并对其啮合原理进行研究。定义了该非圆齿轮的螺旋节曲线,给出传动比公式及齿轮副周向纯滚动条件,建立了基于包络法加工非圆齿廓数学模型;通过描述圆柱齿轮的各段齿面方程,结合共轭齿廓啮合基本定理,推导出了螺旋非圆齿轮的齿面方程,并验证两者瞬时啮合状态为线接触;利用数值计算软件,生成了精确的非圆齿面,分析了左右非圆齿廓外观特征,为进一步研究和应用提供了理论基础。     

负变位平衡剃齿刀设计的基本问题

平衡接触剃齿法可有效地消除或减小剃后齿轮齿形的中凹误差.然而,如何正确地设计平衡剃齿刀是实现平衡剃齿的关键所在.本文简略地阐述了设计平衡剃齿刀的三个要点:(1)两种不同的平衡接触剃齿的条件是tgα(?)tgβ_(b1)sinβ_(b1) α(?)cosβ_(b1)=(ρ_(1max) ρ_(1min)-S_(bn1))/2r_(b1)及tgα(?)tgβ_(b1)sinβ_(b1) α(?)cosβ_(b1)=(ρ_(1max) ρ_(1min)-S(bn1) P_(bn))/2r_(b1)在一般情况下,取前一条件比后一条件更为有利,即将平衡剃齿刀设计成负变位的.(2)齿轮齿侧渐开螺旋面的极限主曲率半径ρ_(1max)及ρ_(1min)与留剃形式或剃前刀具的齿形有关.(3)生产实践证实,不必苛求严格的平衡接触条件.一般如将不平衡啮合率控制在5%以下,仍可获得满意的剃后齿形.这样,可大大地减少所需的剃齿刀数量.     

斜齿轮的产形齿条及其在齿轮啮合和滚刀设计中的应用

本文揭示了具有任意齿形的斜齿轮与其产形齿条啮合过程中所存在的若干特性。明确指出,斜齿轮与其产形齿条(斜齿条)的啮合属线接触啮合。它们的啮合曲面和瞬时接触线的形状完全取决于产形齿条的斜角、法向齿廓及其对节平面的相对位置,而与斜齿轮的节圆直径无关。 本文还提出了用斜齿轮的产形齿条求解其共轭齿廓和确定滚刀基本蜗杆齿形的具体方法。这样,研究平面啮合的一些基本原理,如包络线原理、公法线原理等,即可用于空间啮合(交错轴斜齿轮副啮合)中,从而在一定程度上简化了解题过程。     

开式齿轮传动设计中的几个重要参数的修正

分析了闭式齿轮传动和开式齿轮传动在实际工作情况下失效形式的不同 ,并通过齿轮啮合分析和强度分析 ,提出了在开式齿轮传动的设计中顶高系数 (h a)和压力角 (α)的改进 ,将原来采用的h a 取 1和α取 2 0°改为h a 取 0 .7和α取 1 5° ,实际应用证明这一改进是有效的。     

复合型裂纹起裂准则的研究

本文以裂纹前缘弹塑性分界面上的体积应变能密度、等能量密度面上的三轴张力和塑性区尺寸为参数,提出了小范围屈服条件下的三个复合型表面裂纹起裂准则;推出了表面裂纹前缘任意点的起裂角(α_i,θ_i)和起裂载荷Q_i表达式;计算了LC4CS板材上表面裂纹倾斜角β分别为15°、30°、45°、60°、75°和90°时裂纹前缘定位角(?)分别为0°、15°、30°、45°、60°、75°和90°各点的起裂角(α_i、θ_i)和起裂载荷Q_i;绘制了θ_4-β、θ-(?)、a~(1/2)Q_4/WBK_(Ie)-β和a~(1/2)Q_4/WBK_(Ie)-(?)曲线。将三个准则所得的计算结果进行了讨论并与文献[1]中[G]max、[S]min和[σa]max三个准则计算值和实验值进行了比较,本文所提出的三个准则较[G]max、[S]min和[σ_θ]max准则更符合实际。     

元弧齿轮基准齿形的工作 元弧中心的合理配置问题——(一)保证双元弧齿轮在节点前后同时啮合而不受中心距和切深偏差影响的条件

本文主要针对目前在生产上实际应用的双元弧齿轮就所研究的问题作了理论分析,并得出下列结论:只要其基准齿形的参数满足条件△ρ~(1)=△ρ~(2)=△ρ、α_(no)~(1)=α_(no)~(2)=α_(no)就足以保证在节点前后同时啮合而不受中心距和切深偏差影响(见§3) 本文还利用端面齿廓啮合图(见图2)精确而简易地导出偏差和啮合角之间的定量关系式(见§4)。在§5中探讨了相邻啮合点间轴向距离的恒定性问题。最后一节(§6)是对文献[3]的评论。     

斜齿轮时变接触线改进算法及螺旋角对接触线影响

针对Chinmaya Kar和A.R.Mohanty采用的计算时变接触线算法存在计算条件的问题,根据啮合原理推导出通用公式,该公式突破了接触线长度计算受啮合面形状以及同时啮合的接触线条数限制,扩大了数值计算接触线的应用范围,并与国家标准计算值对比,误差皆在5%以内,该结果为齿轮的参数设计以及后续的齿面摩擦提供理论基础.利用该算法计算在改变螺旋角情况下斜齿轮在一个端面齿距内的时变接触线并分析其变化的规律,研究结果表明:初始时刻当L1(啮合起始时刻接触线上端距离啮合区右端最短距离)和端面齿距相等,且L2(啮合起始时刻接触线上端距离啮合区左端最短距离)和L4(啮合起始时刻接触线下端距离啮合区右端最短距离)相等时,整个接触线没有波动,齿轮运行最平稳.     

准双导程锥蜗杆传动研究

提出和建立了准双导程锥蜗杆传动的概念与方法。蜗轮蜗杆构成的传动仍然建立在空间相错轴螺旋齿轮传动原理基础上。蜗杆的两侧齿面是两个螺旋角不等的阿基米德螺旋面,是一种等导程锥螺杆。蜗轮蜗杆传动啮合状态等效于双导程锥蜗杆传动,它在两个基圆柱公切面内形成近似直线接触。准双导程锥蜗杆传动,蜗杆可以在车床上采用类似于切削锥螺纹的方法完成加工,配对的锥蜗轮利用标准模数齿轮滚刀实施切齿加工,使工程实施更为简便。分析了阿基米德螺旋面替代渐开螺旋面的误差及其影响因素,推导了蜗杆与蜗轮相关几何参数计算公式。在已经建立的传动副设计方法基础上,完成样件加工和初步传动试验。     

金刚石滚轮修整效果与修整机理

在锥面包络圆柱蜗杆状珩磨轮（ZK型）珩齿加工中,通常采用直廓金刚石滚轮修整得到的蜗杆状珩磨轮代替渐开线蜗杆状珩磨轮进行珩齿加工,在原理上引入了误差.为研究原理误差大小及影响因素,运用空间啮合原理,对近似模型的珩齿加工过程进行建模,得出加工齿轮齿面模型法向误差.以具体参数蜗杆与齿轮为例,绘制加工齿轮齿面模型上不同位置处的法向误差分布图.分析了蜗杆状珩磨轮螺旋角（蜗杆直径、头数）与压力角对加工齿轮齿面模型法向误差的影响.结果表明：蜗杆状珩磨轮螺旋角越大,加工齿轮齿面模型法向误差越小;待加工压力角较小的齿轮,更适合用文中近似模型进行珩齿加工.研究结果验证了运用锥面包络圆柱蜗杆珩齿加工的可行性,对珩齿加工具有现实指导意义.

     

复合摆线少齿差行星传动的齿廓几何特性与啮合特性变化规律

针对摆线针轮少齿差行星传动的摆线针轮啮合角大、转臂轴承可靠性低与针齿均布位置精度要求高等问题,作者利用几何可控性较强的复合摆线构建少齿差行星内齿齿廓,提出一种新型高性能复合摆线内齿型少齿差行星齿轮副：基于传统摆线行星传动几何原理,提出复合摆线内齿齿廓曲线的几何设计方法,分析齿形调控参数c₂对复合摆线内齿齿廓曲线几何形状与曲率变化的影响规律;基于齿轮啮合运动学共轭原理,建立复合摆线内齿齿廓方程、齿轮副共轭传动啮合方程、少齿差行星共轭齿廓方程与啮合线方程;利用参量转化法分析复合摆线内齿齿廓的啮合界限特性;根据共轭齿廓出现奇异点的几何原理,推导其不发生根切的判定方程;研究该新型齿轮副的啮合线、重合度、压力角、诱导法曲率与滑动率等啮合特性及其变化规律,提出诱导法曲率与滑动率的啮合区间敏感性分析方法。研究结果表明：复合摆线内齿齿廓存在啮合界限点,啮合界限特性与根切判定方程分别为新型齿轮副内齿齿根过渡曲线设计、共轭齿廓无根切设计提供了有效的理论方法;啮合线与重合度的分析表明该新型齿轮副具有多齿啮合特性;当新型齿轮副的齿数、偏心距、齿高和内齿分布圆半径确定后,c₂是唯一影响压力角、诱导法曲率与滑动率的齿轮参数,行星轮压力角的最小值与平均值随c₂减少而降低,在一个啮合周期内,c₂对诱导法曲率与滑动率的影响存在着不敏感与敏感区间,可忽略c₂对不敏感啮合区间诱导法曲率和滑动率的影响,敏感区间的诱导法曲率平均值、滑动率幅值与平均值均随着c₂减少而降低。相对于同参数的传统摆线行星传动,新型齿轮副在压力角、诱导法曲率与滑动率等啮合特性方面具有传动优势,相应地,反应出其较好的多齿啮合特性、传力特性、润滑与承载特性及抗磨损特性,具有一定的工程应用价值。     

二(二异磷酰联硫代磷酸酯)及二(二磷酰联硫代氨基甲酸酯)的合成与结构表征

通过 X-射线衍射 ,确定了化合物二 (二异磷酰联硫代磷酸酯 ) ( [( i Pr O) 2 PS2 ]2 )和二 (二磷酰联硫代氨基甲酸酯 ) ( [Pr2 NCS2 ]2 )的晶体结构。 [( i Pr O) 2 PS2 ]2 是三斜晶系 ,空间群为 P 1 ,晶胞参数为 a=0 .82 99( 2 ) nm,b=0 .8498( 2 ) nm,c=0 .88380 ( 2 ) nm,α=97.98( 3)°,β=1 1 0 .69( 3)°,r=95 .0 1 ( 3)°,Z=2。 [Pr2 NCS2 ]2 是正交晶系 ,空间群 Pbca,点阵参数为 a=1 .1 0 2 32 ( 2 ) nm,b=1 .5 1 645 ( 2 ) nm,c=2 .42 82 6( 1 ) nm,α=β=γ=90°,Z=8。[( i Pr O) 2 PS2 ]2 是中心对称结构 ,两个 P原子和四个 S原子几乎完全处于一个平面上 (原子的最大偏差只有 0 .0 0 4 nm)。在 [Pr2 NCS2 ]2 中 ,两个二硫代氨基甲酸酯基团所在的平面构成的二面角接近 90°,丙基取代的二硫代氨基甲酸酯基团产生扭曲角分别为 2 .9°和 1 .3°。在这两个化合物的结构中 ,联硫基团是通过 S- S单键相连来形成的联硫代化合物。范德华力对晶体结构起到稳定作用     

等高弧齿锥齿轮副的啮合理论研究(上)

等高弧齿锥齿轮副是用平面齿轮原理在奥利康(Oerlikon)铣齿机上切制的.这种工艺啮合是共轭的,可保证两轮齿面实现正确的“失配”啮合;不仅简化了刀具名目、消除了对角接触,而且几何及调整计算更精确、简单和方便.本文着重研究和分析这种新型传动的工艺啮合原理、齿面内在几何、工作啮合特性以及法曲率和诱导法曲率的计算。