航天論文行星滾柱絲杠小轉(zhuǎn)角運(yùn)動的動力學(xué)分析

　　本篇航天論文根據(jù)實際應(yīng)用中的小轉(zhuǎn)角運(yùn)動建立了行星滾柱絲杠的數(shù)學(xué)模型：把行星滾柱絲杠的軸向位移分解為嚙合接觸彈性變形量和傳動軸向位移， 用Hertz接觸理論求解了不同載荷下嚙合接觸彈性變形量， 并推導(dǎo)了行星滾柱絲杠傳動關(guān)系;在此基礎(chǔ)上建立了行星滾柱絲杠的有限元模型， 通過有限元仿真獲得了行星滾柱絲杠的動力學(xué)響應(yīng)， 最終獲得行星滾柱絲杠小轉(zhuǎn)角下運(yùn)動特性和動力學(xué)特性。

　　推薦期刊：《航天標(biāo)準(zhǔn)化》(季刊)創(chuàng)刊于1983年，由中國航天標(biāo)準(zhǔn)化研究所主辦。以從事航天行業(yè)的技術(shù)領(lǐng)導(dǎo)和廣大的工程技術(shù)、科技管理和標(biāo)準(zhǔn)化專業(yè)人員為主要閱讀對象。期刊以宣傳國家和行業(yè)的標(biāo)準(zhǔn)化工作方針和政策、貫徹技術(shù)民主與爭鳴的原則，以嚴(yán)謹(jǐn)?shù)膽B(tài)度開展標(biāo)準(zhǔn)化理論研究，研究市場經(jīng)濟(jì)下標(biāo)準(zhǔn)化工作發(fā)展方向及工作方法，探討型號研制標(biāo)準(zhǔn)化及產(chǎn)品三化等的意義和作用，目的是促進(jìn)航天事業(yè)的技術(shù)進(jìn)步和發(fā)展、實現(xiàn)國防現(xiàn)代化、趕超世界先進(jìn)水平。

　　關(guān)鍵詞： 行星滾柱絲杠;數(shù)學(xué)模型;有限元模型;動力學(xué)響應(yīng)

　　滾柱絲杠按其用途可分為行星滾柱絲杠(RSM)、 差動式滾柱絲杠及循環(huán)式滾柱絲杠， 其中行星滾柱絲杠具有很高的承載能力， 能適應(yīng)極高的速度加速度， 且具有很高的穩(wěn)定性[1]， 因此在傳動進(jìn)給系統(tǒng)中得到廣泛的應(yīng)用。 行星滾柱絲杠主要由五部分組成：絲杠、 滾柱、 螺母、 持環(huán)及齒輪， 如圖1所示。

　　行星滾柱絲杠是把轉(zhuǎn)動運(yùn)動形式轉(zhuǎn)化為軸向運(yùn)動形式的機(jī)構(gòu)， 其與行星滾珠絲杠(BSM)結(jié)構(gòu)相似， 區(qū)別在于行星滾柱絲杠的載荷傳遞元件為螺紋滾柱， 而非滾珠， 相比于行星滾珠絲杠， 行星滾柱絲杠的基礎(chǔ)表面具有更大的曲率半徑， 而且接觸表面的數(shù)量也較多， 這決定了行星滾柱絲杠擁有高壽命、 大載荷及高速度運(yùn)行能力。

　　行星滾柱絲杠一般應(yīng)用在關(guān)鍵的、 高精度機(jī)械里， 如醫(yī)療器械[2-4]、 航空航天工業(yè)[5-6]、 光學(xué)裝置[7]、 機(jī)器人及高精密度機(jī)床[8-9]。 國內(nèi)外對行星滾柱絲杠的研究日趨成熟， 能夠得到廣泛的工業(yè)應(yīng)用是建立在對行星滾柱絲杠效率、 失效形式以及動態(tài)載荷試驗的深入研究的基礎(chǔ)之上;Velinsky[10]對行星滾柱絲杠的運(yùn)動進(jìn)行了研究， 并給出了其效率隨螺紋螺旋角及接觸角變化規(guī)律。 現(xiàn)有的研究主要集中在滾柱絲杠大轉(zhuǎn)角運(yùn)動特性[11-12]， 對小轉(zhuǎn)角運(yùn)動中的動力學(xué)及受力特性研究還是一片空白。本文首先通過理論分析建立行星滾柱絲杠的數(shù)學(xué)模型， 從彈性變形及傳動關(guān)系研究行星滾柱絲杠運(yùn)行過程;其次建立行星滾柱絲杠的有限元模型， 通過有限元顯式算法對行星滾柱絲杠進(jìn)行動力學(xué)仿真， 研究行星滾柱絲杠動力學(xué)響應(yīng)。 最終獲得行星滾柱絲杠的運(yùn)動特性和動力學(xué)特性， 為其工業(yè)應(yīng)用提供了依據(jù)。

　　1行星滾柱絲杠數(shù)學(xué)模型

　　行星滾柱絲杠在運(yùn)行時， 尤其是在小信號的絲杠轉(zhuǎn)動過程中， 其軸向位移可以分為嚙合接觸彈性變形量和傳動軸向位移兩部分。

　　1.1嚙合接觸彈性變形量

　　1.1.1行星滾柱絲杠的赫茲理論模型

　　1896年， Hertz在經(jīng)典赫茲彈性接觸理論基礎(chǔ)上， 進(jìn)一步提出了關(guān)于兩彈性體點接觸的局部應(yīng)力和變形的經(jīng)典解[13]， 經(jīng)典赫茲理論建立在如下假設(shè)條件上：

　　a. 兩個接觸表面光滑， 只能夠產(chǎn)生彈性變形， 且服從胡克定律。 對于行星滾柱絲杠， 可以假設(shè)各部件的加工表面是光滑的， 在額定載荷工作條件下， 接觸點處產(chǎn)生的塑性變形量不超過各轉(zhuǎn)動體當(dāng)量半徑的千分之一， 這樣可以認(rèn)為行星滾柱絲杠工作在彈性與塑性的臨界點處。

　　b. 等效接觸面的尺寸遠(yuǎn)小于接觸的轉(zhuǎn)動體的表面曲率半徑。 行星滾柱絲杠的嚙合運(yùn)動中， 絲杠與滾柱的接觸、 滾柱與螺母的接觸都屬于點接觸， 充分接觸之后相當(dāng)于小面接觸， 接觸面相比接觸體曲率半徑相當(dāng)小， 滿足假設(shè)。

　　c. 考慮接觸表面間的法向壓力載荷， 不考慮接觸表面之間的切向摩擦力。 行星滾柱絲杠屬高精度傳動裝置， 可以忽略各傳動部件之間的摩擦力， 把嚙合傳動過程簡化為正壓力接觸傳動。

　　用赫茲接觸理論方法求解點接觸， 可以采用查表法獲得各參數(shù)數(shù)值， 也可以根據(jù)接觸模型計算出的主曲率F(ρ)的值， 經(jīng)過迭代或插值積分得到系數(shù)ma， mb， K(e)， L(e)的值， 再代入應(yīng)力應(yīng)變表達(dá)式中求出接觸問題的解。 本文為了獲得較精確的赫茲接觸理論解， 將結(jié)合數(shù)值積分、 數(shù)值迭代兩種方法對赫茲理論的偏心方程進(jìn)行求解， 得到等效接觸橢圓的偏心率， 進(jìn)而得到接觸橢圓長短半軸， 再代入到應(yīng)力應(yīng)變公式中得到赫茲理論解。 計算時， 輸入的參數(shù)有三個：行星滾柱絲杠基本結(jié)構(gòu)參數(shù)、 材料屬性及點接觸法相壓力載荷。

　　對于行星滾柱絲杠， 簡化的赫茲點接觸模型如圖2所示。 在載荷Q的作用下， 螺紋嚙合接觸點將擴(kuò)展成為一個接觸面。 絲杠-滾柱嚙合點接觸及滾柱-螺母嚙合點接觸部分可以簡化為一個橢圓， 橢圓長軸為2a， 短軸為2b。

　　1.2傳動軸向位移

　　行星滾柱絲杠三個轉(zhuǎn)動部件的節(jié)圓半徑影響相對轉(zhuǎn)速的大小， 各部件的螺紋導(dǎo)程及螺紋旋向決定螺母的軸向進(jìn)給量。 絲杠與滾柱之間存在軸向位移差， 但由于螺母與滾柱螺紋節(jié)距匹配及螺母持環(huán)的約束， 滾柱相對于螺母無相對軸向位移， 只做平面轉(zhuǎn)動。

　　1.2.1行星滾柱絲杠無滑移傳動

　　行星滾柱絲杠副無滑移傳動形式如圖7所示， 絲杠與滾柱運(yùn)動過程中相切于節(jié)圓切點B， 滾柱與螺母相切于節(jié)圓切點A。

　　由于螺母無周向速度， 故A點周向速度為零;由于絲杠有自轉(zhuǎn)角速度ωS， 故滾柱B點的軸向速度如下式：

　　2 行星滾柱絲杠有限元分析

　　2.1行星滾柱絲杠有限元模型

　　行星滾柱絲杠的結(jié)構(gòu)復(fù)雜， 螺紋數(shù)量多， 考慮到有限元計算效率， 本文對行星滾柱絲杠的模型進(jìn)行了簡化， 如圖9所示， 取等長度的絲杠、 滾柱及螺母接觸部分進(jìn)行建模， 模型中略去了滾柱中心圓柱部分及絲杠中心圓柱部分。

　　考慮行星滾柱絲杠螺紋結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性， 螺紋接觸部分采用四面體網(wǎng)格劃分， 設(shè)置C3D4網(wǎng)格單元。 每條螺紋面上三層網(wǎng)格， 盡量減少網(wǎng)格數(shù)量， 總網(wǎng)格數(shù)量為67 944。

　　定義行星滾柱絲杠材料密度為7.8E-9 ton/mm3，彈性模量為210 000 MPa， 泊松比為0.29。 螺紋嚙合接觸采用“surface-to-surface”小滑移接觸類型， 切向庫倫摩擦系數(shù)為0.3， 法向設(shè)置為硬接觸。

　　設(shè)置兩個分析步， 第一個分析步施加預(yù)緊拉力，如圖10所示， 使螺紋嚙合充分接觸， 第二個分析步施加絲杠扭矩，如圖11所示， 在扭矩作用下使?jié)L柱、 螺母轉(zhuǎn)動。 第一個分析步中釋放滾柱及螺母軸向方向自由度， 約束三個部件其他所有自由度， 對螺母施加軸向預(yù)緊力， 滾柱和螺母產(chǎn)生軸向位移;第二個分析步在第一個分析步基礎(chǔ)上， 釋放絲杠、 滾柱及螺母轉(zhuǎn)動方向自由度， 在絲杠扭矩作用下三個部件產(chǎn)生角位移， 滾柱和螺母有軸向位移。

　　2.2行星滾柱絲杠有限元仿真

　　對螺母施加如圖10所示的預(yù)緊力，對絲杠施加如圖11所示的扭矩載荷， 總計算時間為0.001 s。 計算完成后提取兩個時間點行星滾柱絲杠應(yīng)力分布云圖， 如圖12～13所示。

　　析得到的彈性變形量0.001 6 mm相比， 相對誤差為2.5%。 0.000 2 s時刻之后， 滾柱及螺母最大正向軸向位移在0.000 284 8 s時刻達(dá)到， 分別為0.001 767 59 mm， 0.003 402 09 mm。 在實際進(jìn)給傳動系統(tǒng)中， 在預(yù)緊力作用下的螺母的正向軸向位移需作為補(bǔ)償引入到運(yùn)動模型中。

　　圖14(f)為螺母軸向位移在0.000 2 s之后隨

　　絲杠角位移變化曲線， 即行星滾柱絲杠傳動關(guān)系曲線。 從圖中得到曲線斜率為0.300 010， 與理論分析得到的有滑移條件下的螺母軸向位移隨絲杠角位移變化率0.300 882 4符合很好， 誤差只有0.29%。

　　3結(jié)論

　　本文首先根據(jù)實際應(yīng)用中的小轉(zhuǎn)角運(yùn)動建立了行星滾柱絲杠的數(shù)學(xué)模型， 把行星滾柱絲杠的軸向位移分解為嚙合接觸彈性變形量和傳動軸向位移， 用Hertz接觸理論求解了不同載荷下嚙合接觸彈性變形量， 并推導(dǎo)了行星滾柱絲杠傳動關(guān)系;在此基礎(chǔ)上建立了行星滾柱絲杠的有限元模型， 通過有限元仿真獲得了行星滾柱絲杠的動力學(xué)響應(yīng)。 主要研究結(jié)論如下：

　　a. 在一定預(yù)緊力下， 行星滾柱絲杠螺紋嚙合處發(fā)生彈性變形， 在行星滾柱絲杠精確控制系統(tǒng)的實際應(yīng)用中應(yīng)對這部分彈性變形量進(jìn)行補(bǔ)償。

　　b. 通過有限元方法獲得了行星滾柱絲杠螺紋嚙合點接觸的應(yīng)力分布及各部件的動力學(xué)響應(yīng)曲線， 結(jié)合理論推導(dǎo)的傳動比， 為行星滾柱絲杠在進(jìn)給系統(tǒng)的實際應(yīng)用提供了依據(jù)。

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