表7-2 三環(huán)減速器原型機(jī)在不同載荷下的環(huán)板齒根應(yīng)變值 （με）
輸入轉(zhuǎn)速
n（r/min） |
輸出扭矩
T（N.m） |
環(huán)板1應(yīng)變 |
環(huán)板2應(yīng)變 |
環(huán)板3應(yīng)變 |
環(huán)板1、2、3
平均應(yīng)變 |
| 平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
| 1008 |
39 |
3.42 |
4.18 |
5.43 |
5.82 |
4.48 |
5.72 |
4.69 |
| 1000 |
242 |
15.22 |
19.31 |
16.08 |
19.54 |
14.83 |
18.16 |
15.55 |
| 985 |
461 |
33.14 |
38.53 |
35.86 |
41.87 |
31.53 |
39.12 |
34.10 |
| 1002 |
664 |
45.46 |
59.18 |
43.92 |
59.88 |
47.23 |
57.31 |
45.13 |
| 951 |
875 |
59.89 |
71.49 |
55.91 |
72.93 |
58.43 |
69.04 |
57.54 |
表7-3 三環(huán)減速器改進(jìn)型機(jī)在不同載荷下的環(huán)板齒根應(yīng)變值 （με）
輸入轉(zhuǎn)速
n（r/min） |
輸出扭矩
T（N.m） |
環(huán)板1應(yīng)變 |
環(huán)板2應(yīng)變 |
環(huán)板3應(yīng)變 |
環(huán)板1、2、3
平均應(yīng)變 |
| 平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
| 1005 |
35 |
2.98 |
3.24 |
3.25 |
3.36 |
3.07 |
3.31 |
3.14 |
| 978 |
202 |
13.14 |
13.56 |
13.38 |
13.98 |
12.45 |
13.31 |
13.09 |
| 998 |
440 |
33.02 |
34.45 |
33.78 |
35.19 |
32.46 |
34.47 |
33.26 |
| 997 |
650 |
39.58 |
41.48 |
40.02 |
42.18 |
38.92 |
40.25 |
39.64 |
| 987 |
873 |
53.27 |
55.96 |
54.49 |
57.34 |
52.05 |
54.56 |
53.58 |
表7-4 三環(huán)減速器原型機(jī)在不同載荷下的環(huán)板齒根應(yīng)變值 （με）
輸入轉(zhuǎn)速
n（r/min） |
輸出扭矩
T（N.m） |
環(huán)板1應(yīng)變 |
環(huán)板2應(yīng)變 |
環(huán)板3應(yīng)變 |
環(huán)板1、2、3
平均應(yīng)變 |
| 平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
| 986 |
47 |
1.21 |
1.43 |
1.39 |
1.68 |
1.31 |
1.56 |
1.33 |
| 991 |
228 |
10.38 |
14.01 |
11.56 |
14.12 |
10.93 |
12.87 |
11.11 |
| 998 |
444 |
16.02 |
17.16 |
14.02 |
18.06 |
11.96 |
13.23 |
14.01 |
| 1016 |
656 |
25.54 |
26.53 |
20.62 |
27.25 |
19.49 |
25.18 |
21.57 |
| 1002 |
872 |
29.82 |
33.59 |
29.03 |
38.82 |
28.32 |
32.19 |
29.05 |
表7-5 三環(huán)減速器改進(jìn)型機(jī)在不同載荷下的環(huán)板齒根應(yīng)變值 （με）
輸入轉(zhuǎn)速
n（r/min） |
輸出扭矩
T（N.m） |
環(huán)板1應(yīng)變 |
環(huán)板2應(yīng)變 |
環(huán)板3應(yīng)變 |
環(huán)板1、2、3
平均應(yīng)變 |
| 平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
平均應(yīng)變 |
最大應(yīng)變 |
| 1023 |
38 |
1.21 |
1.34 |
1.35 |
1.48 |
1.29 |
1.41 |
1.30 |
| 1007 |
222 |
7.64 |
8.17 |
8.29 |
8.96 |
8.09 |
8.49 |
8.08 |
| 989 |
432 |
10.98 |
11.92 |
11.54 |
11.78 |
10.23 |
10.67 |
11.07 |
| 1009 |
641 |
16.68 |
17.17 |
17.46 |
18.17 |
16.08 |
17.69 |
16.92 |
| 985 |
874 |
22.53 |
24.17 |
24.56 |
25.74 |
24.02 |
25.02 |
23.97 |
對(duì)于得到環(huán)板齒根應(yīng)變和環(huán)板頂部應(yīng)變的數(shù)值，運(yùn)用式（7-2）可以求出分別考慮環(huán)板齒根應(yīng)變和環(huán)板頂部應(yīng)變兩種情況下三環(huán)減速器原型機(jī)和改進(jìn)型機(jī)的載荷分配不均勻系數(shù)KP。
圖7-12和7-13所示為考慮環(huán)板齒根應(yīng)變的原型機(jī)和改進(jìn)型機(jī)載荷分配不均勻系數(shù)KP——轉(zhuǎn)矩試驗(yàn)曲線。
從上述試驗(yàn)曲線可以看出：當(dāng)考慮環(huán)板齒根應(yīng)變時(shí)，原型機(jī)載荷分配情況較差，當(dāng)輸入轉(zhuǎn)速n=1002r/min，輸出轉(zhuǎn)矩T=664N.m時(shí)，載荷分配不均勻系靈敏KP=1.33；改進(jìn)型機(jī)載荷分配情況較原型機(jī)有很大的改善，當(dāng)輸入轉(zhuǎn)速n=987r/min，輸出轉(zhuǎn)矩T=873N.m時(shí)，載荷分配不均勻系數(shù)KP=1.07。
圖7-14和7-15所示為考慮環(huán)板應(yīng)為的原型機(jī)和改進(jìn)型機(jī)載荷分配不均勻系數(shù)KP——轉(zhuǎn)矩試驗(yàn)曲線
由曲線可以看出：當(dāng)輸入轉(zhuǎn)速n=985r/min，輸出轉(zhuǎn)矩T=874N.m時(shí)，載荷分配不均勻系數(shù)kP=1.07，較無油膜浮動(dòng)的新型三環(huán)減速器的載荷分配不均勻系數(shù)kP=1.34要小。這說明油膜浮動(dòng)均載機(jī)構(gòu)可部分補(bǔ)償制造誤差，達(dá)到了均衡載荷的目的。也就是說：采用同步帶傳動(dòng)和油膜浮動(dòng)夠明顯地改善三環(huán)減速器三片內(nèi)齒環(huán)板間的載荷分配情況，從而降低了三環(huán)減速器的振動(dòng)，降低了傳動(dòng)噪聲，增加了傳動(dòng)平穩(wěn)性，延長(zhǎng)了減速器的使用壽命。試驗(yàn)證明：本文提出的油膜浮動(dòng)均載機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)合理，均載效果較好。
7.4兩級(jí)三環(huán)減速器的振動(dòng)試驗(yàn)
7.4.1測(cè)試原理及振動(dòng)測(cè)試方案
減速器上各測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)信號(hào)由測(cè)試系統(tǒng)測(cè)得。系統(tǒng)的激振能源是整個(gè)機(jī)械傳動(dòng)系統(tǒng)運(yùn)轉(zhuǎn)過程本身。測(cè)試時(shí)被測(cè)減速器的輸入軸、輸出軸的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩（功率）的數(shù)據(jù)由兩個(gè)轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩測(cè)試儀提供，并由微機(jī)打印出。其測(cè)試原理是：傳個(gè)頻率響應(yīng)范圍合適的加速動(dòng)系統(tǒng)運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)所產(chǎn)生的激振力作用在減速器上的6個(gè)頻率響應(yīng)范圍合適陰那迷度傳感器上，傳感器將機(jī)械振動(dòng)量（加速度）的變化轉(zhuǎn)換成電量，然后輸至電荷放大器，放大器將傳感器輸出的很微弱的電信號(hào)放大到A/D轉(zhuǎn)換器需要的量程范圍后，被送至A/D轉(zhuǎn)換器，信號(hào)通過A/D轉(zhuǎn)換器后，已由模擬量變成了離散的數(shù)字量，這些數(shù)字信號(hào)傳到計(jì)算機(jī)后，應(yīng)用振動(dòng)分析軟件，由計(jì)算機(jī)對(duì)這些數(shù)字信號(hào)進(jìn)行分析和處理，以獲得需要的信息。
兩級(jí)三環(huán)減速器是由軸、齒輪、帶和滾動(dòng)軸承等部件組成的用以改變轉(zhuǎn)速的一種機(jī)械傳動(dòng)裝置，工作過程中由于軸的彎曲變形、齒輪的制造和安裝誤差和嚙合剛度、嚙合力和慣性力的變化，將引起振動(dòng)的產(chǎn)生。輪齒的嚙合沖擊、慣性沖擊等將通過環(huán)板兩側(cè)的轉(zhuǎn)臂軸承、高速軸傳到高速軸的支撐軸承和軸承座，作用到箱體上或通過輸出軸、輸出軸的支撐軸承作用到軸承座和箱體上，最終，導(dǎo)致箱體的振動(dòng)。當(dāng)振動(dòng)較輕時(shí)，這時(shí)的激振能量較小，一般表現(xiàn)為嚙合頻率為轉(zhuǎn)頻的振動(dòng)。同時(shí)，由于三環(huán)減速器采用軸承徑向間隙較小且軸承與箱體間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)也較小的滾動(dòng)軸承作支承，應(yīng)選用箱體振動(dòng)測(cè)試方法進(jìn)行測(cè)試，箱體振動(dòng)測(cè)試可以獲得較寬的動(dòng)態(tài)范圍和頻率范圍。測(cè)點(diǎn)布置方案是關(guān)系到測(cè)量結(jié)果的一件重要工作，一定應(yīng)選擇信號(hào)傳遞路線最短捷、機(jī)器工作狀態(tài)的信號(hào)反映比較敏感的部位（各方向）作為測(cè)點(diǎn)。我們是這樣布置測(cè)點(diǎn)的，在箱體上部的平頂處、箱體的軸向、輸入軸和輸出軸的軸承座處的表面上布置振動(dòng)測(cè)點(diǎn)，減速器測(cè)點(diǎn)示意圖如圖7-16所示。傳感器1、2和4沿徑向布置在兩曲柄軸的軸承座處，且1和4對(duì)稱布置于同一曲柄軸的兩端，1和2位于同步帶輪側(cè)，測(cè)點(diǎn)1和2測(cè)量?jī)筛患?jí)輸出二級(jí)輸入軸軸承座的徑向振動(dòng)，測(cè)點(diǎn)4測(cè)量輸入軸非帶輪側(cè)的軸承座的徑向振動(dòng)，傳感器3垂直布置于箱體上部平頂處，測(cè)量箱體上表面垂直方向的振動(dòng)，傳感器5沿徑向布置在輸出軸的軸承處，測(cè)量輸出軸軸承座的徑向振動(dòng)，傳感器6沿軸的方向垂直布置于減速器的側(cè)面，測(cè)量箱體的軸向振動(dòng)。
將加速度傳感受器按圖7-16所示的測(cè)點(diǎn)位置固定好，再接圖7-17連接好測(cè)試系統(tǒng)。根據(jù)美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)ANSIS2.17-1980推薦的有關(guān)振動(dòng)參數(shù)相宜的測(cè)振頻率范圍，這里選2000Hz，加速度單位：m/s2。
7.4.2 測(cè)試用儀器與測(cè)試系統(tǒng)
在傳動(dòng)效率測(cè)度所用儀器的基礎(chǔ)上，還需一些振動(dòng)測(cè)試用的專用儀器，這里選用的是：YD42型壓電式加速度傳感器，DHF-6A型荷放大器，HY-1232A/D、D/A轉(zhuǎn)換板，IBM-PCXT/AT總線和微機(jī)處理系統(tǒng)。
振動(dòng)測(cè)試系統(tǒng)如框圖圖7-17所示，振動(dòng)傳感受器測(cè)點(diǎn)引線照片如圖7-18所示。
振動(dòng)信號(hào)的采集和處理軟件的性能直接關(guān)系到測(cè)試結(jié)果的準(zhǔn)確性，本試驗(yàn)采用哈爾濱工業(yè)大學(xué)編的并經(jīng)過多次試驗(yàn)驗(yàn)證的振動(dòng)測(cè)試軟件，它包含下列功能：數(shù)據(jù)采集、信號(hào)分析、模態(tài)分析和模態(tài)繪圖等。在微機(jī)上正確使用該軟件是保證數(shù)據(jù)采集和處理的重要步驟。
7.4.3 振動(dòng)測(cè)試數(shù)據(jù)的處理
在傳動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)上對(duì)樣機(jī)DQSH145油膜浮動(dòng)兩級(jí)三環(huán)減速器在輸入轉(zhuǎn)速n輸入=300，750，1000，1500r/min和輸出扭矩T輸出200，400，750，875N.m工況下進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試。表7-6所示是在不同轉(zhuǎn)矩和不同轉(zhuǎn)速情況下，在6個(gè)測(cè)振點(diǎn)所測(cè)到最大加速度值（單位：m/s2）。
表7-6 測(cè)振點(diǎn)最大加速度值
| 輸出轉(zhuǎn)矩（N.m） |
輸入轉(zhuǎn)速n（r/min） |
測(cè)振點(diǎn)1 |
測(cè)振點(diǎn)2 |
測(cè)振點(diǎn)3 |
測(cè)振點(diǎn)4 |
測(cè)振點(diǎn)5 |
測(cè)振點(diǎn)6 |
| 200 |
300 |
1.15 |
-0.952 |
0.977 |
1.12 |
1.22 |
1.27 |
| 754 |
1.27 |
5.18 |
0.195 |
1.44 |
4.47 |
3.66 |
| 1010 |
-2.66 |
6.84 |
-0.22 |
-3.81 |
-6.59 |
8.13 |
| 1506 |
5.13 |
10.4 |
-0.171 |
-4.64 |
9.26 |
12.1 |
| 400 |
290 |
1.44 |
-1.32 |
0.879 |
1.07 |
-1.1 |
-1.73 |
| 760 |
1.78 |
0.445 |
-0.297 |
-2.39 |
-5.23 |
4.64 |
| 998 |
1.98 |
-6.76 |
-0.293 |
-3.44 |
7.62 |
8.38 |
| 1420 |
-6.85 |
11.6 |
-0.293 |
6.37 |
13.0 |
11.1 |
| 750 |
320 |
1.22 |
1.29 |
1.25 |
-1.81 |
2.08 |
1.71 |
| 755 |
1.88 |
0.12 |
-0.171 |
2.37 |
5.81 |
4.18 |
| 1008 |
2.15 |
8.11 |
-0.171 |
3.22 |
5.84 |
6.96 |
| 1097 |
4.42 |
-8.33 |
-0.293 |
4.59 |
9.04 |
-8.08 |
| 875 |
340 |
1.93 |
1.44 |
-1.32 |
-2.03 |
2.08 |
-1.78 |
| 768 |
3.42 |
0.95 |
0.44 |
2.81 |
5.25 |
4.47 |
| 1000 |
2.56 |
-9.65 |
-0.244 |
-4.3 |
-7.96 |
-8.18 |
| 1080 |
4.42 |
-8.33 |
-0.293 |
4.59 |
9.04 |
-8.08 |
由表7-6可看出，除測(cè)振點(diǎn)3外，在轉(zhuǎn)矩恒定時(shí)，隨輸入轉(zhuǎn)速的增加，軸承座的振動(dòng)也增加，也就是說，隨著轉(zhuǎn)速的增大，各軸承座上的激振力也增大。在轉(zhuǎn)速恒定時(shí)，增加轉(zhuǎn)矩，振動(dòng)變化不很明顯。測(cè)振點(diǎn)2的振動(dòng)加速度高于測(cè)振點(diǎn)1處，這是因?yàn)闇y(cè)振點(diǎn)2對(duì)就的懸臂軸上的帶輪作用力臂較測(cè)振點(diǎn)1處的振動(dòng)加速度在負(fù)載轉(zhuǎn)矩較大和轉(zhuǎn)速較高時(shí)基本相等，這說同一根軸上的兩支點(diǎn)受烽狀況較好，也就是樣機(jī)的均載效果較好。兩曲柄軸軸承座的振動(dòng)較小，這說明完全平衡和均衡機(jī)構(gòu)起到了較好的效果。測(cè)振點(diǎn)6所測(cè)的振動(dòng)加速度是由于帶傳動(dòng)安裝時(shí)三個(gè)帶輪未完全同心，同步帶工作時(shí)擠壓了曲柄軸上兩帶輪側(cè)面擋圈，使軸上產(chǎn)生了軸向力的緣故。
圖7-19所示是一組輸出轉(zhuǎn)矩為875N.m，轉(zhuǎn)速為1080r/min工況時(shí)的實(shí)測(cè)振動(dòng)加速度結(jié)果，加速度最大值及對(duì)應(yīng)的時(shí)間標(biāo)記在圖上。（1×e-1v代表1m/s2）
衡量機(jī)械設(shè)圖示的振動(dòng)，國(guó)際上通常采用ISOSR2372和ISODR3945《轉(zhuǎn)速為600～1200r/min機(jī)械振動(dòng)評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)》。為評(píng)價(jià)筆者所設(shè)計(jì)的DQSH145油膜浮動(dòng)的兩級(jí)三環(huán)減速器的振動(dòng)水平，下面給出部分工況下的有效振動(dòng)速度值。輸出轉(zhuǎn)矩為750N.m和880N.m時(shí)不同轉(zhuǎn)速條件下各測(cè)振點(diǎn)的有效振動(dòng)速度值如表7-7和7-8所示。（單位：mm/s）
表7-7 測(cè)振點(diǎn)的有效的振動(dòng)速度值
| |
n1=320r/min |
n2=755r/min |
n3=1008r/min |
n4=1100r/min |
| 1 |
0.4313 |
0.6647 |
0.76014 |
2.185 |
| 2 |
0.4561 |
0.04243 |
2.8673 |
3.6416 |
| 3 |
0.44194 |
0.0605 |
0.0605 |
0.1121 |
| 4 |
0.64 |
0.838 |
1.1384 |
1.1384 |
| 5 |
0.7354 |
2.0541 |
2.0648 |
33.1784 |
| 6 |
0.6064 |
1.4779 |
2.461 |
3.101 |
表7-8 測(cè)振點(diǎn)的有效的振動(dòng)速度值
| |
n1=340r/min |
n2=768r/min |
n3=1000r/min |
n4=1080r/min |
| 測(cè)振點(diǎn)1 |
0.68236 |
1.20915 |
0.9051 |
1.5627 |
| 測(cè)振點(diǎn)2 |
0.50912 |
0.3359 |
3.4118 |
2.9451 |
| 測(cè)振點(diǎn)3 |
0.4667 |
0.155563 |
0.08627 |
0.1036 |
| 測(cè)振點(diǎn)4 |
0.71771 |
0.9935 |
1.5203 |
1.6228 |
| 測(cè)振點(diǎn)5 |
0.7354 |
1.8562 |
2.8143 |
3.1961 |
| 測(cè)振點(diǎn)6 |
0.62933 |
1.5804 |
2.8921 |
2.8567 |
機(jī)械設(shè)備振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，對(duì)于功率值小于15KW的機(jī)械設(shè)備振動(dòng)速度有效值0.11～0.71,A級(jí)-良好；0.71～1.8,B級(jí)-允許；1.8～4.5,C級(jí)-較差；4.5以上，D級(jí)-不允許。從振動(dòng)烈度判據(jù)知，A級(jí)好，B級(jí)容許，C級(jí)可容忍，D 級(jí)不允許。測(cè)點(diǎn)3處于良好狀態(tài)，其它點(diǎn)均處在良好、允許和可容忍狀態(tài)。
由于原型機(jī)的慣性力與慣性力矩完全平衡，其振動(dòng)加速度本來就較小，因而加浮動(dòng)環(huán)后其振動(dòng)加速度變化不大，
本樣機(jī)測(cè)試數(shù)據(jù)較性能基本一致的偏心相位差為120°的重慶專用機(jī)械制造公司生產(chǎn)的SH145型三環(huán)減速器產(chǎn)品的振動(dòng)加速度測(cè)試值要小的多。以測(cè)振點(diǎn)3為例，文獻(xiàn)輸出轉(zhuǎn)矩為54ON.m時(shí)最大加速度為18.2m/s2，本文中樣機(jī)的相同點(diǎn)的最大加速度僅1.32m/s2。其它測(cè)點(diǎn)也有類似的結(jié)論。
7.5 本章小結(jié)
本章對(duì)筆者設(shè)計(jì)的油膜浮動(dòng)兩級(jí)三環(huán)減速器的原型機(jī)（無油膜浮動(dòng)）和改進(jìn)型機(jī)（有油膜浮動(dòng)）進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：新型三環(huán)減速器有著較好的機(jī)械動(dòng)力學(xué)性能。
對(duì)兩級(jí)三環(huán)減速器改進(jìn)型機(jī)進(jìn)行了效率試驗(yàn)，其傳動(dòng)效率達(dá)90%以上。
對(duì)兩級(jí)三環(huán)減速器的原型機(jī)和改進(jìn)型機(jī)的環(huán)板齒根彎曲應(yīng)力和環(huán)板薄弱部位的應(yīng)力進(jìn)行了測(cè)試，并討論了載荷均衡情況。結(jié)果表明：改進(jìn)型機(jī)具有很好的均載效果，載荷分配不均勻系數(shù)由均載前的1.33降為均載后的1.07。這個(gè)數(shù)值較基本型三環(huán)減速器的載荷分配不均勻系數(shù)1.7小的多。
對(duì)兩級(jí)三環(huán)減速器的原型機(jī)和改進(jìn)型機(jī)的特征振動(dòng)點(diǎn)進(jìn)行了振動(dòng)測(cè)試，結(jié)果表明：油膜浮動(dòng)兩級(jí)三環(huán)減速器具有良好的減振效果。
綜上所述，本文提出的油膜浮動(dòng)兩級(jí)三環(huán)減速器樣機(jī)DQSH145的主要性能指標(biāo)均達(dá)到了設(shè)計(jì)要求，其傳動(dòng)效率、振動(dòng)指標(biāo)及均載效果均優(yōu)于國(guó)內(nèi)同類型產(chǎn)品。
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