變速箱同步器齒轂擠齒加工工藝仿真分析

張學(xué)忱　王　風(fēng)　李占國(guó)②　史堯臣②

(①長(zhǎng)春理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，吉林 長(zhǎng)春 130022；②長(zhǎng)春大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，吉林 長(zhǎng)春 130022)

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變速箱同步器齒轂擠齒加工工藝仿真分析

張學(xué)忱①王風(fēng)①李占國(guó)①②史堯臣①②

(①長(zhǎng)春理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，吉林 長(zhǎng)春 130022；②長(zhǎng)春大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，吉林 長(zhǎng)春 130022)

針對(duì)中型卡車(chē)變速箱同步器齒轂齒面減薄加工要求，采用擠齒加工方法。基于滑移線場(chǎng)方法求解了齒轂擠齒加工過(guò)程中齒面應(yīng)力，利用ANSYS瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)模塊對(duì)齒轂擠齒成形過(guò)程進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真分析，得到了擠齒加工過(guò)程中的齒面應(yīng)力、應(yīng)變分布，并系統(tǒng)研究了擠齒力和轉(zhuǎn)速對(duì)齒轂齒面應(yīng)變的影響規(guī)律，為同步器齒轂擠齒加工工藝研究提供了理論依據(jù)和仿真分析方法。

同步器齒轂；擠齒加工工藝；仿真分析

同步器齒轂是變速箱中的關(guān)鍵部件，作用是在汽車(chē)變速換擋時(shí)，使轉(zhuǎn)速不等的兩個(gè)齒輪在達(dá)到相同轉(zhuǎn)速時(shí)進(jìn)行相互嚙合，使換擋過(guò)程更加平順?lè)奖悖瑴p緩換擋過(guò)程中齒輪間的碰撞沖擊。因此，將同步器齒轂的工作表面進(jìn)行減薄處理來(lái)達(dá)到順暢嚙合的作用[1]。齒轂減薄加工工藝可采用插齒法、銑齒法、擠齒法等加工工藝，插齒法加工精度比較高，但是應(yīng)用此方法會(huì)產(chǎn)生毛刺翻邊問(wèn)題，影響產(chǎn)品的質(zhì)量與精度；銑齒法加工出的工件精度較低，粗糙度較差，很難保證同步器齒轂工作時(shí)正常運(yùn)行；擠齒法也稱(chēng)精擠齒或齒輪的精整加工，它是一種將擠輪(滾模)與工件(經(jīng)過(guò)滾齒或插齒粗加工的齒輪)施加徑向力后強(qiáng)制嚙合的加工方法，屬于近凈成形技術(shù)，其優(yōu)點(diǎn)主要是生產(chǎn)率高、成本低，無(wú)切屑，加工后的齒面粗糙度較好[2]。所以同步器齒轂采用擠齒加工方法。

目前國(guó)內(nèi)外對(duì)擠齒加工技術(shù)進(jìn)行了一系列的試驗(yàn)與研究。2008年王明福、付建華等人對(duì)花鍵軸擠齒加工過(guò)程進(jìn)行了理論分析，研究了花鍵軸擠齒成形過(guò)程中金屬流動(dòng)規(guī)律，并利用DEFORM軟件對(duì)花鍵軸擠齒成形過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬。最終得出擠齒加工出的工件表面粗糙度可達(dá)Ra0.3 μm[3]。目前，美國(guó)的KINEFAC CORPORATION公司已研制出可加工模數(shù)為3 mm，壓力角為30°的花鍵軸三輪擠齒機(jī)[4]。

1　齒轂擠齒塑性成形原理

在齒轂(工件)擠齒加工過(guò)程中，應(yīng)用兩個(gè)齒輪的嚙合原理，對(duì)擠輪施加恒定的徑向力使工件與擠輪強(qiáng)制嚙合，進(jìn)而使工件齒面產(chǎn)生塑性變形以達(dá)到加工目的。求解金屬材料塑性變形的方法有：滑移線場(chǎng)法、初等解析法、上限法等[5]?；凭€場(chǎng)法在計(jì)算塑性材料應(yīng)力應(yīng)變問(wèn)題時(shí)，有助于建立更符合實(shí)際情況的擠齒模型，它在數(shù)學(xué)上比較嚴(yán)謹(jǐn)、理論計(jì)算上比較完整，計(jì)算精度也較高[6]。

擠齒加工過(guò)程中，擠輪齒廓與工件齒廓接觸區(qū)域發(fā)生塑性變形，設(shè)z軸為工件的軸線方向，y軸為擠輪中心與擠輪齒頂齒寬中點(diǎn)連線方向，x軸則為與兩軸均垂直的方向，y′軸為齒面法線方向。

擠齒加工時(shí)，工件與擠輪齒側(cè)漸開(kāi)線接觸，在此接觸區(qū)域內(nèi)可簡(jiǎn)化為兩圓柱體的接觸形式。本文同步器齒轂為正變位的短齒齒形，因此，以齒轂(工件)與擠輪嚙合擠齒時(shí)刻的節(jié)圓與漸開(kāi)線齒廓交點(diǎn)處的切線AB替代工件齒廓漸開(kāi)線來(lái)簡(jiǎn)化接觸區(qū)域，工件齒部不接觸的自由邊界將其簡(jiǎn)化為直線BC。由各區(qū)域的邊界條件可繪制擠齒時(shí)的滑移線場(chǎng)如圖1所示。

在滑移線場(chǎng)ABE中，其滑移線為直線場(chǎng)；在滑移線場(chǎng)BDE中，其滑移線為扇形場(chǎng)；滑移線場(chǎng)BCD為自由邊界的滑移線場(chǎng)。

在自由邊界BC取一點(diǎn)b，AB邊界取一點(diǎn)a，并保證a、b兩點(diǎn)在同一條滑移線上。根據(jù)滑移線性質(zhì)可知，ba線為β線，ae線為α線。a、b兩點(diǎn)的應(yīng)力圖如圖2所示，a點(diǎn)最大切應(yīng)力方向與接觸面成φa角，y′軸方向的應(yīng)力及切應(yīng)力分別為σy′、τx′y′；b點(diǎn)最大切應(yīng)力方向與自由表面成ωb角，其第一與第三主應(yīng)力分別為σb1、σb3。

擠齒時(shí)接觸區(qū)域的摩擦條件符合庫(kù)倫摩擦定律，且摩擦系數(shù)μ滿(mǎn)足條件：

(1)

式中：φa為a點(diǎn)滑移線與接觸面夾角；α為壓力角。

由式(1)可得出a點(diǎn)的滑移線與接觸面夾角與摩擦系數(shù)μ的關(guān)系。

a點(diǎn)的滑移線方向角ωa為

(2)

根據(jù)亨蓋應(yīng)力方程得出a點(diǎn)的平均應(yīng)力σma為

σma=σmb-2K(ωa-ωb)

(3)

式中：σmb為b點(diǎn)平均應(yīng)力；ωb為b點(diǎn)滑移線方向角；K為最大切應(yīng)力。

b點(diǎn)處符合自由邊界條件，所以：

(4)

式中：σb1為b點(diǎn)第一主應(yīng)力。

由屈雷斯加屈服準(zhǔn)則可得b點(diǎn)第三主應(yīng)力σb3為

σb3=-2K

則b點(diǎn)的平均應(yīng)力σmb為

(5)

由式(3)及式(5)整理得：

(6)

在工件與擠輪接觸區(qū)：

(7)

式中：σy′為沿y′軸方向齒面應(yīng)力；Fn為沿y′軸方向所受的力；Fr為徑向力；A為接觸面積。

由此可得x′方向的應(yīng)力σx′為：

σx′=2σma-σy′

(8)

2　同步器齒轂擠齒加工過(guò)程仿真分析

2.1同步器齒轂與擠輪三維模型建立

擠齒加工過(guò)程中，使齒轂工作表面的齒厚減薄0.25～0.35 mm，沿齒寬方向保留原長(zhǎng)度15.7±0.2 mm。加工參數(shù)如圖3所示。

同步器齒轂與擠輪的各項(xiàng)參數(shù)如表1所示。

利用CATIA軟件建立齒轂與擠輪的三維模型，導(dǎo)入到ANSYS軟件中，如圖4所示。

表1齒轂與擠輪參數(shù)表

齒轂擠輪模數(shù)/mm2.52.5齒數(shù)4049壓力角/(°)2020齒頂圓直徑/mm104.5123.46齒根圓直徑/mm99115.2變位系數(shù)+0.80

2.2材料設(shè)置

設(shè)定齒轂材料為20CrMnTi，密度為7 800 kg/m3，楊氏模量207 GPa，泊松比0.25，屈服極限835 MPa，切變模量80 GPa。擠輪材料為高速鋼，施加材料的密度為7 850 kg/m3，楊氏模量300 GPa，泊松比0.3，屈服極限2 000 MPa，切變模量90 GPa。

2.3網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分采用multiple多域掃略方法，網(wǎng)格為六面體，單元大小設(shè)為1 mm，單元數(shù)為261 886個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為1147 978個(gè)，輪齒網(wǎng)格如圖5所示。

2.4施加約束條件、載荷及時(shí)間步

模擬實(shí)際工況，齒轂(工件)為主動(dòng)輪，擠輪為從動(dòng)輪，在擠輪端面處施加徑向擠齒力，使擠輪齒面與齒轂齒面接觸，在擠壓力的作用下，使齒轂齒面產(chǎn)生塑性變形。

仿真中，限制同步器齒轂(工件)沿x、y、z方向的移動(dòng)及繞x、y軸的轉(zhuǎn)動(dòng)；限制擠輪沿y、z方向的移動(dòng)及繞x、y軸的轉(zhuǎn)動(dòng)。設(shè)定載荷步時(shí)，在Analysis settings中設(shè)定時(shí)間步為3步，每一步的參數(shù)設(shè)置如表2所示。

表2參數(shù)設(shè)置表

時(shí)間/s擠齒力/kN轉(zhuǎn)速/(r/min)一步0～10～700～250二步1～270250三步2～2.570～0250～0

2.5仿真結(jié)果分析

當(dāng)擠齒力為70 kN時(shí)，齒面所受的最大應(yīng)力為4 648.8 MPa，如圖6所示；齒面產(chǎn)生的最大塑性變形為0.029 807 mm，如圖7所示；應(yīng)用于實(shí)際加工中同步器齒轂(工件)轉(zhuǎn)9～11轉(zhuǎn)即可達(dá)到加工要求。

(1)擠齒力對(duì)塑性變形的影響分析

當(dāng)齒轂(工件)轉(zhuǎn)速為250 r/min，擠齒力分別為30 kN、50 kN、70 kN時(shí)。同步器齒轂齒面處的塑性變形動(dòng)態(tài)曲線如圖8所示，當(dāng)擠齒力為70 kN時(shí)，最大塑性變形量為0.029 807 mm，當(dāng)擠齒力為50 kN時(shí)，最大塑性變形量為0.019 898 mm，當(dāng)擠齒力為30 kN時(shí)，最大塑性變形量為0.013 004 mm。

取仿真中一個(gè)擠齒周期齒轂單個(gè)齒面的塑性變形量，如圖9所示，單個(gè)齒由嚙合到脫開(kāi)的時(shí)間為0.006 s，當(dāng)齒轂齒面剛進(jìn)入嚙合區(qū)域，擠齒力為30 kN時(shí)齒面的塑性變形量為0.003 47 mm，擠齒力為50 kN時(shí)齒面的塑性變形量為0.004 69 mm，擠齒力為70 kN時(shí)齒面的塑性變形量為0.00 573 mm；當(dāng)齒轂齒面完全進(jìn)入嚙合區(qū)域，擠齒力為30 kN時(shí)齒面的塑性變形量為0.011 5 mm，擠齒力為50 kN時(shí)齒面的塑性變形量為0.015 8 mm，擠齒力為70 kN時(shí)齒面的塑性變形量為0.024 4 mm；當(dāng)齒轂齒面即將脫離嚙合區(qū)域，擠齒力為30 kN時(shí)齒面的塑性變形量為0.004 27 mm，擠齒力為50 kN時(shí)齒面的塑性變形量為0.005 35 mm，擠齒力為70 kN時(shí)齒面的塑性變形量為0.007 48 mm?？煽闯鳊X轂齒面由開(kāi)始嚙合到脫離的過(guò)程中，其齒面塑性變形量先逐漸增大，然后逐漸減小，此規(guī)律符合齒輪嚙合傳動(dòng)規(guī)律。并由仿真數(shù)據(jù)可得出同步器齒轂齒面的塑性變形量隨擠齒力的增加而增大。

(2)轉(zhuǎn)速對(duì)塑性變形的影響分析

當(dāng)擠齒力為70 kN，轉(zhuǎn)速分別為100 r/min、180 r/min、250 r/min時(shí)，齒轂齒面處的塑性變形動(dòng)態(tài)曲線如圖10所示。當(dāng)轉(zhuǎn)速為100 r/min時(shí)，最大塑性變形量為0.034 229 mm；當(dāng)轉(zhuǎn)速為180 r/min時(shí)，最大塑性變形量為0.031 mm；當(dāng)轉(zhuǎn)速為250 r/min時(shí)，最大塑性變形量為0.029 807 mm。

取仿真中一個(gè)擠齒周期齒轂單個(gè)齒面的塑性變形量，如圖11所示。由圖可看出此時(shí)齒轂齒面塑性變形規(guī)律同樣符合齒輪嚙合傳動(dòng)規(guī)律。由仿真數(shù)據(jù)可得，齒轂齒面的塑性變形量隨轉(zhuǎn)速的增加而逐漸減小。

3　結(jié)語(yǔ)

本文針對(duì)中型卡車(chē)變速箱同步器齒轂塑性成形技術(shù)，采用齒轂擠齒加工方法。并對(duì)齒轂擠齒加工過(guò)程進(jìn)行了如下研究：

(1)基于滑移線場(chǎng)法建立了齒轂擠齒加工過(guò)程時(shí)齒面應(yīng)力的計(jì)算方法。

(2)應(yīng)用CATIA軟件建立了同步器齒轂與擠輪的三維模型，應(yīng)用ANSYS瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)對(duì)齒轂擠齒加工過(guò)程進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真分析，得出齒轂擠齒過(guò)程中齒面應(yīng)力及塑性變形分布云圖。

(3)通過(guò)仿真分析得到了擠齒力、轉(zhuǎn)速對(duì)齒轂齒面塑性變形的影響規(guī)律。當(dāng)轉(zhuǎn)速為250 r/min，擠齒力分別為30 kN、50 kN、70 kN時(shí)，齒轂齒面塑性變形量隨擠齒力的增加而增大；當(dāng)擠齒力為70 kN，轉(zhuǎn)速分別為100 r/min、180 r/min、250 r/min時(shí)，齒轂齒面塑性變形量隨轉(zhuǎn)速的增加而減小。

[1] 郭增剛,吳宗利. 新一代同步器開(kāi)發(fā)與應(yīng)用[J]. 汽車(chē)工程師,2011(2):58-60.

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(編輯汪藝)

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Gear extrusion machining process simulation analysis of gearbox synchronizer gear hub

ZHANG Xuechen①, WANG Feng①, LI Zhanguo①②, SHI Yaochen①②

(①College of Mechanical and Electrical Engineering, Changchun University of Science and Technology, Changchun 130022, CHN;②College of Mechanical Engineering, Changchun University, Changchun 130022, CHN)

For medium truck gearbox synchronizer gear hub tooth thinning processing requirements, the idea of extrusion processing is put, and based on the slip line field method, the gear hub tooth surface stress of technical process is solved. The dynamic analysis of the gear hub tooth profile precision molding process is made by the ANSYS transient dynamics module, the tooth surface stress and strain distribution in the extrusion process are obtained, and the influence law of gear extruding force and speed on the tooth surface of the gear hub strain is studied, and provides the theoretical basis and the simulation analysis method for synchronizer gear hub crowded teeth processing technology research.

synchronizer gear hub; tooth crowded processing; simulation analysis

TG376.3

A

10.19287/j.cnki.1005-2402.2016.08.005

張學(xué)忱，女，1963年生，博士，教授，研究方向?yàn)闄C(jī)械精密加工技術(shù)、數(shù)字化設(shè)計(jì)與制造。

2016-01-26)

160816