设计的产品体积小，重量轻，重心 低，而对小转矩（本文所指的小转 １）电源：三相Ａ Ｃ ３ ８０Ｖ± １０％，５０Ｈｚ。 电动装置结构紧凑，满足了体 积和重量等方面的替代要求。 距范围：对多回转电动装置，输出 转矩１０～１００Ｎ－ｍ；对部分回转电 ２）电动机工作制式：￥２１，５ ｍｉｎ。 ３）防护等级：ＩＰ６７。 这里主要从传动比和效率计算 以及加工误差对齿轮齿廓重迭干涉 动装置，输出转矩５０～１ ０００Ｎ・ｍ） 核级阀门电动装置的体积和重量影 响最大的就是其主传动机构，目前 （核级）阀门电动装置的主传动绝 大部分是采用蜗杆传动，虽然也能 ～４）环境条件：环境温度一２０ ＋６０℃；常温常压下，相对湿度 影响的角度讨论２Ｚ—Ｘ（Ｉ）型少齿 差行星齿轮传动在小转矩多回转核 级阀门电动装置上的应用。 ＜９５％。 ５）技术指标：转矩重复精度 为：≤±１０％；行程重复精度为： ≤±５。。 １．主传动的构成及参数选择 （１）主传动的构成由一对正 齿轮和一个２Ｚ Ｘ（Ｉ）型少齿差行 星传动减速机构构成，如图３所示。 实现较大的速比，但大速比下，其 体积较大，结构不够紧凑，而且传 ６）核安全等级：Ｋ２／Ｋ３。 ７）总重量：≤２０ｋｇ。 ８）控制转矩范围：５～ １５Ｎ・ｍ、１０～３０Ｎ・ＩＴＩ、２０～５０Ｎ・ｍ。 动效率较低。 。 少齿差行星齿轮传动由于其 结构紧凑，传动效率高，承载能力 大，运转平稳可靠，噪声小，寿命 ９）输出转速：１０ｒ／ｍｉｎ。 ｌＯ）输出轴最大转圈数：１Ｏ圈。 长且加工方便等特点，目前在工业 各领域均有一定的应用 ，然而， 其在核级阀门电动装置领域的应 由于是替代项目，该电动装置 的体积和重量受到了进口原供电动 用却鲜有报道。本文成功将２Ｚ Ｘ （Ｉ）型少齿差行星齿轮传动应用 于小转矩核级阀门电动装置的主传 动，为核级阀门电动装置的优化设 计提供了很好的借鉴。 装置的，主传动采用了２Ｚ—Ｘ （Ｉ）型少齿差行星齿轮传动后，其 图３电动装置主传动结构图 传动简图如图２所示。 （２）齿轮参数选择 １）一级正齿轮副Ｅ、Ｆ，模数 二、参数选择与设计计 算 扬州电力设备修造厂专门为田 取埘＝１，齿数分别取为：Ｚ ＝４２， ＺＦ＝９３。 ２）２Ｚ Ｘ（Ｉ）型少齿差行 星减速齿轮模数及齿数等参数的确 图２ ２Ｚ—Ｘ（１）型少齿差行星传动简图 １内齿轮２ ２．外齿轮１ ３．外齿轮３ ４．内齿轮４ 湾核电站开发的用于逐步替代进ＩＸｌ 原供电动装置的小转矩ＳＤＺＨ核级阀 定。进行少齿差行星齿轮的参数选 择 ，各参数见表１。 门电动装置如图１所示，该电动装置 主要技术参数与指标如下。 项目 表１少齿差行星齿轮参数 ’ 外齿轮１ ４ｌ 内齿轮２ ４４ 外齿轮３ ３３ 内齿轮４ ３６ 齿数Ｚ 变位系数 齿数差 ０．０５８ ７ ３ ０．１７９ ５ ０．０５５ ８ ３ ０．１７６ ６ 设计中心距ａ／ｍｍ 模数ｍ／ｍｍ １．６ ｌ １．６ ０．６ ２０ ２８．２４ｌ 称为齿数差，一般齿数差 齿顶高系数ｈ 压力角 ／（ ） 啮合角口 ／（。） 注：内啮合齿轮副内齿轮齿数与外齿轮齿数，ＺＺｄ＝Ｚ２一 ＝Ｚ４ 图１ ＳＤＺＨ核级阀门电动装置 ＝１～８称为少齿差。 ２０ １ １年第６期、、ｗｗ．Ｉ ｘ］． ｎＩｉｅｆｔ ３３ １１年第６期、、 ．ＧＭｉｍ ｍｔ １Ｉ ．将齿轮的相关数据代入上述公式计 算可得： ｉ ｎ ｖ ｉ ｎ ｖ ｌ＝０．０ ２ ７ ８ ８ ２ ， ２＝０．０ ０ ８ ４ ８ ８， 向圆跳动偏差的存在，就可能使原 设计出比较理想的小转矩核级阀门 电动装置或少齿差行星减速器。 本不干涉的少齿差内啮合齿轮产生 齿廓重迭干涉。所以，为了确保少 齿差内啮合齿轮的传动质量，必须 采取措施消除齿圈径向圆跳动偏差 参考文献 ［１】韩晓明，赵战胜，王福容，等． 新型阀门电动装置蜗杆传动模糊 ｉ ｎ ｖ ｉｎｖ ３＝０．０ ３ １ ２ ９ ４， ４＝０．００７ １７７，６ ｌ＝１．３４１ ０， １．３ ４９４， 对齿廓重迭干涉的影响。另外，对 齿廓重迭干涉影响较大的加工误差 还有中心距极限偏差和齿顶圆直径 偏差。在通常的齿轮传动设计中， 中心距极限偏差一般按设计手册取 正负偏差值，由于中心距取负偏差 时，实际中心距减小了，往往导 ６，＝１．２６８ ７， ４＝１．２６０ ５，Ｇ １２＝０．０５８ ８＞０．０５， ４＝０．０６０ ０５＞Ｏ．０５。 优化设计 ．现代机械，２００５， （６）：２０—２１． 由齿廓重迭干涉验算值Ｇ 、 Ｇ 的计算结果可知，该少齿差内啮 合齿轮传动，在不考虑加工误差的 【２】黄海，张相彬，曹宏涛，等．核 电阀门的技术现状及发展方向 ｆＪ】．阀门，２００５，（３）：１４—１７． 影响时，不会产生齿廓重迭干涉。 （２）分析加工误差对齿廓重叠 干涉验算值Ｇ 。：、Ｇ 的影响 实 【３】汤占峰，余于仿，徐声云．面齿 轮传动在阀门电动装置上的应用 ［Ｊ］．通用机械，２０１０（１２）：６８—７１． 【４］Ｅ．Ｃｈｅｎ，Ｄ．Ｗａｌｔｏｎ．Ｔｈｅ ｏｐｔｉｍｕｍ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ＫＨＶ ｐｌａｎｅｔａｒｙ ｇｅａｒｓ 致Ｇ 变小，易产生齿廓重迭干涉； 反之，中心距取正偏差时，使Ｇ。变 大，不易产生干涉。所以对少齿差 际应用中，由于零件加工误差的存 在，齿轮啮合时往往还是会出现轻 微的干涉现象，使电动装置的噪 声增大，效率下降。对齿廓重迭干 涉产生影响的加工误差主要有：齿 内啮合齿轮传动来讲应该采用正的 中心距偏差。同理，齿顶圆直径偏 ｗｉｔｈ ｓｍａｌｌ ｔｏｏｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓ［Ｊ］． Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａ１ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍａｃｈｉｎｅ Ｔｏｏｌｓ ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｅ，１９９０， 差对内齿轮来说应取正偏差，对外 齿轮来说应取负偏差相当干齿顶高 进一步缩短，可使Ｇ 变大，不易产 生齿廓重迭干涉。 所以２Ｚ—ｘ（Ｉ）型少齿差行星 齿轮传动可以采用中心距（甚至可 以把齿圈径向圆跳动的影响直接加 到中心距上，即取中心距ａ ＝ａ 一 轮的齿圈径向圆跳动、齿轮传动的 中心距极限偏差（偏心转臂的偏心 距）、齿轮的齿顶圆偏差以及转臂 轴承游隙等。 下面就以齿圈径向圆跳动为例 ３０（１）：９９—１０９． ［５】Ｓｈｕ Ｘｉａｏ—Ｌｏｎｇ．Ｄｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎ ｏｆ ｌｏａｄ ｓｈａｒｉｎｇ ｆａｃｔｏｒ ｆｏｒ ｐｌａｎｅｔａｒｙ ｇｅａｒｉｎｇ ｗｉｔｈ ｓｍａｌｌ ｔｏｏｔｈ ｎｕｍｂｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅ［Ｊ】．Ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ａｎｄ Ｍａｃｈｉｎｅ Ｔｈｅｏｒｙ，１９９５，３０（２）： ３１３—３２１． 来分析齿轮的加工误差对齿廓重迭 干涉的影响，四个齿轮均采用８级精 度，其径向圆跳动均为ＦＴ＝０．０４５。这 Ｆ ）正偏差以及适当加大齿顶圆直 径偏差（内齿轮取正偏差，外齿轮 取负偏差）的办法来弥补加工误差 对齿廓重迭干涉的影响。 【６］Ｃｕｉ，Ｊｉａｎ Ｋｕｎ．Ｓｍａｌｌ ｔｏｏｔｈ ｎｕｍｂｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅ ｐｌａｎｅｔａｒｙ ｇｅａｒ ｄｒｉｖｅ ｗｉｔｈ ａ ｃｒａｎｋ ａｎｄ ｏｓｃｉｌｌａｔｉｎｇ ｂｌｏｃｋ 个误差将影响到内啮合齿轮副的实 际传动中心距。假设实际传动时的 ｉｎｐｕｔｔｉｎｇ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ［Ｊ］．Ａｐｐｌｉｅｄ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，２０１ １， 中心距为ａ ，，Ｎａ ＝ａ ±Ｆｒ。 由啮合角ａ ＝ａｒｃｏｓ［（ａ／ａ ）ＣＯＳ ］ 三、结语 由于２Ｚ Ｘ（Ｉ）型少齿差行 星齿轮传动具有承载能力强、速比 ５２：１２６８—１２７３． 可知，实际传动时的中心距ａ 愈 大，则啮合角愈大，愈不易产生齿 廓重迭干涉。故只要验证实际中心 距ａ ＝ａ Ｆ 时的状态是否干涉即 可，假设齿轮的实际径向圆跳动偏 差ｆ≤０．０４５。 ａ 一ｆ＝１．５５５，Ｎａ ＝２４．９８。， ｌ＝１．３３１ ９８， ０．０５３ ４＜０。 ［７】渐开线齿轮行星传动的设计与制 造编委会．渐开线齿轮行星传动 的设计与制造［Ｍ］．北京：机械工 业出版社，２００２． 大、效率高等优点，从而能使所设 计的ＳＤＺＨ核级阀门电动装置结构紧 凑，体积小，重量轻，重心低，提 高了产品的抗震能力。只要在２Ｚ ［８】成大先．机械设计手册［ＭＪ．４版 匕 京：化学工业出版社，２００３． ｘ（Ｉ）型少齿差行星齿轮传动的设 计中，充分考虑到加工误差因素对 齿廓重迭干涉的不同影响，从而在 设计上采取相应的补偿措施，就能 ［９】石辉．ＮＮ型少齿差行星传动的 应用【Ｊ］．雷达与对抗，２０００， （１）：５４—６０．ＧＭ ｉｎｖ口 １＝０．０２９ ８９９ ５， ２：１．２６１ ９１， １２＝由以上计算可知，由于齿圈径 （收稿日期：２０１１／０４／２５） １年 期、１”ｖ．． Ｕ ３５ ２０１ 年ｇ６ 、ｔａ ｘｎｅｔ ＿溉｜， ＿ 。赣 甏 羲氯 ≮＿ｔｌ－ ＿。ｊ 毒 一 ＿ §毯 簟ｌ｜ 赣 羲菇饕ｔ ０ ０ｌｌ尊亳
