行星减速器齿轮机构断裂失效分析
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3．2 确立边界条件与材料模型
基于所建模型在整个减速器扭矩传动链中的部位与作 用可准确确定模型的初始边界条件， 参见表 1 可确定如 下：
表 1 计算所得载荷表
项
目
单个辊筒的钢丝绳数
单个钢丝绳的额定承载
转动半径
产生扭距
行星架反向圆柱孔数
孔心半径
单孔扭转力
单孔 182 个受力点
螺栓盖板的 X 向受力
螺栓盖板的 Y 向受力
图 4 三维几何模型爆炸图
6） 辊筒另一端的轴承支撑端限制辊筒的摆动与轴向 串动。
由设计图纸可知， 模型种的核心部件分别为行星轮支 撑架与行星轮转动轴， 这两部件之间采用焊接的形式连 接， 其材料性能的优劣以及焊接质量的好坏直接决定了行 星减速器的工作能力。 同时， 该减速器某些关键零部件的 初 始 材 料 选 用 A3 钢 ， 该 类 材 质 的 屈 服 强 度 与 抗 拉 强 度 均 较低， 也可能是造成设备过早失效的原因。 基于此， 建立 模型时材料选择参照表 2。
4） 行星包头部的调心轴承固定端仅固定整体的刚性 位移， 拥有转动、 摆动自由度；
5） 行星包与辊筒连接轴的固定点同样采用调心轴承 固定；
94
机电工程技术 2009 年第 38 卷第 09 期
研究与开发
基于以上分析结果可知， 行星架与行星架转动轴之间 的连接部位是整个模型中的最高应力集中点， 其应力水平 高于材料的安全载荷水平， 且实际安装过程中采用焊接工 艺进行连接， 微小的焊接瑕疵都是造成后期断裂的根源。
1） 发生在辊筒与行星架之间的连接轴处的最高应力 （85．9MPa） 对于 45＃ 钢制造的转轴， 则应力水平过大；
2） 行星架焊接处的应力水平高达 44．2MPa， 且该处正 是 行 星 架 与 转 轴 之 间 的 焊 接 连 接 处 ， 采 用 A3 ／ 45＃ 钢 的 组 合行星架容易发生塑性变形， 这种变形会导致行星架转动 出现偏心， 进而进一步恶化行星架的应力水平与应力分 布；
图 3 程序流程图
量的进出口温湿度值导入数据库保存并查找出空气的焓值 和含湿量， 并且显示出来。 程序还可以完成对数据库的增 加、 删除、 查看和导出等操作。
4．3 数据计算和判别
通过数据库导出的空气焓值可以计算出除湿机制冷 量， 与其名义制冷量相比较， 在符合环境要求的制冷量范 围内， 则认为除湿机正常工作； 否则， 程序就会输出提 示， 提醒操作者除湿机制冷量偏低， 不能满足要求， 应立 即排查故障。
结构中存在不合理的设计以及加工缺陷。 根据分析结果提出了相应的改进方案， 改进后该行星减速器的工作可靠性通过实际使用
发现有显著的提高。 通过本次分析获得了一种分析减速器零件过早失效的科学方法， 研究结果为该减速器以后能安全的使用提供
了较好的理论支持。
关键词： 有限元； 减速器； 齿轮； 可靠性
Biblioteka Baidu
中图分类号： TF303
轮轴的有限元分析 ［J］ ． 内蒙古石油化工， 2006 （10）： 64－
66． ［2］ 单鹏， 田万禄， 温锦海． 少齿差行星减速器销轴式 W 机构销
轴的受力分析 ［J］ ． 机械设计， 2003 （5）： 48－50． ［3］ 刘鸿文． 材料力学 （第三版） ［M］ ． 北京： 高等教育出版
社， 1999． ［4］ 尚晓江， 邱峰， 赵 海 峰 ， 等． ANSYS 结 构 有 限 元 高 级 分 析 方
3） 行星架本体以及行星架独立固定端的应力水平均 较低， 基本处于 10MPa 以下， 完全满足生产要求， 滚筒整
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研究与开发
机电工程技术 2009 年第 38 卷第 09 期
体 的 应 力 水 平 较 低 ， 基 本 处 于 6MPa 以 下 水 平 ， 这 两 个 零 件部位均较安全。
行星架与行星架转动轴之间的连接部位是应力集中 点， 最高应力水平高于材料的安全载荷水平， 且实际安装 过程中采用焊接工艺进行连接， 微小的焊接瑕疵都是造成 后期断裂的原因。 故此建议对该行星减速器的设计制造进 行如下修改： 1） 行星轮支撑架与行星架转动轴的材质改 为力学性能更加优异的材质， 提高该部件抵抗应力变形的 能力； 2） 提高焊接工艺质量水平， 确保焊接后无裂纹等 缺陷， 并采用焊接后直接探伤确认后再上线使用。 参考文献： ［1］ 许俊如， 徐建宁， 屈文涛． 基于 ANSYS 的潜油行星减速器齿
752．8875952 N
631．4
N
511．07
N
0
N
1） 起吊钢丝绳缠绕于卷筒上对卷筒的拉、 扭作用力， 根 据 表 1 可 确 定 钢 丝 绳 的 最 大 冲 击 载 荷 约 为 237．6kN （极 限冲击载荷值）；
2） 行星包内部的三个子轮通过三个转动轴将扭矩传 递至行星架；
3） 行星轮内部支撑子轮的三个孔端面的扭转反力根 据表 1 确定即可；
45＃ 钢 与 A3 钢 根 据 设 计 要 求 的 不 同 部 位 划 分 网 格 ， 两种材料的性能参数如表 2 所示 ［5］， 至此， 通过施加以边 界条件即可对模型展开计算。
表 2 材料性能参数表
材料性能参数 A3 钢 45＃ 钢
屈服极限 ／ MPa σs ＝ 220～σs＝240
σs ＝ 355
2．2 单个行星包的力学平衡分析
单 独 提 取 的 A 包 受 力 如 图 2 所 示 ［2］， 外 齿 圈 的 啮 合
收稿日期： 2009－08－02
93
研究与开发
机电工程技术 2009 年第 38 卷第 09 期
图 2 单独提取 A 行星包的受力示意图
图 3 行星架力学传送链示意图
力 F1 与吊绳拉力 F2 因为各自产生的扭矩而达到扭距平衡 ， 但 同 时 由 两 个 力 带 来 的 支 反 力 则 影 响 较 大 。 F1 与 F2 的 数 值可根据减速箱设计参数以及额定载荷进行分析确定。 由 行星减速器设计图纸可将行星架以及后部的卷扬辊筒之间 整个传动链简化为一个三点支撑的静不定梁 ［3］， 示意图如 图 3 所示。
2 确定有限元分析的边界载荷条件
为采用有限元分析软件来准确分析减速器的三维模型 的应力分布， 首先必须要准确、 全面的确定模型中必须施 加的载荷边界条件， 本节对整个减速器的传力特性进行详 细分析， 确定模型中的主要边界条件。
2．1 减速器整体传动链分析
由原始设计图可知， 减速箱整个齿轮传动机构由两个 行星包 （图 1 中的 A 包与 B 包） 组成， 其力学状态有明显 不同， 其不同之处如图 1 所示。
机电工程技术 2009 年第 38 卷第 09 期
研究与开发
行星减速器齿轮机构断裂失效分析
朱旭辉
（杭州应用声学研究所， 浙江杭州 310012）
摘要： 首先采用经典力学分析方法对某行星齿轮减速器的整个传动链进行理论上的分析， 根据分析得到其典型工况的载荷条件，
然后利用有限元数值分析方法对该减速器齿轮进行有限元分析， 利用理论分析的边界条件发现该行星轮支撑架与行星架转动轴的
文献标识码： A 文章编号： 1009－9492 (2009) 09－0093－04
1 前言
某行星齿轮减速器系较早设计、 制造的大减速比减速 器， 在最近的使用过程中发现行星轮支撑架与行星架转动 轴之间的连接部位发生断裂， 同时支撑行星架滚动轴承的 紧固螺栓发生异常崩断， 造成减速器功能瘫痪。 一旦该类 型减速器存在原始设计隐患， 将会直接影响该套设备的顺 利运行。 鉴于此， 本文对该减速器的一系列关键零部件进 行详细的力能参数校核， 寻找行星减速器存在的缺陷根 源， 为设备的安全使用提供理论支撑。
3 行星架的三维有限元接触分析
3．1 建立有限元模型
本 计 算 采 用 的 主 要 工 具 为 ANSYS9．0 版 有 限 元 分 析 程 序 ， 采 用 的 单 元 类 型 为 SOLID45、 CONTACT174 与 TARGET97 三种单元， 所建三维模型如图 4 所示。
整 个 模 型 的 solide45 单 元 数 量 约 为 5 万 ， 所 有 传 力 部 位均采用接触对形式来实现应力传递， 以确保分析的准确 性 ［4］。
螺栓盖板的 Z 向受力
设计载荷 单位
1
条
160．66 kN
0．718 m
115353．88 N·m
3
个
0．415 m
92653．72 N·m
509．1 N
0
N
0
N
0
N
模型施加点
三孔总扭力 单孔 546 受力
实际载荷工况 单位
1
条
237．6
kN
0．718
m
170．596 kN·m
3
个
0．415
m
411076．627 N
法与范例应用 ［M］ ． 北京： 中国水利水电出版社， 2006． ［5］ 徐灏． 机械设计手册第一卷 ［M］ ． 北京： 机械工业出版社，
1998．
作 者 简 介 ： 朱 旭 辉 ， 男 ， 1979 年 生 ， 河 南 人 ， 硕 士 ， 助 理 工 程 师。 研究领域： 航空声纳产品的结构设计。 已发表论文 1 篇。
根据设计单位提供的原始设计图与该设备的参数设计 文 件 建 立 三 维 实 体 的 1∶1 有 限 元 模 型 ， 并 根 据 减 速 器 的 实 际受载特征确立减速器的边界条件， 采用多个非线性接触 对进行总体的三维有限元应力分析， 获得最终结论， 为设 计改造与设备的后期安全使用提供理论保证 ［1］。
(编辑：梁 玉)
!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!
（上接第 75 页）
值， 进风湿度变化不大， 发生故障后， 吸气温度、 排气温 度均上升， 进而蒸发温度下降， 冷凝温度小幅度上升， 空 气出蒸发器的温度下降。 风速下降， 经过冷凝器后的风管 温度上升， 导致冷空气经过冷凝器冷后湿度较正常状态下 上升， 因此判断制冷量下降， 经计算模拟风冷冷凝器堵塞 制 冷 量 为 正 常 状 态 的 91．4％， 属 于 合 理 范 围 ， 没 有 给 予 警 告提示 （警告值设定为正常状态的 90％）。
2） 行星架本体应力水平最高达 44．2MPa， 同样发生在 焊接区域， 行星架的独立固定端的应力水平基本处于 15MPa 以下， 滚筒整体的应力水平基本处于 10MPa 以下。
图 5 装配模型的 1／2 剖视等效应力分布云图
图 6 行星轮转动架与转动轴焊接后的等效应力分布云图
4 结论
由以上分析可知按照该厂实际减速器行星减速机构的 材质组合为 45＃ 钢 ／ A3 钢， 结论如下：
图 3 中， G1 为行星架自身重力以及三个子轮与大齿圈 的总重力； G2 为辊筒总重力； T1 为三个行星轮对行星架的 扭矩值； F 为卷扬辊筒单根绳的最大张力， 实际工况的最 大冲击张力； T2 为卷扬力转化到轴心部位的扭矩值。
由图 3 可分别计算获取行星架各个载荷受力点的典型 载荷条件如表 1 所示。 由表 1 所得的所有载荷参数， 可施 加于有限元模型中进行数值分析。
如图 1 所示， 当行星包 B 的传递齿轮与电机传动齿轮 E 啮合时， B 处的齿轮受向上的传动力， 此时行星包 B 的 外 齿 轮 将 该 传 动 力 传 递 至 A－B 以 及 B－C 之 间 的 啮 合 处 ，
图 1 减速箱行星齿轮传动链示意图
啮合力的方向分别如图 1 所示， 此时， 如果将行星包 A 与 B 视作一个刚性整体， 行星包 A 的大齿圈仅受一个外力， 即 B 传递至 A 的传动力， 电机传递齿轮 D 对行星包 A 的作 用不影响 A 与 B 组成的整体受力状态； 行星包 B 不但承受 A 的传动力， 同时还要承受由电机齿轮 G 传递至减速齿轮 F 进而传递至行星包旋向调整轮 C 的传动反力， 此两个反 力水平方向能抵消， 致使 B 行星包的两端轴承座承受偏载 的承载量较小， 而 A 行星包则明显失衡， 故单独提取 A 行 星包进行独立的受力分析， 分析 A 行星包两端轴承座的支 反力， 进而详细了解支撑端失效的原因。
强度极限 ／ MPa σb ＝ 380σb ＝ 470
σb ＝ 600
3．3 计算结果分析
通过计算结果， 可分别提取如下典型力学分析云图， 具体如图 5～6。
1） 由 图 5～6 可 知 整 个 传 动 结 构 的 应 力 水 平 最 高 可 达 85．9MPa， 主 要 分 布 于 辊 筒 与 行 星 架 之 间 的 连 接 轴 处 ， 该 处正是行星架与转轴之间的焊接区域， 且焊接工艺往往容 易产生一定程度的焊接缺陷， 例如裂纹、 夹杂等， 因此该 部位容易因焊接缺陷与过高的应力集中水平造成意想不到 的过早失效；
基于所建模型在整个减速器扭矩传动链中的部位与作 用可准确确定模型的初始边界条件， 参见表 1 可确定如 下：
表 1 计算所得载荷表
项
目
单个辊筒的钢丝绳数
单个钢丝绳的额定承载
转动半径
产生扭距
行星架反向圆柱孔数
孔心半径
单孔扭转力
单孔 182 个受力点
螺栓盖板的 X 向受力
螺栓盖板的 Y 向受力
图 4 三维几何模型爆炸图
6） 辊筒另一端的轴承支撑端限制辊筒的摆动与轴向 串动。
由设计图纸可知， 模型种的核心部件分别为行星轮支 撑架与行星轮转动轴， 这两部件之间采用焊接的形式连 接， 其材料性能的优劣以及焊接质量的好坏直接决定了行 星减速器的工作能力。 同时， 该减速器某些关键零部件的 初 始 材 料 选 用 A3 钢 ， 该 类 材 质 的 屈 服 强 度 与 抗 拉 强 度 均 较低， 也可能是造成设备过早失效的原因。 基于此， 建立 模型时材料选择参照表 2。
4） 行星包头部的调心轴承固定端仅固定整体的刚性 位移， 拥有转动、 摆动自由度；
5） 行星包与辊筒连接轴的固定点同样采用调心轴承 固定；
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机电工程技术 2009 年第 38 卷第 09 期
研究与开发
基于以上分析结果可知， 行星架与行星架转动轴之间 的连接部位是整个模型中的最高应力集中点， 其应力水平 高于材料的安全载荷水平， 且实际安装过程中采用焊接工 艺进行连接， 微小的焊接瑕疵都是造成后期断裂的根源。
1） 发生在辊筒与行星架之间的连接轴处的最高应力 （85．9MPa） 对于 45＃ 钢制造的转轴， 则应力水平过大；
2） 行星架焊接处的应力水平高达 44．2MPa， 且该处正 是 行 星 架 与 转 轴 之 间 的 焊 接 连 接 处 ， 采 用 A3 ／ 45＃ 钢 的 组 合行星架容易发生塑性变形， 这种变形会导致行星架转动 出现偏心， 进而进一步恶化行星架的应力水平与应力分 布；
图 3 程序流程图
量的进出口温湿度值导入数据库保存并查找出空气的焓值 和含湿量， 并且显示出来。 程序还可以完成对数据库的增 加、 删除、 查看和导出等操作。
4．3 数据计算和判别
通过数据库导出的空气焓值可以计算出除湿机制冷 量， 与其名义制冷量相比较， 在符合环境要求的制冷量范 围内， 则认为除湿机正常工作； 否则， 程序就会输出提 示， 提醒操作者除湿机制冷量偏低， 不能满足要求， 应立 即排查故障。
结构中存在不合理的设计以及加工缺陷。 根据分析结果提出了相应的改进方案， 改进后该行星减速器的工作可靠性通过实际使用
发现有显著的提高。 通过本次分析获得了一种分析减速器零件过早失效的科学方法， 研究结果为该减速器以后能安全的使用提供
了较好的理论支持。
关键词： 有限元； 减速器； 齿轮； 可靠性
Biblioteka Baidu
中图分类号： TF303
轮轴的有限元分析 ［J］ ． 内蒙古石油化工， 2006 （10）： 64－
66． ［2］ 单鹏， 田万禄， 温锦海． 少齿差行星减速器销轴式 W 机构销
轴的受力分析 ［J］ ． 机械设计， 2003 （5）： 48－50． ［3］ 刘鸿文． 材料力学 （第三版） ［M］ ． 北京： 高等教育出版
社， 1999． ［4］ 尚晓江， 邱峰， 赵 海 峰 ， 等． ANSYS 结 构 有 限 元 高 级 分 析 方
3） 行星架本体以及行星架独立固定端的应力水平均 较低， 基本处于 10MPa 以下， 完全满足生产要求， 滚筒整
95
研究与开发
机电工程技术 2009 年第 38 卷第 09 期
体 的 应 力 水 平 较 低 ， 基 本 处 于 6MPa 以 下 水 平 ， 这 两 个 零 件部位均较安全。
行星架与行星架转动轴之间的连接部位是应力集中 点， 最高应力水平高于材料的安全载荷水平， 且实际安装 过程中采用焊接工艺进行连接， 微小的焊接瑕疵都是造成 后期断裂的原因。 故此建议对该行星减速器的设计制造进 行如下修改： 1） 行星轮支撑架与行星架转动轴的材质改 为力学性能更加优异的材质， 提高该部件抵抗应力变形的 能力； 2） 提高焊接工艺质量水平， 确保焊接后无裂纹等 缺陷， 并采用焊接后直接探伤确认后再上线使用。 参考文献： ［1］ 许俊如， 徐建宁， 屈文涛． 基于 ANSYS 的潜油行星减速器齿
752．8875952 N
631．4
N
511．07
N
0
N
1） 起吊钢丝绳缠绕于卷筒上对卷筒的拉、 扭作用力， 根 据 表 1 可 确 定 钢 丝 绳 的 最 大 冲 击 载 荷 约 为 237．6kN （极 限冲击载荷值）；
2） 行星包内部的三个子轮通过三个转动轴将扭矩传 递至行星架；
3） 行星轮内部支撑子轮的三个孔端面的扭转反力根 据表 1 确定即可；
45＃ 钢 与 A3 钢 根 据 设 计 要 求 的 不 同 部 位 划 分 网 格 ， 两种材料的性能参数如表 2 所示 ［5］， 至此， 通过施加以边 界条件即可对模型展开计算。
表 2 材料性能参数表
材料性能参数 A3 钢 45＃ 钢
屈服极限 ／ MPa σs ＝ 220～σs＝240
σs ＝ 355
2．2 单个行星包的力学平衡分析
单 独 提 取 的 A 包 受 力 如 图 2 所 示 ［2］， 外 齿 圈 的 啮 合
收稿日期： 2009－08－02
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研究与开发
机电工程技术 2009 年第 38 卷第 09 期
图 2 单独提取 A 行星包的受力示意图
图 3 行星架力学传送链示意图
力 F1 与吊绳拉力 F2 因为各自产生的扭矩而达到扭距平衡 ， 但 同 时 由 两 个 力 带 来 的 支 反 力 则 影 响 较 大 。 F1 与 F2 的 数 值可根据减速箱设计参数以及额定载荷进行分析确定。 由 行星减速器设计图纸可将行星架以及后部的卷扬辊筒之间 整个传动链简化为一个三点支撑的静不定梁 ［3］， 示意图如 图 3 所示。
2 确定有限元分析的边界载荷条件
为采用有限元分析软件来准确分析减速器的三维模型 的应力分布， 首先必须要准确、 全面的确定模型中必须施 加的载荷边界条件， 本节对整个减速器的传力特性进行详 细分析， 确定模型中的主要边界条件。
2．1 减速器整体传动链分析
由原始设计图可知， 减速箱整个齿轮传动机构由两个 行星包 （图 1 中的 A 包与 B 包） 组成， 其力学状态有明显 不同， 其不同之处如图 1 所示。
机电工程技术 2009 年第 38 卷第 09 期
研究与开发
行星减速器齿轮机构断裂失效分析
朱旭辉
（杭州应用声学研究所， 浙江杭州 310012）
摘要： 首先采用经典力学分析方法对某行星齿轮减速器的整个传动链进行理论上的分析， 根据分析得到其典型工况的载荷条件，
然后利用有限元数值分析方法对该减速器齿轮进行有限元分析， 利用理论分析的边界条件发现该行星轮支撑架与行星架转动轴的
文献标识码： A 文章编号： 1009－9492 (2009) 09－0093－04
1 前言
某行星齿轮减速器系较早设计、 制造的大减速比减速 器， 在最近的使用过程中发现行星轮支撑架与行星架转动 轴之间的连接部位发生断裂， 同时支撑行星架滚动轴承的 紧固螺栓发生异常崩断， 造成减速器功能瘫痪。 一旦该类 型减速器存在原始设计隐患， 将会直接影响该套设备的顺 利运行。 鉴于此， 本文对该减速器的一系列关键零部件进 行详细的力能参数校核， 寻找行星减速器存在的缺陷根 源， 为设备的安全使用提供理论支撑。
3 行星架的三维有限元接触分析
3．1 建立有限元模型
本 计 算 采 用 的 主 要 工 具 为 ANSYS9．0 版 有 限 元 分 析 程 序 ， 采 用 的 单 元 类 型 为 SOLID45、 CONTACT174 与 TARGET97 三种单元， 所建三维模型如图 4 所示。
整 个 模 型 的 solide45 单 元 数 量 约 为 5 万 ， 所 有 传 力 部 位均采用接触对形式来实现应力传递， 以确保分析的准确 性 ［4］。
螺栓盖板的 Z 向受力
设计载荷 单位
1
条
160．66 kN
0．718 m
115353．88 N·m
3
个
0．415 m
92653．72 N·m
509．1 N
0
N
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N
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N
模型施加点
三孔总扭力 单孔 546 受力
实际载荷工况 单位
1
条
237．6
kN
0．718
m
170．596 kN·m
3
个
0．415
m
411076．627 N
法与范例应用 ［M］ ． 北京： 中国水利水电出版社， 2006． ［5］ 徐灏． 机械设计手册第一卷 ［M］ ． 北京： 机械工业出版社，
1998．
作 者 简 介 ： 朱 旭 辉 ， 男 ， 1979 年 生 ， 河 南 人 ， 硕 士 ， 助 理 工 程 师。 研究领域： 航空声纳产品的结构设计。 已发表论文 1 篇。
根据设计单位提供的原始设计图与该设备的参数设计 文 件 建 立 三 维 实 体 的 1∶1 有 限 元 模 型 ， 并 根 据 减 速 器 的 实 际受载特征确立减速器的边界条件， 采用多个非线性接触 对进行总体的三维有限元应力分析， 获得最终结论， 为设 计改造与设备的后期安全使用提供理论保证 ［1］。
(编辑：梁 玉)
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（上接第 75 页）
值， 进风湿度变化不大， 发生故障后， 吸气温度、 排气温 度均上升， 进而蒸发温度下降， 冷凝温度小幅度上升， 空 气出蒸发器的温度下降。 风速下降， 经过冷凝器后的风管 温度上升， 导致冷空气经过冷凝器冷后湿度较正常状态下 上升， 因此判断制冷量下降， 经计算模拟风冷冷凝器堵塞 制 冷 量 为 正 常 状 态 的 91．4％， 属 于 合 理 范 围 ， 没 有 给 予 警 告提示 （警告值设定为正常状态的 90％）。
2） 行星架本体应力水平最高达 44．2MPa， 同样发生在 焊接区域， 行星架的独立固定端的应力水平基本处于 15MPa 以下， 滚筒整体的应力水平基本处于 10MPa 以下。
图 5 装配模型的 1／2 剖视等效应力分布云图
图 6 行星轮转动架与转动轴焊接后的等效应力分布云图
4 结论
由以上分析可知按照该厂实际减速器行星减速机构的 材质组合为 45＃ 钢 ／ A3 钢， 结论如下：
图 3 中， G1 为行星架自身重力以及三个子轮与大齿圈 的总重力； G2 为辊筒总重力； T1 为三个行星轮对行星架的 扭矩值； F 为卷扬辊筒单根绳的最大张力， 实际工况的最 大冲击张力； T2 为卷扬力转化到轴心部位的扭矩值。
由图 3 可分别计算获取行星架各个载荷受力点的典型 载荷条件如表 1 所示。 由表 1 所得的所有载荷参数， 可施 加于有限元模型中进行数值分析。
如图 1 所示， 当行星包 B 的传递齿轮与电机传动齿轮 E 啮合时， B 处的齿轮受向上的传动力， 此时行星包 B 的 外 齿 轮 将 该 传 动 力 传 递 至 A－B 以 及 B－C 之 间 的 啮 合 处 ，
图 1 减速箱行星齿轮传动链示意图
啮合力的方向分别如图 1 所示， 此时， 如果将行星包 A 与 B 视作一个刚性整体， 行星包 A 的大齿圈仅受一个外力， 即 B 传递至 A 的传动力， 电机传递齿轮 D 对行星包 A 的作 用不影响 A 与 B 组成的整体受力状态； 行星包 B 不但承受 A 的传动力， 同时还要承受由电机齿轮 G 传递至减速齿轮 F 进而传递至行星包旋向调整轮 C 的传动反力， 此两个反 力水平方向能抵消， 致使 B 行星包的两端轴承座承受偏载 的承载量较小， 而 A 行星包则明显失衡， 故单独提取 A 行 星包进行独立的受力分析， 分析 A 行星包两端轴承座的支 反力， 进而详细了解支撑端失效的原因。
强度极限 ／ MPa σb ＝ 380σb ＝ 470
σb ＝ 600
3．3 计算结果分析
通过计算结果， 可分别提取如下典型力学分析云图， 具体如图 5～6。
1） 由 图 5～6 可 知 整 个 传 动 结 构 的 应 力 水 平 最 高 可 达 85．9MPa， 主 要 分 布 于 辊 筒 与 行 星 架 之 间 的 连 接 轴 处 ， 该 处正是行星架与转轴之间的焊接区域， 且焊接工艺往往容 易产生一定程度的焊接缺陷， 例如裂纹、 夹杂等， 因此该 部位容易因焊接缺陷与过高的应力集中水平造成意想不到 的过早失效；