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Die Methodik zur Konstruktion des Satellitenarbeitsmechanismus einer Verdrängermaschine
Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 13685 (2022) Diesen Artikel zitieren
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In diesem Artikel wird eine Methodik zum Entwurf eines Satellitenmechanismus beschrieben, der aus zwei nicht kreisförmigen Zahnrädern (außenverzahnter Rotor und innen verzahnter Krümmung) und kreisförmigen Zahnrädern (Satelliten) besteht. Bei der vorgestellten Methodik wird davon ausgegangen, dass die Rotor-Pitch-Linie bekannt ist und die Krümmungs-Pitch-Linie zur Bezeichnung erforderlich ist. Die vorgestellte Methodik gilt für Mechanismen, bei denen die Anzahl der Krümmungshöcker mindestens um eins größer ist als die Anzahl der Rotorhöcker. Außerdem wird die Auswahl der Anzahl der Zahnräder und der Anzahl der Zähne in Zahnrad und Rotor sowie der Krümmung vorgestellt. Es wird die Methode zur Berechnung der Position des Satellitenzentrums und seines Drehwinkels vorgestellt, um die Zähne am Rotor und die Krümmung zu formen. Der Artikel zeigt auch verschiedene Arten von Satellitenmechanismen – Satellitenmechanismen mit unterschiedlicher Anzahl von Höckern auf dem Rotor und unterschiedlicher Krümmung. Außerdem werden die technischen Parameter des Mechanismus für die durch die Kosinusfunktion beschriebene Rotorneigungslinie vorgestellt.
In hydrostatischen Antriebssystemen sind Verdrängermaschinen Pumpen und Hydraulikmotoren. Aufgrund der hohen Betriebsdrücke dominieren in hydrostatischen Systemen Kolbenpumpen und Kolbenmotoren1,2,3,4,5. Auch andere Bauformen von Verdrängermaschinen wie Getriebe6,7,8,9,10, Gerotor11 oder Flügelzellenmaschinen12 kommen zum Einsatz. Die letzten Jahre waren eine Zeit der intensiven Entwicklung von Verdrängermaschinen, insbesondere von Hydraulikmotoren, bei denen der Arbeitsmechanismus ein spezieller Satz unrunder Zahnräder ist. Dieser Artikel ist diesen Maschinen gewidmet.
Die Idee unrunder Zahnräder ist nicht neu. Unrunde Zahnräder wurden in vielen Geräten verwendet, um eine unregelmäßige Bewegung zu ermöglichen, d. h. die Übertragung einer (im Allgemeinen) stabilen Eingangsgeschwindigkeit in verschiedene Ausgangsgeschwindigkeiten. Beispiele für solche Geräte sind Uhrwerke, astronomische Geräte, elektromechanische Systeme zur Steuerung und Ansteuerung nichtlinearer Potentiometer, Textilmaschinen13, mechanische Pressen14,15,16 und auch mechanisches Spielzeug. Darüber hinaus wurden unrunde Zahnräder ab dem 18. Jahrhundert häufig in Verdrängermaschinen wie Pumpen und Durchflussmessern verwendet (Abb. 1)17. Sowohl Zahnradgetriebe als auch hydraulische Verdrängermaschinen (Abb. 1) sind mit unrunden Zahnrädern mit konstantem Achsabstand dieser Räder aufgebaut. Die Methoden zur Konstruktion solcher Zahnradgetriebe sind in der Literatur ausführlich beschrieben13,14,15,16,17,18,19,20,21,22,23.
Unrunde Zahnräder in Verdrängermaschinen17.
Während Ende des 19. Jahrhunderts der erste Hydraulikmotor mit unrunden Zahnrädern gebaut wurde24,25,26. Dieser Motor wurde Satellitenmotor genannt (Abb. 2).
Der Arbeitsmechanismus des ersten Satellitenmotors (Typ 3 × 4): 1 – Rotor, 2 – Krümmung, 3 – Satellit24,25,26.
Das Konzept des Satellitenmotor-Arbeitsmechanismus basiert auf der gegenseitigen Zusammenarbeit des außenverzahnten unrunden Rades (Rotor genannt) mit dem innenverzahnten unrunden Rad (Krümmung genannt) über die dazwischen liegenden runden Zahnräder (Satelliten genannt). Die Satelliten spielen die Rolle beweglicher Zwischenkammertrennwände. Gleichzeitig fungiert der Satellit als Zu- und Abflussteiler, wenn die Arbeitskammer von der Füllphase in die Extrusionsphase übergeht26.
Unter der Art des Satellitenmechanismus ist sein charakteristisches Merkmal zu verstehen, nämlich die Anzahl nR der Höcker auf dem Rotor und die Anzahl nE der Höcker auf der Krümmung. Daher wird der Mechanismustyp als „nR x nE“ gekennzeichnet.
Derzeit werden Hydraulikmotoren mit vier Arten von Satellitenmechanismen hergestellt (Abb. 2, 3i, 4).
Satellitenmechanismen: Typ 4 × 6 (links) und Typ 6 × 8 (rechts): 1 – Rotor, 2 – Krümmung, 3 – Satellit26,28,29,30,31,32,33,34.
Der Hydraulikmotor mit Satellitenmechanismus Typ 4 × 5. Die Anzahl der Zähne: Krümmung zE = 130, Rotor zR = 104 und Satellit zS = 12, Zahnmodul m = 0,5 mm35,36.
Satellitenmechanismen werden nicht nur zum Bau eines Hydraulikmotors verwendet, sondern auch zum Bau eines Druckverstärkers und einer Pumpe36,37,38,39.
Den Patenten30,31,34 zufolge besteht die Form des Rotors aus Kreisbögen mit unterschiedlichen Radien und Tangenten zueinander. Ebenso ist die Form der Krümmung die Summe von Bögen mit unterschiedlichen Radien. Diese Konstruktionen resultierten hauptsächlich aus den verfügbaren Technologien ihrer Herstellung. Sowohl die Zähne des Rotors als auch die Krümmung wurden durch diagonales Wälzfräsen mit einem Fellows-Werkzeug unter Verwendung der Spezialwerkzeuge einer Schlitzmaschine40,41,42 hergestellt. Während die Satelliten im Fräsverfahren hergestellt wurden. Daher sollten bei der Konstruktion eines Satellitenmechanismus auch die verfügbaren Werkzeuge (Anzahl der Meißelzähne, Durchmesser usw.) berücksichtigt werden. Darüber hinaus musste das Phänomen der Zahninterferenz im Mechanismus vermieden werden43. Daher bildete Kujawski im Jahr 43 den Rotor vom Typ 4 × 6-Mechanismus aus Kreisbögen, die durch gerade Abschnitte verbunden waren, und die Krümmungskonstruktion bestand nur aus Kreisbögen. Kujawski war der erste, der die Richtlinien und Grundlagen für die Gestaltung der Satellitenmechanismen vorstellte43.
In Arbeit26 wird ein vierhöckriger Rotor dargestellt, der aus einander tangentialen Bögen besteht (Abb. 5). Dowel Li et al. entwickelte außerdem eine Methodik zum Entwurf des Satellitenmechanismus vom Typ 4 × 6 basierend auf Kreisbogenkurven des Rotors und der Krümmung44.
Rotor (vierhöckrig) als Summe von Bögen26.
Bei den Mechanismen Typ 3 × 4, 4 × 6 und 6 × 8 besteht die Form des Rotors aus Kreisbögen mit unterschiedlichen Radien und Tangenten zueinander. In26 wurde gezeigt, dass es bei diesen Mechanismen zu ungünstig großen Änderungen der Beschleunigung des Satelliten im Moment des Übergangs vom konvexen Teil des Rotors zum konkaven Teil kommt, also am Punkt, an dem sich Kreisbögen treffen (Abb. 6). Die unmittelbare Ursache hierfür ist eine sprunghafte Änderung des Radiuswerts am Berührungspunkt der Kreisbögen. Daher entsteht in einem Betriebsmechanismus, insbesondere bei hoher Drehzahl, ein großer mechanischer Verlust, der zu einem beschleunigten Verschleiß der Zähne beiträgt. Abbildung 7 zeigt, dass der Verschleiß nicht nur an den Kontaktpunkten der Bögen, sondern auch an der Konvexität (auf dem Buckel) des Rotors auftritt. Der Grund dafür ist der kleine Radius dieses Buckels45.
Die Charakteristik der Winkelbeschleunigung des Satelliten im Mechanismustyp 4 × 6 (bei der Winkelgeschwindigkeit des Rotors ω = 10 rad/s)26.
Spezifischer Verschleiß der Zähne an den Höckern des Rotors. Arbeitsflüssigkeit – Emulsion HFA-E. Unbekannte Betriebszeit des Mechanismus26,45.
Derzeit ist es möglich, die Zahnelemente mithilfe der drahterosiven Bearbeitung (dem sogenannten WEDM-Verfahren) herzustellen. Dieses Verfahren wird bereits zur Herstellung bekannter Satellitenmechanismen verwendet, insbesondere des 4 × 6-Typs, dessen Strukturen für die Herstellung durch Meißeln vorgesehen sind44,47,48. Somit ermöglicht das WEDM die Herstellung von Satellitenmechanismen mit unterschiedlichen Rotoren und Krümmungsformen. Beispielsweise hat der Rotor des Mechanismustyps 4 × 5 (Abb. 4) eine kreisförmige Sinusform35. Der Radius rR der Rotor-Pitch-Linie wurde durch Gleichung35 beschrieben:
wobei rRmin und rRmax jeweils: minimaler und maximaler Rotorradius, nR die Anzahl der Rotorhöcker und αR der Winkel sind (Abb. 13).
Für den in Abb. 4 dargestellten Mechanismus beträgt: rRmin = 22.552 mm und rRmax = 27,524 mm35.
Heutzutage werden die nächsten Konzepte des Satellitenmechanismus vorgeschlagen. Osiecki schlägt einen Satellitenmechanismus vom Typ 2 × 4 mit der elliptischen Form des Rotors (zwei Höcker) und einer Krümmung mit vier Höckern vor45,46. Allerdings hat Osiecki die Methodik zur Gestaltung der Krümmung und zur Auswahl der Anzahl der Zähne in den Mechanismuselementen (Rotor, Krümmung und Satellit) nicht offengelegt. In der Literatur sind auch die Satellitenmechanismen Typ 2 × 2 und 2 × 3 bekannt (Abb. 8)49,50,51,52,53,54,55,56.
Satellitenmechanismen: Typ 2 × 2 (links), Typ 2 × 3 (Mitte) und Typ 2 × 4 (rechts), 1 – Rotor, 2 – Satellit, 3 – Krümmung49,50,51,52,53,54,55 ,56.
Volkov schlägt überhaupt vor, Satellitenmechanismen zu entwerfen, wie in Abb. 8 gezeigt, indem zunächst die Flugbahn des Satellitenzentrums in Verbindung mit dem Rotor und die Krümmung festgelegt werden. In Polarkoordinaten beträgt der Abstand LSR des mit dem Rotor verbundenen Satellitenzentrums vom Ursprung des Koordinatensystems 49,50,51,52:
und der mit der Krümmung verbundene Abstand LSE des Satellitenzentrums vom Ursprung des Koordinatensystems beträgt 49,50,51,52:
wobei f(…) – zyklische Funktion, kt – der Koeffizient, der die Unrundheit der Trajektorien charakterisiert, LC – der Radius des Kreises, zu dem beide Trajektorien degenerieren, wenn k = 0, αSR und αSE – dem Rotor zugeordnete Polarwinkel bzw. Krümmung.
Als nächstes werden die Rotor- und Krümmungskurven als Äquidistanzen der oben genannten Flugbahnen (2) und (3) berechnet, wobei der Satellitendurchmesser und die Anzahl der Zähne auf dem Satelliten, dem Rotor und der Krümmung angenommen werden49,50,51,52.
Zhang et al.57 und Wang et al.39 schlagen den neuen Satellitenmechanismus vom Typ 4 × 6 mit der Ellipsenform höherer Ordnung des Rotors vor. Die Pitchkurve des Rotors wird in Polarkoordinaten beschrieben als:
wobei rR – der Abstand zwischen dem Ursprung des Koordinatensystems und einem Punkt auf der Rotor-Pitch-Kurve, ke – die Exzentrizität der Ellipse, A – der Längsachsenradius der Ellipse, αR – der Polarwinkel der Rotor-Pitch-Kurve ist .
Zhang schlägt außerdem vor, die Rotor-Pitch-Linie als zu beschreiben57:
wobei rc – der Radius des Grundkreises, Ah – die Amplitude der Cousine-Funktion, B – Koeffizient.
Laut Zhang und Wang lautet die Gleichung, die die Krümmungsneigungskurve in Polarkoordinaten beschreibt, überhaupt39,57:
wobei rE – der Abstand zwischen dem Ursprung des Koordinatensystems und einem Punkt auf der Krümmungs-Pitch-Kurve, rS – Radius der Satelliten-Pitch-Kurve, αE – der Polarwinkel der Krümmungs-Pitch-Kurve ist.
Zhang weist überhaupt darauf hin, dass die Krümmung bei ungeeigneter Parameterwahl durch eine Selbstverflechtung der Teilungslinie (Abb. 9) oder durch eine Unterschneidung der Zähne (Abb. 10) gekennzeichnet ist.
Das Phänomen der Selbstverschachtelung der Krümmungsneigungslinie57.
Das Phänomen der Unterschneidung der Krümmungszähne57.
Darüber hinaus weist Zhang überhaupt darauf hin, dass es bei der Auswahl der Teilungskurvenparameter notwendig ist, gleichzeitig das Zahnprofil jedes Zahnrads zu zeichnen, um dessen Machbarkeit zu beurteilen57. Es ist eine gewisse Unannehmlichkeit. Das nächste zu lösende Problem besteht darin, zu bestimmen, wie die Koeffizienten Ah und B in Gleichung auszuwählen sind. (5) bei der Lösung des Unterschneidungsproblems der Krümmung, sodass die Anzahl der Satellitenzähne zS klein genug ist57.
Bei den oben charakterisierten bekannten Methoden zum Entwurf eines Satellitenmechanismus sind auch einige Nachteile im Zusammenhang mit der Auswahl der Parameter der Rotor- und Krümmungsteilungslinien sowie der Auswahl der Anzahl der Zähne und ihres Moduls zu erkennen. Daher werden im Folgenden zwei neue Methoden zum Entwurf jeglicher Art von Satellitenmechanismus für nE > nR vorgeschlagen. Die erste Methode ermöglicht die Bestimmung der Parameter des Satellitenmechanismus für die perfekte Lösung und die zweite Methode ermöglicht die Korrektur der Zähne.
Bei der Konstruktion eines Satellitenmechanismus wird davon ausgegangen, dass der Satellit die Rolle eines Meißels spielt. Das heißt, in einem Computerprogramm meißelt der Satellit die Zahnräder des Rotors und die Krümmung. Daher werden im Folgenden auch die mathematischen Beziehungen dargestellt, die die Position des Satellitenzentrums im X-Y-Koordinatensystem und den entsprechenden Rotationswinkel des Satelliten beschreiben.
Es wird angenommen, dass für jeden Radius rs des Teilkreises des Satelliten und für jede Teilungslinie des Rotors eine ihnen entsprechende Teilungskrümmungslinie existiert, die die Bedingungen einer perfekten Zusammenarbeit erfüllt. Diese Bedingungen lauten wie folgt43:
In jeder gegenseitigen Position von Rotor und Krümmung, die sich aus der Drehung eines von ihnen um den anderen ergibt, müssen die Teilkreise aller Satelliten tangential zu den Teilungslinien des Rotors und der Krümmung sein.
die Wälzkreise aller Satelliten müssen sich ohne Verrutschen auf den Wälzlinien des Rotors und der Krümmung neigen;
Auf der gesamten Länge der Wälzlinie des Rotors und auf der gesamten Wälzlinie der Krümmung müssen solche Höcker vorhanden sein, die die mögliche Steigung des Wälzkreises des Satelliten auf der Außenseite der Wälzlinie des Rotors und auf der Innenseite der Wälzlinie der Krümmung ermöglichen.
die Rotoren und die Krümmungslinien sollten zyklisch wechselnde Kurven sein und dürfen sich bei gegenseitiger Rotationsverschiebung nicht überlappen;
Die Mittelpunkte S der Satelliten sollten im Schnittpunkt des äquidistanten eR der Pitch-Linie des Rotors mit dem äquidistanten eE der Pitch-Linie der Krümmung liegen (Äquidistanz sind die Spuren der Satellitenzentren, die dadurch entstehen des Pitches des Satelliten auf den Pitchlinien des Rotors und der Krümmung) (Abb. 11);
Die grundlegenden geometrischen Beziehungen im Satellitenmechanismus.
der Kontaktpunkt R des Satelliten mit dem Rotor und der Kontaktpunkt E des Satelliten mit der Krümmung liegen auf einer geraden Linie, die durch das Rotationszentrum des Rotors und die Krümmung verläuft (Abb. 11);
wenn die Kurven des Rotors zwischen den Punkten R1 und R2 und die Krümmungskurven zwischen den Punkten E1 und E2 liegen (Abb. 11) und auch die Tangenten an diese Kurven senkrecht zu den Vorderradien rR (Rotor) und rE (Krümmung) stehen. dann ist die Länge LRc der Grundkrümmung des Rotors gleich der Länge LEc der Grundkrümmung:
Der Zentralwinkel βR, der einen halben Zyklus der Rotor-Pitch-Kurve abdeckt (entsprechend der Länge LRc), beträgt:
wobei nR die Anzahl der Rotorhöcker ist;
Der Zentralwinkel βE, der einen halben Zyklus der Steigungskurve der Krümmung abdeckt (entsprechend der Länge LEc), beträgt:
wobei nE die Anzahl der Krümmungshöcker ist;
die Anzahl der Höcker der Krümmung ist größer als die Anzahl der Höcker des Rotors (nE > nR).
Wenn man mit der Konstruktion des Satellitenmechanismus beginnt, besteht der erste Schritt darin, die Anzahl der Höcker nR am Rotor und die Anzahl der Höcker nE an der Krümmung zu ermitteln. Als nächstes muss der Radius rc des Rotorgrundkreises gewählt werden.
Beim Entwurf eines Satellitenmechanismus ist Folgendes zu beachten:
die Anzahl der Zähne zRc im Bereich des Rotorwinkels βR (Abb. 16) beträgt:
weil die Bedingung (8) erfüllt sein muss, dann:
die Anzahl der Zähne zR am Rotor beträgt:
die Anzahl der Zähne zE auf der Krümmung beträgt:
Zähnezahlen zR und zE müssen ganzzahlig sein;
Die Anzahl der Zähne 2zRc auf dem Rotorbuckel (und das Gleiche gilt auch für den Krümmungsbuckel) muss eine ganze Zahl sein. Andernfalls kann der Satellitenmechanismus trotz Erfüllung der Bedingung (8) und der Gesamtzahl der Rotorzähne zR und Krümmungszähne zE nicht korrekt zusammengebaut werden. Ein Beispiel für einen solchen Mechanismus ist in Abb. 12 dargestellt.
Satellitenmechanismus Typ 4 × 6 mit falsch gewählten Parametern: zS = 9, zRc = 4,75, zR = 38, zE = 57. Jeder zweite Satellit kann nicht in den Mechanismus eingesetzt werden.
Die Anzahl der Höcker nR und nE sollte der Reihe nach sein:
den Radius rc des Rotorgrundkreises übernehmen;
unter Verwendung der Iterationsmethode sollen die Amplitude Ah und der Satellitenradius rS gesucht werden, bis die Bedingung (8) bei gleichzeitiger Erfüllung der Bedingung (54) erfüllt ist;
Mit der Iterationsmethode sollte die Anzahl der Satellitenzähne zS so gesucht werden, dass die Anzahlen der Zähne zR und zE ganzzahlig sind;
zur Berechnung des Zahnmoduls m nach folgender Formel:
Der berechnete Wert des Moduls m muss dem normierten Wert entsprechen;
den gewünschten normalisierten Wert des Moduls mst übernehmen;
Alle Parameter des Satellitenmechanismus sollten um einen Wert skaliert werden:
Die Suche nach den Parametern des Satellitenmechanismus, also Ah, rS und zS, sodass die Bedingung (54) erfüllt ist, könnte sich als unmöglich erweisen. Dann lohnt es sich, eine gewisse Differenz δ der Längen LRc und LEc zuzulassen, jedoch nicht größer als der Grenzwert δb, also:
Der Wert δb wird beispielsweise dadurch begründet, dass je nach Verarbeitungstechnologie unterschiedliche Genauigkeiten bei der Herstellung von Satellitenmechanismuselementen erzielt werden.
Die Anzahl der Höcker nR und nE sollte der Reihe nach sein:
den Grundkreisradius rc des Rotors zu übernehmen;
die Amplitude Ah annehmen;
durch Iterationsverfahren zum Durchsuchen des Satellitenradius rS, bis die Bedingung (8) erfüllt ist und gleichzeitig die Bedingung (54) erfüllt ist (dargestellt in „Methode 2“);
die Anzahl der Zähne zRc zu übernehmen (wobei zu beachten ist, dass die Anzahl der Zähne 2zRc auf dem Rotorhöcker ganzzahlig sein sollte);
um Modul m durch Transformation der Formel (11) zu berechnen;
um die Zähnezahl zS durch Umformung der Formel (15) zu berechnen. Der erhaltene Wert zS muss keine ganze Zahl sein;
Wenn der berechnete Wert von zS nicht ganzzahlig ist, sollte die Gesamtzahl der Satellitenzähne zSst übernommen werden. Es wird empfohlen, dass:
um die PO-Korrektur der Zähne durchzuführen. Der Mindestwert des Korrekturkoeffizienten beträgt:
Um korrigierte Zähne des Rotors und die Krümmung zu erzeugen, sollte der Winkel γSst der Satellitenrotation relativ zu seinem Mittelpunkt S nach folgender Formel berechnet werden:
Wo:
Gemäß den unter „Grundbedingungen“ dargestellten Grundbedingungen sollten die Pitchlinien des Rotors eine sich zyklisch ändernde Kurve darstellen. Darüber hinaus sollte der Rotor eine Gesamtzahl von Höckern nR aufweisen, die gleichmäßig über den gesamten Umfang des Rotors verteilt sind. Daher kann der Radius rR der Rotorteilungslinie durch jeden zyklischen Funktionstyp rR = f(αR) definiert werden, beispielsweise durch die Funktionen (1), (4), (5) und alle anderen. Eine schematische Skizze eines Viertelrotors mit den grundlegenden geometrischen Abmessungen ist in Abb. 13 dargestellt.
Die Grundparameter des Rotors.
Die Koordinaten (xR,yR) des Punktes R auf der Rotorneigungslinie sind:
Der vom Drehmittelpunkt dieses Rotors (also vom Ursprung des Koordinatensystems) am weitesten entfernte Punkt der Rotorneigungslinie bezeichnet die Gerade k, die die Symmetrieachse des Rotorbuckels darstellt (Abb. 13). Wenn αS = αR = βR, dann liegen das Satellitenzentrum S und der Tangentenpunkt R des Satelliten mit dem Rotor auf der Geraden k (Abb. 16b). Der Winkel βR kann aus der Formel (10) berechnet werden.
Der Teilkreis des Satelliten mit dem Radius rs muss im Punkt R die Teilungslinie des Rotors tangieren (Abb. 14).
Die Koordinaten des Satellitenzentrums.
Die Koordinaten (xS,yS) des Satellitenzentrums S können nach folgenden Formeln berechnet werden:
wobei a(R)p die Steigung der Geraden y(R)p senkrecht zur Tangente y(R)t im Punkt R ist (Abb. 14). Wenn a(R)p < 0, dann ist in den Formeln (25) und (26) ein „−“-Zeichen anstelle des „±“-Zeichens. Aber für a(R)p ≥ 0 ist das Vorzeichen „+“.
Die Winkelposition des Satellitenzentrums S (Winkel αS in Abb. 14) um die Achse OY lässt sich nach folgender Formel berechnen:
wobei der Abstand LS des Satellitenzentrums S vom Ursprung des Koordinatensystems beträgt:
Jeder durch die Formeln (25) und (26) beschriebenen Position des Satellitenzentrums S wird der Winkel γS der Satellitenrotation um das Zentrum S zugeordnet (Abb. 15).
Winkel des Satelliten.
Der Winkel γS der Satellitenrotation um seinen Mittelpunkt S lässt sich nach folgender Formel berechnen:
Die Anzahl nE der Krümmungshöcker muss größer sein als die Anzahl nR der Rotorhöcker (nE > nR). Liegen der Satellitenmittelpunkt S und der Tangentenpunkt R des Satelliten mit dem Rotor auf der Geraden k, so ist diese Gerade die Symmetrieachse der Krümmungshöcker. Der Berührungspunkt E des Satelliten mit der Krümmung liegt ebenfalls auf der Linie k (Abb. 16). Außerdem gilt für rR = rRmin rE = rEmin und für rR = rRmax rE = rEmax.
Charakteristische Winkel des Rotors und der Krümmung sowie die Berührungspunkte des Satelliten mit dem Rotor und der Krümmung.
Die Anzahl nE der Krümmungshöcker entspricht dem Winkel βE, der aus der Formel (10) berechnet werden kann. Aus den Formeln (9) und (10) folgt:
und daher:
Wenn sich der Satellit außerdem im Verhältnis zum Rotor um den Winkel βR bewegt, dreht sich die Krümmung um den Winkel βEc (Abb. 16):
Wenn die Beziehungen (31) und (32) zwischen den Winkeln βR, βE und βEc bestehen, gelten auch die folgenden Beziehungen zwischen den Winkeln αS, αSE und θE (Abb. 17):
Die Beziehungen zwischen der Winkelposition αS des Satelliten und dem Krümmungswinkel θE drehen sich.
Um die Krümmungsneigungslinie zu bestimmen, sollte der Koordinatensatz (xE,yE) des Punktes E berechnet werden. Diese Koordinaten können mit zwei Methoden berechnet werden.
Für jede Position des Satelliten liegt der Berührungspunkt E des Satelliten mit der Krümmung auf der Geraden, die durch den Drehpunkt des Rotors und den Berührungspunkt R des Satelliten mit dem Rotor geht (Abb. 18).
Tangentenpunkt E des Satelliten mit der Krümmung.
Die Koordinaten des Punktes E lauten wie folgt:
Wo:
Für jede Lage des Satellitenzentrums S relativ zum Rotor entspricht die Lage des Zentrums SE dieses Satelliten relativ zur Krümmung (Abb. 19). Der Teilkreis des Satelliten mit dem Mittelpunkt im Punkt SE tangiert die Teillinie der Krümmung. Der Winkel ρ zwischen den Punkten S und SE kann nach folgender Formel berechnet werden:
Bestimmung der Krümmungsneigungslinie – Winkelbeziehungen.
wohingegen die Koordinaten (xSE,ySE) des Punktes SE sind:
wobei LS durch die Formel (28) ausgedrückt wird.
Die Koordinaten (xE,yE) des Punktes E (Abb. 19) können aus Formeln berechnet werden:
Wo:
Wenn der Satellit entlang der Rotorneigungslinie mit dem Elementarwinkel ∆αS(1) rollt, dann dreht sich der anfängliche Tangentenpunkt E'(1) des Satelliten mit der Krümmung um den Winkel ∆αE(1) und befindet sich in einer neuen Position E(1) (Abb. 20). Der Teilkreis des Satelliten in einer neuen Position (Punkt S(2) gemäß Abb. 20) tangiert die Krümmungsteillinie. Das Satellitenzentrum gilt für die Satellitenposition relativ zum Rotor und die Satellitenposition relativ zur Krümmung, d. h. S(2) = SE(2). Die nächste Verschiebung des Satelliten um den Winkel ∆αS(2) (Abb. 21) erzwingt die Drehung sowohl des Satellitenzentrums S(2) als auch des Punktes E(1) um den Winkel ∆αE(2). Daher sind die neuen Positionen der Satelliten relativ zur Krümmung SE(1), SE(2) und SE(3). Dabei ist die Position des Satellitenzentrums SE(3) dieselbe wie die Position S(2) relativ zum Rotor, d. h. S(3) = SE(3). In den nächsten Schritten wird dasselbe durchgeführt, bis αS = αR = βR.
Die Berührungspunkte E des Satelliten mit der Krümmung.
Die nächsten Positionen des Satelliten relativ zum Rotor und die Positionen des Satelliten relativ zur Krümmung – die Bestimmung der Form der Krümmungsneigungslinie.
Die Verschiebung des Satelliten um den Winkel ∆αS(1) führt dazu, dass der Tangentenpunkt R die Strecke ∆LR(1) zurücklegt (Abb. 20). Der Tangentenpunkt E muss um die gleiche Strecke zurückgelegt werden, d. h.:
Nach der Verschiebung des Satelliten um den Winkel ∆αS(1) ist der Punkt E(2) der neue Tangentialpunkt dieses Satelliten mit der Krümmung (Abb. 16). Die nächste Verschiebung des Satelliten um den Winkel ∆αS(2) erzwingt die Drehung der Punkte E(1) und E(2) (also des aktuellen Punktes und der vorherigen Punkte) um den Winkel ∆αE(2). In den nächsten Schritten wird dasselbe durchgeführt, bis αS = αR = βR.
Vorteilhafter ist es, die Krümmungsneigungslinie erst nach der Bestimmung der gesamten Menge der Satellitenzentren SE zu bestimmen, d. h. nach der Bestimmung aller Zentren SE mit der Schrittweite ∆αE). Diese Methode ist in Abb. 22 dargestellt. Die Kreise mit dem Radius rE und dem Mittelpunkt CE tangieren die drei nächsten Satelliten. Das heißt, der Kreis mit dem Radius rE(2) tangiert die Satelliten 1, 2 und 3. Der Punkt E(2) ist der Tangentialpunkt des Kreises mit dem Radius rE(2) mit dem Satelliten 2. Ebenso gilt der Der Kreis mit dem Radius rE(3) tangiert die Satelliten 2, 3 und 4 und der Punkt E(3) ist der Tangentenpunkt des Kreises mit dem Radius rE(3) mit dem Satelliten 3.
Die Satellitenpositionen relativ zur Krümmung – die Bestimmung der Krümmungsneigungslinie.
Die Koordinaten (xE(1),yE(1)) des ersten Punktes E(1) der Krümmung (Abb. 22) sollten aus den Formeln (43) und (44) berechnet werden. Die Koordinaten (xE(i),yE(i)) der nächsten Punkte E(i) der Krümmung sollten jedoch gemäß der in Abb. 22 gezeigten Methode berechnet werden. Das heißt, die Koordinaten (xCE(i),yCE( i)) des Kreismittelpunkts mit dem Radius rE(i) (mit der Zahl (i)) lässt sich aus Formeln berechnen:
Aber die Koordinaten (xE(i),yE(i)) des Krümmungspunkts E(i) sind:
Wo:
Und es muss folgende Bedingung erfüllt sein:
Dann gibt es keine Selbstverschachtelung der Krümmungsneigungslinie wie in Abb. 9.
Die oben dargestellten mathematischen Formeln ermöglichen die Berechnung der Koordinaten des Punktes E auf der Krümmungsneigungslinie nur im Bereich des Winkels βE. Die Punkte in der zweiten Hälfte des Krümmungsbuckels sind ein Spiegelbild der Punkte E bezüglich der Geraden k. Aber die Gesamtneigungslinie der Krümmung ist die kreisförmige Anordnung der Buckelneigungslinie in Bezug auf den Ursprung des Koordinatensystems.
Die Länge LR der Rotorteilungslinie in Form des Winkels αR ist die Summe der Elementarlängen ∆LR(i), die durch zwei benachbarte Punkte (R(i) und R(i+1)) der Rotorteilungslinie definiert werden ( Abb. 23), das heißt:
Die Elementarlängen des Rotors und der Krümmung (∆LR(i) und ∆LE(i)).
Ebenso ist die Länge LE der Krümmungsneigungslinie im Winkelbereich αE die Summe der Elementarlängen ∆LE(i), die durch zwei benachbarte Punkte (E(i) und E(i+1)) der Krümmungsneigung definiert werden Linie (Abb. 19, 22, 23), das heißt:
Wenn αR = βR, dann LR = LRc und wenn αE = βE, dann LE = LEc.
Wenn der Winkel βE einem Krümmungsbuckel entspricht, dann dreht sich die Krümmung um den Winkel
ermöglicht die Platzierung des nächsten Satelliten am selben Ort (Punkt S(1) – Abb. 24). Die Formeln (10) und (34) geben an, dass der Winkel φS zwischen Satelliten ist:
Der Winkel φS zwischen Satelliten.
Die Anzahl nS des Satelliten im Mechanismus beträgt:
Unter der Art des Satellitenmechanismus ist dessen charakteristische Zukunft zu verstehen, also die Anzahl nR der Rotorbuckel und die Anzahl nE der Krümmungsbuckel. Daher wird der Mechanismustyp mit „nR x nE“ gekennzeichnet. Wenn die Anzahl nE der Krümmungshöcker im Verhältnis zur Anzahl nR der Rotorhöcker zunimmt, vergrößert sich der Satellitendurchmesser und verringert sich der Abstand zwischen den Achsen zweier benachbarter Satelliten. Daher muss in einem Satellitenmechanismus jeglicher Art jedes Paar benachbarter Satelliten die folgende Bedingung erfüllen:
wobei \(\left({\maths{x}}_{\maths{S}}^{(\maths{i})},{\maths{y}}_{\maths{S}}^{( \mathrm{i})}\right)\) und \(\left({\mathrm{x}}_{\mathrm{S}}^{(\mathrm{i}+1)},{\mathrm{ y}}_{\mathrm{S}}^{(\mathrm{i}+1)}\right)\) – Koordinaten zweier benachbarter Satelliten, hhs – die Zahnkopfhöhe.
Die Arten von Satellitenmechanismen, die die Bedingung (60) erfüllen, sind in Abb. 25 dargestellt. Es ist zu beachten, dass unabhängig von der Art des Mechanismus der Abstand zwischen den Teilungsdurchmessern des Satelliten abnimmt, wenn sich die Anzahl der Rotoren und die Krümmung unterscheiden Höcker nehmen zu. Daher zeichnen sich diese Mechanismen durch eine große Anzahl von Zähnen und große Abmessungen aus.
Verschiedene Arten von Satellitenmechanismen.
Es ist nicht möglich, einen Satellitenmechanismus zu bauen, wenn:
Nachfolgend wurden die Parameter des Satellitenmechanismus für den Radius rR der Rotor-Pitch-Kurve bestimmt, ausgedrückt als (Abb. 13):
Wo:
Das ist eine Kosinuskurve mit der Amplitude Ah, die auf einen Kreis mit dem Radius rc „gewickelt“ wird. Die Koordinaten (xR,yR) des Punktes R auf der Rotorneigungslinie sind:
Die Steigung a(R)pf der Geraden y(R)p senkrecht zur Tangente y(R)t im Punkt R beträgt:
Tabelle 1 fasst die Parameter ausgewählter Satellitenmechanismen zusammen, die mit der ersten Methode berechnet wurden (siehe „Die erste Methode: Suche nach der perfekten Lösung“). Während Tabelle 2 Parameter ausgewählter Satellitenmechanismen zusammenfasst, die mit der zweiten Methode berechnet wurden (siehe „Die zweite Methode“), unter der Annahme:
unterschiedliche Zähnezahl zRc entsprechend der Länge LRc der Rotorteilungslinie,
\({\mathrm{y}}_{\mathrm{E}}^{(\mathrm{i}+1)}-{\mathrm{y}}_{\mathrm{E}}^{\left( \mathrm{i}\right)}\ approx 0\), also für Ah/rc = max.
In beiden Fällen wurden die Parameter für Zahnmodul m = 1 mm ermittelt.
Die Entwicklung von Satellitenmechanismen mit nR > 8 ist möglich, es ist jedoch unwahrscheinlich, dass diese Mechanismen technische Anwendung finden.
Die in Tabelle 1 gezeigten Parameter des Satellitenmechanismus Typ 4 × 5 entsprechen nach der Skalierung auf das Modul m = 0,5 mm den Parametern des in Abb. 4 gezeigten Mechanismus. Somit wird die Richtigkeit der Entwurfsmethodik bestätigt und die durchgeführten Berechnungen.
Um das vorgestellte Entwurfsverfahren zu verifizieren, wurde ein Mustersatellitenmechanismus entworfen, hergestellt und untersucht. Die nach der oben beschriebenen Methodik erstellten Rotor- und Krümmungsprojekte sind in den Abbildungen dargestellt. 26 und 27. Aber Abb. 28 zeigt einen Satellitenmechanismus vom Typ 4 × 6 aus Metall von WEDM.
Rotor, Krümmung und kompletter Satellitenmechanismus Typ 4 × 6 (Druckwinkel 20°, zS = 10, zRc = 5,5, zR = 44, zE = 66).
Rotor, Krümmung und kompletter Satellitenmechanismus Typ 4 × 6 (Druckwinkel 30°, zS = 8, zRc = 4,5, zR = 36, zE = 54).
Satellitenmechanismus Typ 4 × 6: hergestellt aus Metall durch WEDM (zS = 10, zRc = 5,5, zR = 44, zE = 66).
Der Satellitenmechanismus wurde auf reibungslose Drehung überprüft.
In diesem Artikel wird die Methode zum Entwurf eines Satellitenmechanismus basierend auf der angenommenen Funktion der Rotorneigungslinie vorgestellt. Der Ablauf der Vorgehensweise zur Auswahl der Parameter des Satellitenmechanismus wird beschrieben. Außerdem werden alle technisch möglichen Arten von Satellitenmechanismen vorgestellt. Diese Mechanismen wurden unter Annahme der Sinusfunktion berechnet, um die Form der Rotorteilungslinie zu bestimmen. Aus Sicht der Konstruktion hydraulischer Verdrängermaschinen ist die Verwendung eines Rotors mit Kreissinusform gerechtfertigt.
Sowohl die Form der Rotorzähne als auch der Krümmungszähne wird durch die Form der Satellitenzähne bestimmt. Der Satellit ist ein Zahnradfräser. Auf diese Weise wurde die Zahnstörung beseitigt. Dies ist zweifellos ein Vorteil der vorgestellten Methode. Darüber hinaus ermöglicht die vorgestellte Konstruktionsmethode, die Selbstüberschneidung der Krümmungsteilungslinie und die Unterschneidung der Krümmungszähne zu vermeiden. Auch bei einer sehr geringen Anzahl an Satellitenzähnen (zum Beispiel zS = 8) ist es möglich, eine Zahnkorrektur durchzuführen und einen Satellitenmechanismus zu erstellen.
Die praktische Überprüfung hat gezeigt, dass die Verwendung der vorgestellten Entwurfsmethode gute Ergebnisse liefert. Bei dem hergestellten Mechanismus wurden keine Probleme mit dem Eingriff der Zahnräder beobachtet – der Mechanismus funktionierte reibungslos und ohne Blockierung.
Die in diesem Artikel vorgestellten Ergebnisse können Grundlagen für weitere Untersuchungen anderer besonderer Eigenschaften verschiedener Arten von Satellitenmechanismen darstellen, wie zum Beispiel:
das Volumen der Arbeitskammer in Abhängigkeit vom Drehwinkel des Rotors bzw. der Krümmung. Unter der Arbeitskammer ist ein Volumen zu verstehen, das durch zwei benachbarte Satelliten, Rotor und Krümmung, gebildet wird;
geometrische Verschiebung einer hydraulischen Maschine mit verschiedenen Arten von Satellitenmechanismen;
theoretische Eigenschaften von Drehmoment und Durchfluss in einem Mechanismus und damit auch eine Unregelmäßigkeit von Durchfluss und Drehmoment;
Satellitenkinematik und -dynamik;
mechanische Verluste.
Ein wichtiges Thema wird zweifellos die Analyse des Einflusses der Zahnstruktur (z. B. Evolventenzähne, Kreisbogenzähne usw.) auf deren Festigkeit sein.
Dennoch ist die Methodik zur Gestaltung der Krümmung universell für verschiedene Formen des Rotors. Die unten vorgestellte Methodik zur Konstruktion des Satellitenmechanismus ermöglicht deren Herstellung mithilfe der Drahterosionsbearbeitungsmethode.
Die im Rahmen der aktuellen Studie generierten und/oder analysierten Datensätze sind aufgrund des Patentschutzes der im Artikel vorgestellten Lösungen (Patentanmeldungen P.437749, P.437750 und P.437751) nicht öffentlich zugänglich, können aber zum angemessenen Preis beim jeweiligen Autor bezogen werden Anfrage.
Banaszek, A. Methodik der Durchflussratenbewertung von getauchten hydraulischen Ballastpumpen auf modernen Produkt- und Chemikalientankern unter Verwendung neuronaler Netzwerkmethoden. Proz. Komp. Wissenschaft. 192, 1894. https://doi.org/10.1016/j.procs.2021.08.195 (2021).
Artikel Google Scholar
Banaszek, A. & Petrovic, R.: Problem des nichtproportionalen Durchflusses von Hydraulikpumpen, die mit Konstantdruckreglern in großen Mehrpumpenaggregaten in offenen Systemen arbeiten. Technik. Vjes. 26. https://doi.org/10.17559/TV-20161119215558 (2019).
Bak, M. Drehmomentkapazität einer Mehrscheiben-Nasskupplung in Bezug auf das Auftreten von Reibung an ihren Keilwellenverbindungen. Wissenschaft. Rep. 11, 21305. https://doi.org/10.1038/s41598-021-00786-6 (2021).
Artikel ADS CAS PubMed PubMed Central Google Scholar
Patrosz, P. Einfluss der Eigenschaften der Hydraulikflüssigkeit auf Druckspitzen in den Kammern von Axialkolbenpumpen. Energies 14, 3764. https://doi.org/10.3390/en14133764 (2021).
Artikel CAS Google Scholar
Zaluski, P.: Einfluss der Fluidkompressibilität und Bewegungen der Taumelscheibendrehachse auf den volumetrischen Wirkungsgrad von Axialkolbenpumpen. Energien 15. https://doi.org/10.3390/en15010298 (2022).
Antoniak, P., Stosiak, M. & Towarnicki, K. Vorläufige Tests der Innenzahnradpumpe mit Modifikationen des Sicheleinsatzes. Acta Innov. 32. https://doi.org/10.32933/ActaInnovations.32.9 (2019)
Borghi, M., Zardin, B. & Specchia, E. Volumetrischer Wirkungsgrad der Außenzahnradpumpe: Numerische und experimentelle Analyse. SAE Tech. Papier. https://doi.org/10.4271/2009-01-2844 (2009).
Artikel Google Scholar
Kollek, W. & Radziwanowska, U. Energetische Effizienz von Zahnrad-Mikropumpen. Bogen. Zivil. Mech. Ing. 15. https://doi.org/10.1016/j.acme.2014.05.005 (2015).
Osinski, P., Warzynska, U. & Kollek, W. Der Einfluss der Asymmetrie des Zahnrad-Mikropumpenkörpers auf die Spannungsverteilung. Pol. März Res. 24. https://doi.org/10.1515/pomr-2017-0007 (2017).
Stawinski, L., Kosucki, A., Cebulak, M., Gorniak vel Gorski, A. & Grala, M. Untersuchung des Einflusses der Hydrauliköltemperatur auf die Leistung einer Pumpe mit variabler Drehzahl. Eksp. Niez. Wartung. Rel. 24, 1. https://doi.org/10.17531/ein.2022.2.10 (2022).
Stryczek, S. & Stryczek, P. Synthetischer Ansatz für die Konstruktion, Herstellung und Prüfung von Gerotor- und Orbitalhydraulikmaschinen. Energien 14, 1. https://doi.org/10.3390/en14030624 (2021).
Artikel Google Scholar
Petrovic, R., Banaszek, A., Vasiliev, A. & Batocanin, S. Mathematische Modellierung und Simulation von Gleitkontakten Flügel/profilierter Stator einer Flügelzellenpumpe. In Proceedings of the Bath/ASME Symposium on Fluid Power and Motion Control FPMC 2010. Centre for Power Transmission and Motion Control Department of Mechanical Engineering, University of Bath, Vereinigtes Königreich (2010).
Kowalczyk, L. & Urbanek, S. Die Geometrie und Kinematik eines Zahnrads mit variabler Bewegung. Fasertext. Ost. EUR. 11. http://www.fibtex.lodz.pl/42_17_60.pdf (2003).
Doege, E. & Hindersmann, M. Optimierte Kinematik mechanischer Pressen mit Unrundgetrieben. CIRP Ann. Hersteller Technol. 46, 1. https://doi.org/10.1016/S0007-8506(07)60811-7 (1997).
Artikel Google Scholar
Doege, E., Meinen, J., Neumaier, T. & Schaprian, M. Numerischer Entwurf eines neuen Schmiedepressenantriebs mit unrunden Zahnrädern. Proz. Inst. Mich. Ing. Teil B: J. Eng. Hersteller 4. https://doi.org/10.1243/0954405011518430 (2001).
Mundo, D. & Danieli, G. Verwendung von unrunden Zahnrädern in Antriebssystemen von Pressmaschinen. Fakultät für Maschinenbau der Universität Kalabrien, Italien, http://www.wseas.us/e-library/conferences/udine2004/papers/483-172.pdf.
Sałaciński, T., Przesmycki, A. & Chmielewski, T. Technologische Aspekte bei der Herstellung von unrunden Zahnrädern. Appl. Wissenschaft. 10, 3420. https://doi.org/10.3390/app10103420 (2020).
Artikel CAS Google Scholar
Zarębski, I. & Sałaciński, T. Konstruktion von unrunden Zahnrädern. Bogen. Mech. Ing. 3, 1. https://doi.org/10.24425/ame.2008.131628 (2008).
Artikel Google Scholar
Laczik, B. Profilgestaltung der unrunden Zahnräder. G-2008-A-08, https://repozitorium.omikk.bme.hu/bitstream/handle/10890/3515/71883.pdf?sequence=1.
Laczik, B. Evolventenprofil unrunder Zahnräder. Institut für Maschinenbau, College of Duna´ujv´aros, http://manuals.chudov.com/Non-Circular-Gears.pdf.
Litvin, F. & Fuentes, A. Zahnradgeometrie und angewandte Theorie. https://www.academia.edu/36781112/Gear_Geometry_and_Applied_Theory_pdf (Cambridge University Press, Prentice Hall, London, 2004).
Malakova, S., Urbansky, M., Fedorko, G., Molnar, V. & Sivak, S. Entwurf geometrischer Parameter und kinematischer Eigenschaften eines nicht kreisförmigen Zahnradgetriebes für gegebene Parameter. Appl. Wissenschaft. 11, 1. https://doi.org/10.3390/app1103100 (2021).
Artikel Google Scholar
García-Hernández, C., Gella-Marín, RM, Huertas-Talón, JL, Efkolidis, N. & Kyratsis, P. WEDM-Herstellungsverfahren für unrunde Zahnräder mithilfe von CAD/CAM-Software. J.Mech. Eng. 2, 137. https://doi.org/10.5545/sv-jme.2015.2994 (2016).
Artikel Google Scholar
Brzeski, J., Sieniawski, B. & Ostrowski, J. Rotationsnocken-Hydraulikmotor. Patent PL 105317 (1980).
Sieniawski, B. Rotationsnocken-Hydraulikmotor. (dt. Rotationsnocken-Hydraulikmotor). Patent PL 71329 (1974).
Jasinski, R. Analyse des Erwärmungsprozesses von Hydraulikmotoren beim Anlauf unter Thermoschockbedingungen. Energien 15, 55. https://doi.org/10.3390/en15010055 (2022).
Artikel Google Scholar
Sliwinski, P. Satelliten-Verdrängermaschinen. Satellitenverdrängungsmaschinen. Grundlagen des Entwurfs und der Analyse von Leistungsverlusten. (Verlag der Technischen Universität Danzig, Danzig, Polen, 2016).
Sieniawski, B. Planetennockenverdrängermaschine mit axialer Spielausgleichsfunktion, insbesondere als Hydraulikmotor mit hoher spezifischer Aufnahmekapazität. Patent PL 185724 (1997).
Sieniawski, B. Verdrängermaschine vom Planetennockentyp mit verbessertem volumetrischem Wirkungsgrad und Beständigkeit gegen Verunreinigungen des Arbeitsmediums. Patent PL 171305 (1993).
Sieniawski, B., Potulski, H. & Sieniawski, D. Nockendrehmotor, insbesondere als Hydraulikmotor. Patent PL 146450 (1989).
Sieniawski, B. & Potulski, H. Hydraulischer Satellitenmotor. Patent PL 137642 (1984).
Szwajca, T. Epizyklischer Hydraulikmotor. Patent PL 200588 (2009).
Sliwinski, P. & Patrosz, P. Hydraulische Verdrängermaschine. Europäische Patentanmeldung 15003680.4/EP15003680 (2015).
Sliwinski, P. & Patrosz, P. Satellitenantriebsmechanismus der hydraulischen Verdrängermaschine. Patent PL 218888 (2015).
Oshima, S., Hirano, T., Miyakawa, S. & Ohbayashi, Y. Studie zum Ausgangsdrehmoment eines wasserhydraulischen Planetengetriebemotors. Im Rahmen der zwölften skandinavischen internationalen Konferenz über Fluidtechnik SICFP'11, Tampere, Finnland (2011).
Oshima, S., Hirano, T., Miyakawa, S. & Ohbayashi, Y. Entwicklung eines wasserhydraulischen Druckverstärkers vom Rotationstyp. Int. J. Fluid Power Sys. 2, 21. https://doi.org/10.5739/jfpsij.2.21 (2009).
Artikel Google Scholar
Luan, Z. & Ding, M. Forschung zu nicht-kreisförmigen Planetenzahnradpumpen. Adv. Matte. Res. 339, 140. https://doi.org/10.4028/www.scientific.net/AMR.339.140 (2011).
Artikel Google Scholar
Ding, H. Anwendung eines unrunden Planetengetriebemechanismus in der Zahnradpumpe. Adv. Matte. Res. 591–593, 2139. https://doi.org/10.4028/www.scientific.net/AMR.591-593.2139 (2012).
Artikel Google Scholar
Wang, C., Luan, Z. & Gao, W. Entwurf der Steigungskurve der Verformung einer innengekrümmten Planetenradpumpe vom Typ NGW basierend auf einer Ellipse dreier Ordnung. Adv. Matte. Res. 787, 567. https://doi.org/10.4028/www.scientific.net/AMR.787.567 (2013).
Artikel Google Scholar
Brzeski, J. & Sieniawski, B. Ein Verfahren zum Schlitzen von Verzahnungen in unrunden Zahnrädern und eine Vorrichtung zur Anwendung des Verfahrens. Patent PL 76236 (1975).
Litke, K., Misiarczyk, Z. & Jaekel, G. Ein Verfahren zur Herstellung der Verzahnung von unrunden Zahnrädern und eine Vorrichtung zur Herstellung der Verzahnung von unrunden Zahnrädern (Rundzahnräder). Patent PL 135253 (1986).
JianGang, L., XuTang, W. & ShiMin, M. Numerische Berechnungsmethode für nicht kreisförmige Zahnradzahnprofile, die durch Formfräser erzeugt werden. Int. J. Adv. Mann. Technik. 33, 1. https://doi.org/10.1007/s00170-006-0560-0 (2007).
Artikel Google Scholar
Kujawski, M. Umlaufmechanismen mit unrunden Zahnrädern: Grundlagen von Design und Fertigung. (Verlag der Technischen Universität Posen, 1992).
Li, D., Liu, Y., Gong, J. & Wang, T. Entwurf eines nicht kreisförmigen Planetengetriebemechanismus für Hydraulikmotoren. Matte. Wahrscheinlich. Ing. 2021, 5510521. https://doi.org/10.1155/2021/5510521 (2021).
Artikel Google Scholar
Osiecki, L. Neue Generation der Satellitenhydraulikpumpen. J. Mech. En. Ing. 4, 1. https://doi.org/10.30464/jmee.2019.3.4.309 (2019).
Osiecki, L. Entwicklung von Satellitenpumpenstrukturen. Nickerchen. und Ster. 12. http://nis.com.pl/userfiles/editor/nauka/122018_n/Osiecki.pdf (2018).
Katalog der Satellitenmotoren der Firma SM-Hydro, https://smhydro.com.pl.
Katalog der Satellitenmotoren der Firma PONAR, https://www.ponar-wadowice.pl/en/n/new-product-satellite-motors.
Kurasov, D. Geometrische Berechnung von hydraulischen Planetenrotormaschinen. IOP-Konf. Ser. Matte. Wissenschaft. Ing. 862, 3210. https://doi.org/10.1088/1757-899X/862/3/032108 (2020).
Artikel Google Scholar
Volkov, G. & Fadyushin, D. Verbesserung der Methode zur geometrischen Gestaltung von Zahnradsegmenten einer hydraulischen Planetenrotationsmaschine. IOP-Konf. Serie: J. Phys. 1889, 4205. https://doi.org/10.1088/1742-6596/1889/4/042052 (2021).
Artikel Google Scholar
Volkov, G., Kurasov, D. & Gorbunov, M. Geometrische Synthese des Planetenmechanismus für eine rotierende hydraulische Maschine. Russ. Ing. Res. 38, 1. https://doi.org/10.3103/S1068798X18010161 (2018).
Artikel Google Scholar
Kurasov, D. Auswahl der Form der Schwerpunkte runder und unrunder Zahnräder. IOP-Konf. Serie: Mat. Wissenschaft. Ing. 919, 3208. https://doi.org/10.1088/1757-899X/919/3/032028 (2020).
Artikel Google Scholar
Volkov, G. & Kurasov, D. Hydraulische Planetenrotormaschine mit zwei zentralen Zahnrädern mit ähnlicher Zähnezahl. In Advanced Gear Engineering. Mechanisms and Machine Science 51. https://doi.org/10.1007/978-3-319-60399-5_21 (Springer, Cham. 2018).
Volkov, G. & Smirnov, V. Systematisierung und vergleichende Schemaanalyse von Mechanismen planetarischer Rotationshydraulikmaschinen. In Proceedings of International Conference on Modern Trends in Manufacturing Technologies and Equipment, 02083. https://doi.org/10.1051/matecconf/201822402083 (2018).
Smirnov, V. & Volkov, G. Berechnungs- und Strukturmethoden zur Erweiterung von Zufuhrkanälen in Planetenhydraulikmaschinen. IOP-Konf. Ser. J. Phys. 1210, 1213. https://doi.org/10.1088/1742-6596/1210/1/012131 (2019).
Artikel Google Scholar
Volkov, G., Smirnov, V. & Mirchuk, M. Schätzung und Möglichkeiten zur Verbesserung der mechanischen Effizienz von Planetenrotationshydraulikmaschinen. IOP-Konf. Serie: Mat. Wissenschaft. Ing. 709, 2205. https://doi.org/10.1088/1757-899X/709/2/022055 (2020).
Artikel Google Scholar
Zhang, B., Song, S., Jing, C. & Xiang, D. Verschiebungsvorhersage und Optimierung eines nicht kreisförmigen Planetengetriebe-Hydraulikmotors. Adv. Mech. Ing. 13, 1687. https://doi.org/10.1177/16878140211062690 (2021).
Artikel Google Scholar
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Abteilung für Hydraulik und Pneumatik, Fakultät für Maschinenbau und Schiffstechnik, Technische Universität Danzig, ul. Gabriela Narutowicza 11/12, 80-233, Danzig, Polen
Pawel Sliwinski
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Nachdrucke und Genehmigungen
Sliwinski, P. Die Methodik des Entwurfs des Satellitenarbeitsmechanismus einer Verdrängermaschine. Sci Rep 12, 13685 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-18093-z
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Eingegangen: 22. April 2022
Angenommen: 04. August 2022
Veröffentlicht: 11. August 2022
DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-18093-z
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