POWER ANALYSIS OF DUAL-FLOW HYDROMECHANICAL GEARS

Full Text

Введение Гидромеханические передачи (ГМП), составной частью которых являются гидротрансформаторы (ГТ), или комплексные гидродинамические передачи, успешно используются в трансмиссиях наземных транспортных и тяговых машин. В последнее время возрос интерес к двухпоточ-ным ГМП. Это вызвано, в основном, стремлением увеличить КПД передачи, хотя возможности двухпоточных ГМП более широки. Двухпоточ-ная ГМП обычно состоит из ГТ и суммирующего звена, выполненного в виде трехзвенного дифференциального механизма (ТДМ). Существуют различные варианты включения ГТ в конструкцию двухпоточной ГМП [1-4]. В зависимости от выбранной схемы будут изменяться выходные параметры передачи. Для грамотного выбора схемы применительно к конкретным условиям работы надо знать преимущества и недостатки различных схем, их потенциальные возможности. Оценку работы каждой схемы можно сделать на основе их кинематического и силового анализа. Результаты кинематического анализа работы двухпоточных ГМП подробно представлены в ряде работ [5, 6]. Ниже даны результаты силового анализа, полученные на основе теоретических расчетов для различных схем включения ГТ в двухпоточную ГМП. Цель исследования Целью исследования является оценка силовых преобразующих свойств двухпоточной ГМП при различных вариантах соединения ее звеньев. Результаты исследования позволят разработать рекомендации для выбора конструкции ГМП применительно к конкретным условиям ее эксплуатации. Материалы и методы исследования й В качестве исходного материала для анализа использовались результаты теоретических расчетов, выполненных на ЭВМ по разработанной программе. В качестве оценочных параметров были приняты: йгмп - силовое передаточное число двухпоточной ГМП; ан - коэффициент нагрузки насосного колеса ГТ; а м - коэффициент нагрузки механической ветви замкнутого контура передачи; а а - коэффициент нагрузки солнечной шестерни ТДМ. мв мв Ma мв Здесь М , М , М, М и М - крутящие моменты соответственно на ведущем и ведомом валах ГМП, на насосном колесе ГТ, в механической ветви замкнутого контура и на солнечной шестерне ТДМ. Для гидротрансформатора мн =уА,н D5 [1, 7]. По аналогии с ним Пщ^5. ( X г С учетом того, что мн=анмвщ, получим: n X н а :ахХ н. гмп Здесь а 1 а X н где пн и пвщ - частоты вращения соответственно насосного колеса ГТ и ведущего вала ГМП; у - удельный вес рабочей жидкости; D - активный диаметр ГТ; ах - коэффициент пропорциональности; Xгмпи Xн - коэффициент момента соответственно ведущего вала ГМП и насосного колеса ГТ. Рассматривались схемы двухпоточных ГМП с использованием ТДМ со смешанным зацеплением зубчатых колес. При определении значений крутящих моментов на звеньях планетарного ряда использовались известные соотношения [1, 2, 8]: 1 + к мв = ма (1 + к); мс = ма£; мв = м где к - характеристика планетарного ряда; М Ма и Мс - крутящие моменты соответственно на водиле, на солнечной и эпициклической шестернях ТДМ. При определении крутящих моментов на колесах ГТ использовались зависимости [1-3]: мт = мн йгт; мн + мт + мр = 0, где Мт и Мр - крутящие моменты соответственно на турбинном колесе и реакторе ГТ; йгт -силовое передаточное число ГТ (коэффициент трансформации ГТ). Теоретически возможны 24 варианта соединения элементов ГТ и ТДМ в двухпоточной ГМП [2]. Из них только в 12 схемах при подведении крутящего момента к ведущему валу на насосном колесе имеем положительный момент. Все эти схемы показаны в таблице 1. Здесь же схематично обозначено направление внешних крутящих моментов и моментов, действующих со стороны ГТ на остальные звенья передачи. Силовой анализ работы двухпоточных ГМП проводился в отношении только этих схем. Для каждой из рассматриваемых схем получены аналитические зависимости оценочных параметров от внутренних параметров ГМП, в качестве которых использовались характеристика k планетарного ряда, силовое йгт и кинематическое игт = п / пт передаточные числа ГТ. Здесь пт - частота вращения турбинного колеса ГТ. Полученные выражения представлены в таблице 2. При выполнении расчетов необходимо определиться с пределами изменения внутренних параметров двухпоточной ГМП. Исходя из конструктивных соображений, характеристика k планетарного ряда со смешанным зацеплением зубчатых колес может изменяться в пределах от 1,5 до 4,0 (4,5) [1, 2, 8]. При выборе диапазонов изменения й и и гт гт начинают действовать другие ограничения. Дело в том, что йгт зависит как от модели ГТ, так и от его кинематического передаточного числа u . Использование при расчетах внешней харак- теристики ГТ, где эта связь уже учтена, облегчает задачу, но может привести к определенным затруднениям. Дело в том, что внешняя характеристика ГТ обычно ограничена областью работы, когда 1/и изменяется в пределах от 0 до 1 и сохраняет свой вид при условии, что частота вращения насосного колеса изменяется в относительно узком диапазоне. В то же время кинематический анализ различных схем показал, что при использовании ГТ в двухпоточной ГМП он может работать в режимах, для него нехарактерных [5, 6]. Так, при использовании схем 1, 2, 11R и 12R возможна работа ГТ при отрицательных значениях 1/и , а в схемах 5R и 6R и во всех схемах с дифференциальным звеном на входе частота вращения насосного колеса изменяется в широких пределах. При выполнении расчетов были применены два метода. В первом случае использовалась внешняя характеристика конкретного ГТ в диапазоне изменения 1/и от 0 до 1. В результате получены зависимости всех оценочных параметров двухпоточной ГМП от ее внутренних параметров для всех исследуемых схем. В качестве примера на рисунке 1 представлены графики йгмп = у/(1/игмп) для исследуемых схем при использовании одного и того же ГТ, где й и гмп игмп - силовое и кинематическое передаточные числа ГМП соответственно. Во втором случае не использовалась внешняя характеристика ГТ. Здесь для расчета коэффициента ах этого делать нельзя, так как в выражение для его определения входят силовое й и кинематическое игт передаточные числа ГТ, связанные друг с другом (см. табл. 2). При расчете остальных оценочных параметров кинематическое передаточное число игт не используется, но связь его с йгт сохраняется, что накладывает определенные ограничения на пределы изменения йгт. Известно, что КПД ГТ г|гт = йГТ / иГТ [1, 6]. Так как г|гт < 1, то всегда \йГТ\ < \иГТ\. Для каждой из рассматриваемых схем определены диапазоны возможного изменения йгт для выбранного значения характеристики k планетарного ряда. Было принято, что на границах диапазона й = со и й = 0. Выполненные расгмп гмп 1 четы по определению параметров йгмп, ан, а м и аа для различных значений k и йгт позволяют оценить потенциальные преобразующие свойства схем независимо от модели используемого ГТ. На рисунке 2, 3 и 4 представлены графики зависимости йгмп, ан и ам от силового передаточного числа йГТ, построенные для различных схем двухпоточных ГМП с характеристикой планетарного ряда k = 2 и k = 4. Анализ результатов В таблице 2 представлены зависимости, позволяющие оценить преобразующие свойства двухпоточных ГМП при различных схемах соединения ГТ и ТДМ. Рассмотрены 12 схем ГМП, для которых насосное колесо ГТ всегда является ведущим звеном. Результаты аналогичных исследований имеются в других работах [1-3], но в некоторой степени они отличаются от представленных здесь. Это касается как самих схем, так и выражений для описания их работы. Предварительный анализ полученных результатов говорит о том, что преобразующие свойства ГМП в значительной мере зависят от выбранной схемы и характеристики k планетарного ряда. Для схем 1, 2, 7, 8 и 12R при работе ГТ в диапазоне, когда йг[ > 1, преобразующие свойства двухпоточной ГМП всегда ниже, чем у однопоточной (рис. 2), а коэффициент ан нагрузки насосного колеса при этом не превышает 1 (рис. 3). Для схем 3, 4, 5R, 9 и 10 при работе ГТ в аналогичных условиях преобразующие свойства двухпоточной ГМП выше, чем у однопоточной, но гидравлическая ветвь всегда перегружена. Для схем 6R и 11R сравнительные свойства зависят от характеристики k планетарного ряда и от диапазона изменения й В схемах 1, 2, 7 и 8 нагрузка в механической ветви передачи не превышает нагрузку на ведущем валу, а крутящий момент имеет положительное направление. Это говорит об отсутствии циркуляции мощности в замкнутом контуре. Для остальных схем режим циркуляции мощности является характерным. Нагрузка при этом в механической и гидравлической ветвях ГМП может достигать значительных величин. Рис. 4. Зависимость коэффициента ам от силового передаточного числа ГТ: а - схемы 1, 2, 7 и 8; 6 - схемы 3, 4, 5R и 6R Следует обратить внимание на то, что при использовании схем 3, 4, 5R и 6R, для которых существует верхний предел изменения йгт (рис. 2), сужается возможный диапазон изменения мгт, и преобразующие возможности самого ГТ полностью не реализуются. В этих схемах нецелесообразно использовать ГТ с большим коэффициентом трансформации. Отметим, что на диапазон изменения игт существенно влияет характеристика k планетарного ряда. Изменение рабочего диапазона игт приводит к изменению внешней характеристики ГМП. Так, при использовании выбранного для анализа ГТ в схемах 4, 5R и 10 с характеристикой планетарного ряда k = 2 (рис. 1) в широком диапазоне изменения кинематического передаточного числа ГМП имеем й < 1. Имеет смысл в этом случае гмп J использовать комплексную гидродинамическую передачу или предусмотреть возможность блокировки ГТ. Для схем 1, 2, 6R, 7, 8 и 12R в этом нет необходимости. Могут возникнуть проблемы при использовании схем 2 и 12R, так как здесь широк диапазон работы ГМП в режиме противовращения турбинного колеса. Выводы 1. Представленные зависимости и методы расчета позволяют оценить преобразующие свойства двухпоточной ГМП при различных вариантах соединения элементов ГТ и ТДМ. 2. Внешняя характеристика двухпоточной ГМП в значительной степени зависит от внешней характеристики ГТ, от выбранной схемы и от характеристики к планетарного ряда. 3. Используя двухпоточную ГМП при наличии одного типа ГТ, можно получить внешние характеристики передачи, удовлетворяющие различным требованиям. 4. При выборе типа ГТ следует ориентироваться на предполагаемые к использованию схемы ГМП.

About the authors

V. M Sharipov

Moscow Polytechnic University

Email: trak@mami.ru

Yu. S Shchetinin

Moscow Polytechnic University

Email: trak@mami.ru

S. V Gaev

Limited Liability Company "MIKONT"

Email: trak@mami.ru

O. V Troshkin

Moscow Polytechnic University

Email: trak@mami.ru

References

Supplementary files