變量齒輪同步分流器的設計及特性仿真

張旭輝，劉平義，魏文軍，田國平，李海濤※

（1. 中國農(nóng)業(yè)大學工學院，北京 100083；2. 北京頤和中威精密機器有限公司，北京 101113）

變量齒輪同步分流器的設計及特性仿真

張旭輝1，劉平義1，魏文軍1，田國平2，李海濤1※

（1. 中國農(nóng)業(yè)大學工學院，北京 100083；2. 北京頤和中威精密機器有限公司，北京 101113）

針對智能農(nóng)業(yè)機械多執(zhí)行機構同步動作、調(diào)速及變載荷恒速運動問題，提出一種變量齒輪同步分流器。分析了中心輪齒數(shù)和行星輪均布個數(shù)對同步狀態(tài)的影響，得到各分流單元瞬時狀態(tài)全部相同的工作條件是中心輪齒數(shù)能被行星輪均布個數(shù)整除，各分流單元瞬時同步。利用Fluent軟件的動網(wǎng)格技術，對分流器流量特性進行非定常模擬，分析出不同中心輪齒數(shù)對平均流速和分流器體積的影響。研究了負載壓力不變齒輪轉(zhuǎn)速變化、負載壓力變化齒輪轉(zhuǎn)速不變、負載壓力和齒輪轉(zhuǎn)速均變化的工況下，瞬時流速和平均流速的變化規(guī)律。結(jié)果表明：行星輪和中心輪回轉(zhuǎn)中心的連線與中心輪參與擬合輪齒的對稱中心線重合誤差為0.05°和0.1°時，6個出口瞬時流量誤差分別為±0.56%和±1.12%；負載壓力不變時，根據(jù)平均流速與齒輪轉(zhuǎn)速的線性關系，通過伺服電機調(diào)節(jié)中心輪轉(zhuǎn)速實現(xiàn)變量控制；負載壓力變化時，伺服電機調(diào)節(jié)中心輪轉(zhuǎn)速實現(xiàn)恒流控制，理論上實現(xiàn)了執(zhí)行機構瞬時同步、調(diào)速或恒速動作，試驗驗證了恒流控制的可行性。

齒輪；同步機械；設計；分流器；仿真分析；流量特性；恒流控制

0 引 言

液壓傳動因其功率大、安裝布置靈活緊湊、調(diào)節(jié)方便、容易實現(xiàn)無級變速、故障率低等優(yōu)點，被廣泛應用在農(nóng)業(yè)機械上[1-2]?，F(xiàn)代化智能農(nóng)業(yè)機械在作業(yè)過程中，要求多個執(zhí)行機構同步動作，如提升部件、作業(yè)部件、行走驅(qū)動系統(tǒng)等[3-12]，液壓同步控制的精度尤其高速動作時的同步精度問題是這些系統(tǒng)研究的難點問題。常用的液壓同步控制方式[13-14]主要有：節(jié)流調(diào)速控制、分流集流閥控制、同步分流器控制、比例伺服閥控制等。文獻[15-19]對液壓同步控制方式的應用進行了研究，文獻[20-22]將上述控制方式結(jié)合電控技術實現(xiàn)同步，文獻[23-24]將上述控制方式進行合理結(jié)合實現(xiàn)同步。液壓回路中出現(xiàn)的故障大多數(shù)是各種閥的故障引起的[25]，維修、維護成本高。相對而言，齒輪同步分流器故障率低、性能穩(wěn)定，且各分流單元尺寸相同，易于實現(xiàn)多路同步控制，文獻[26-30]對齒輪同步分流器的同步精度、特性及應用進行了研究。齒輪同步分流器應用在農(nóng)業(yè)機械上，能夠?qū)崿F(xiàn)較高的性價比。

常見的齒輪同步分流器的結(jié)構形式是多組嚙合齒輪串聯(lián)在一起，各分流單元一致性受制造和裝配精度影響，受串聯(lián)線路較長時連接軸剛度問題的影響，難以保證各組分流單元齒輪相位的一致性，工作過程中無法實現(xiàn)各分流單元的瞬時流量同步，只能保證單位時間內(nèi)流量相等，屬于平均同步，限制了齒輪式分流器分流精度的提高。一般齒輪式分流器的分流精度為±1.5%～±2.5%[18]，在同步精度要求高的系統(tǒng)上的應用受到限制。由于普通的分流器轉(zhuǎn)速是受進出口壓力和油液流速控制的，屬被動型，負載壓力變化時，執(zhí)行液壓缸的動作速度也發(fā)生變化，且不能調(diào)速。針對上述問題，本文提出一種并聯(lián)式變量齒輪同步分流器[31]，各分流單元的工作狀態(tài)瞬時同步，理論上無分流誤差，能夠?qū)崿F(xiàn)液壓系統(tǒng)的精確同步控制，并通過外部驅(qū)動調(diào)整中心輪的轉(zhuǎn)速，進一步實現(xiàn)執(zhí)行液壓缸變速或恒速同步運動。

1 變量齒輪同步分流器的形成原理及工作條件

變量齒輪同步分流器的原理如圖 1所示，由一個中心輪和與其嚙合的多個定軸行星輪組成，行星輪均布在中心輪周圍，由中心輪嚙合驅(qū)動定軸線轉(zhuǎn)動，形成多個分流單元。行星輪均布個數(shù)為N，則該分流器由N個分流單元組成，分流單元的個數(shù)與系統(tǒng)中同步執(zhí)行件的數(shù)目相等。每個分流單元都具有 1個出口和 1個進口，N個進口由一個 1個總進口分流而成，因此該分流器有N個出口和 1個進口。由進口輸入的壓力油，經(jīng)由分流塊和進口管路分流至各工作單元的入口，因此各入口油壓相等。若各工作單元齒輪的輪齒嚙合空間的瞬時容積變化相等，則可實現(xiàn)各出口的瞬時流量相等。伺服電機與中心輪聯(lián)接，通過控制中心輪的轉(zhuǎn)速，實現(xiàn)分流器的變量控制。

順時針排序為各行星輪命名，使第一個行星輪和中心輪回轉(zhuǎn)中心的連線與中心輪第一個輪齒的對稱中心線重合。當在某個行星輪的位置，行星輪和中心輪回轉(zhuǎn)中心的連線再次與某個輪齒的對稱中心線重合，則該分流單元的狀態(tài)與第一個分流單元完全一樣，二者瞬時狀態(tài)同步；若在其余行星輪的位置上都不會出現(xiàn)二線重合的情況，則每個分流單元的瞬時狀態(tài)都不同步，但平均同步。如圖2所示，第1分流單元與第3分流單元出現(xiàn)二線重合，但此刻與第2分流單元未出現(xiàn)二線重合。

圖1 變量齒輪同步分流器結(jié)構示意圖Fig.1 Structure diagram of variable gear synchronous shunt

圖2 分流單元的輪齒嚙合Fig.2 Meshing of teeth of shunt units

令中心輪齒數(shù)為z1，正整數(shù)k為z1與N的最大公約數(shù)，分為以下3種情況：

1）k=N，即z1能被N整除，N個分流單元的瞬時狀態(tài)全部相同，各分流單元瞬時同步。

2）1＜k＜N，即z1不能被N整除，但z1和N能同時被k整除，N個分流單元的瞬時狀態(tài)分組相同，組數(shù)為N/k，每組k個分流單元瞬時同步，各組之間平均同步。

3）k=1，N個分流單元的瞬時狀態(tài)全部不同。N個分流單元平均同步。

根據(jù)以上分析，N個行星輪均布，z1能被N整除時，各分流單元瞬時同步，為變量齒輪同步分流器工作條件；z1和N的最大公約數(shù)為1時，行星輪每轉(zhuǎn)排量相同，實現(xiàn)平均同步，與現(xiàn)有串聯(lián)齒輪同步分流器相同。

2 變量齒輪同步分流器各出口瞬時流量

2.1 嚙合點位置分析

中心輪和某個行星輪嚙合如圖3所示。A點為一對輪齒的起始嚙合點；B點為這對輪齒的終止嚙合點；C點為中心輪和行星輪嚙合的節(jié)點，該點是一個定點；D點為下一對輪齒進入嚙合點A時，當前輪齒的嚙合點；M為排油輪齒瞬時嚙合點；fi為瞬時嚙合點M至節(jié)點C的距離。

圖3 中心輪與行星輪嚙合示意圖Fig.3 Meshing diagram of center gear and planetary gear

z1能被N整除時，各分流單元瞬時排油嚙合點的位置關系為

式中f1、f2、…fi、…fN分別為第 1、2、…i、…N個分流單元的齒輪嚙合點M距節(jié)點C的距離，m。因上述各變量的值瞬時相同，規(guī)定f為統(tǒng)一變量。

f的取值如下表述：以節(jié)點C為零點，規(guī)定C點以左（AC方向）為負值，C點以右（CD方向）為正值，則f（m）取值范圍為

式中m為齒輪的模數(shù)，m；α為漸開線齒輪的壓力角，rad。

2.2 各出口的理論流量方程

z1能被N整除時，分流器各出口的瞬時流量、相位完全相同。根據(jù)有限體積法（finite volume method）[32]，得到各出口的理論瞬時流量Qins（m3/s）的方程

式中W為中心輪和行星輪的軸向?qū)挾?，m。

每個分流單元的行星輪旋轉(zhuǎn)一周所排出的流體體積為一對輪齒在其嚙合周期中所排出的流體體積與行星輪齒數(shù)z2之積[33]，根據(jù)這個原理可知，在不考慮泄漏、壓力等因素的情況下，各分流單元的出口排量V（m3/r）相等。

式中t是一對輪齒嚙合周期中的有效排油時間，即圖3嚙合點從A點出發(fā)運動到D點所用的時間，s。

根據(jù)漸開線的特性，有

將式（3）和（5）代入式（4），得到分流單元出口理論排量方程

則理論流量qth（m3/min）為

式中n2為行星輪轉(zhuǎn)速，r/min。

因分流器出口尺寸確定，瞬時流量qins（m3/min）和瞬時流速vins（m/s）之間、平均流量qme（m3/min）和平均流速vme（m/s）之間存在以下關系

式中A′為分流單元出口截面面積，m2。

因此，可用瞬時流速體現(xiàn)出口瞬時流量的特征，用平均流速體現(xiàn)出口的平均流量特征。

由上述公式可知，變量齒輪同步分流器各分流單元的瞬時流量或瞬時流速相等，因此各分流單元的瞬時工作狀態(tài)完全相同，各分流單元瞬時同步。平均流量或平均流速相等條件自然滿足。

3 變量齒輪同步分流器關鍵設計參數(shù)確定

同步分流器關鍵設計參數(shù)的確定過程如下：初步建立幾何模型——仿真試驗——分析——確定參數(shù)。

3.1 算例幾何模型的建立

設定系統(tǒng)中同步執(zhí)行件的數(shù)目為6，則行星輪的均布個數(shù)N=6，參考力士樂外嚙合齒輪泵 PF-008（排量為8 mL/r）的齒輪，選取中心輪和行星輪的模數(shù)m=3，行星輪齒數(shù)均為z2=10，變位系數(shù)x2=0.5。中心輪參與進油腔和排油腔隔離的齒數(shù)至少為1，再根據(jù)各分流單元的同步條件，計算出中心輪齒數(shù)z1為 36、42、48、54、60、72、…。將不同中心輪齒數(shù)作為不同算例進行幾何建模，中心輪齒數(shù)對應的參與隔離齒數(shù)如表 1所示。分流器各進口尺寸均為14 mm，各出口尺寸均為12 mm，中心輪和行星輪齒頂圓與殼體的徑向間隙均為0.1 mm。為方便比較，建模時將各算例的分流單元齒輪設置在同一個相位。

表1 分流器中心輪參與隔離的齒數(shù)Table 1 Teeth number that center gear engages in isolation in shunt

3.2 仿真試驗

運用ANSYS軟件中的ICEM CFD、Fluent和CFDPost 3個模塊對不同中心輪齒數(shù)模型進行流量特性仿真試驗。

3.2.1 仿真試驗準備及數(shù)據(jù)后處理方法

1）計算模型的建立

將各算例建立的幾何模型導入ICEM CFD模塊。以算例z1=48為例，其流體域如圖4所示，各算例的流體域與該算例類似。

對各算例的流體域進行網(wǎng)格劃分，全局采用三角形非結(jié)構網(wǎng)格；將生成的流體域網(wǎng)格文件導入Fluent模塊，用動網(wǎng)格技術進行流場非定常數(shù)值模擬，因流體在分流器中的流動狀態(tài)為湍流，設置模型為非穩(wěn)態(tài)流動、k-ε湍流模型，壓力-速度耦合方式選用 PISO，油液選用L-HM46，密度ρ=866 kg/m3，黏度為 0.041 4 Pa·s；設置分流器的6個入口的表壓均為4.5 MPa；運用UDF宏[34]定義中心輪和行星輪轉(zhuǎn)速，行星輪與中心輪的轉(zhuǎn)速比等于中心輪與行星輪的齒數(shù)比，不同中心輪齒數(shù)模型中行星輪的轉(zhuǎn)速均為209.44 rad/s（即2 000 r/min），中心輪的轉(zhuǎn)速設置如表 2所示。設置時間步為 1e-5 s，每 25步保存一次（0.25 ms），即每25步完成一次數(shù)據(jù)采樣。

圖4 分流器仿真模型的計算流體域Fig.4 Computing flow domain of shunt simulation model

表2 不同中心輪齒數(shù)模型的中心輪轉(zhuǎn)速設置Table 2 Center gear rotational speed setting of different models which have different center gear teeth number

2）計算數(shù)據(jù)后處理

將Fluent模塊計算生成的數(shù)據(jù)文件導入CFD-Post模塊進行數(shù)據(jù)后處理。在 6個出口端口中心建立監(jiān)測點，得到瞬時流速隨時間的變化規(guī)律。

3.2.2 仿真試驗結(jié)果

將以上各算例計算模型的出口壓力均設為4 MPa。由于所建立幾何模型存在必要的徑向間隙，分流器工作時將產(chǎn)生徑向泄漏，將影響出口流量。各算例的出口（圖4所示出口）瞬時流速曲線、中心輪齒數(shù)與出口平均流速的關系曲線及與中心輪齒頂圓關系曲線如圖5所示。

圖5 中心輪不同齒數(shù)時出口的仿真曲線Fig.5 Simulation curves of outlet of cases that center gear with different number of teeth

由圖 5可以看出，隨著中心輪齒數(shù)的增多，平均流速減小，但減小幅度逐漸變緩。由于油液泄漏方向為進油腔到出油腔，根據(jù)式（8）流速與流量的關系，平均流速的減小，意味著泄漏量減少，進而分流精度提高，但中心輪的直徑卻線性增大，使得分流器的體積增大。中心輪齒數(shù)為圖5b中兩條曲線交點附近的z1=48時，能夠兼顧分流精度和分流器體積，選取中心輪齒數(shù)為48的分流器作為研究對象，進行模擬仿真分析。此時，中心輪參與隔離的齒數(shù)為3～4。

4 變量齒輪同步分流器的流量特性仿真分析

在 Fluent模塊中，保持流場模型參數(shù)等設置不變，入口壓力為4.5 MPa，各出口壓力相同，對N=6、m=3、z1=48、z2=10的分流器模型分別在負載壓力變化、負載壓力不變時改變行星輪轉(zhuǎn)速實現(xiàn)變量、負載壓力變化時調(diào)節(jié)行星輪轉(zhuǎn)速實現(xiàn)恒流等工況下進行流體特征仿真分析。出口壓力小于進口壓力時，分流器處于馬達工作狀態(tài)，出口壓力大于進口壓力時，分流器處于類泵工作狀態(tài)，出口壓力等于進口壓力時為臨界狀態(tài)。

4.1 分流器各出口壓力相同時工況分析

設置6個出口的壓力均為4 MPa，行星輪的轉(zhuǎn)速為2 000 r/min。各出口的瞬時流速情況如圖6所示。

由圖6可以看出，6個出口的瞬時流速曲線重合。說明6個分流單元的瞬時工作狀態(tài)相同，各分流單元瞬時同步。

圖6 出口壓力為4 MPa時6個出口的瞬時流速Fig.6 Instantaneous flow velocity curves of 6 outlets whose pressure values are all 4 MPa

考慮到加工、安裝等誤差，綜合影響圖 2所示二線重合的精度，最終表現(xiàn)在各分流單元瞬時流速曲線之間的相位出現(xiàn)偏差，進而影響到瞬時分流精度。對于z1=48的模型，依據(jù)仿真分析每隔0.25 ms采樣的數(shù)據(jù)，將任一出口數(shù)據(jù)曲線沿時間軸位移，與位移前數(shù)據(jù)進行比較，每一采樣時間上兩條曲線上數(shù)據(jù)的最大差值即為二線重合存在誤差時的瞬時分流誤差。結(jié)合CAD軟件，繪制齒輪嚙合圖，測量出二線重合無誤差和存在誤差兩種狀態(tài)下嚙合點的位置誤差δ（m），則相位誤差為

二線重合誤差為0.05°時，相位誤差為0.73%，瞬時分流誤差為±0.56%；二線重合誤差為 0.1°時，相位誤差為1.46%，瞬時分流誤差為±1.12%。

4.2 負載壓力不同時的工況分析

保持分流器各齒輪的轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，將分流器6個出口壓力設置為相同值，分別為4、4.25、4.5、4.75和5 MPa。其中出口壓力為4和4.25 MPa時分流器處于馬達工作狀態(tài)，出口壓力為4.75和5 MPa時處于類泵工作狀態(tài)，出口壓力為4.5 MPa時處于臨界工作狀態(tài)。因各分流單元的狀態(tài)瞬時同步，可任選一出口收集數(shù)據(jù)。選取出口1，得到的瞬時流速和平均流速曲線如圖7所示。

圖7 分流器不同負載壓力下出口1的瞬時流速和平均流速Fig.7 Instantaneous flow and mean flow velocity curves of outlet 1 under different load pressures

由圖 7可以看出，隨著出口壓力不同，出口瞬時流速曲線按照壓力增長遞減，各出口平均流速隨著出口壓力的升高，線性下降，不受分流器工作狀態(tài)的影響。

4.3 負載壓力不變，分流器變量工況分析

分流器出口流量的變化通過伺服電機驅(qū)動中心輪，改變各齒輪的轉(zhuǎn)速實現(xiàn)。分別設置行星輪轉(zhuǎn)速n2為1 000、1 250、1 500、1 750和2 000 r/min，出口壓力均設置為4 MPa，對各轉(zhuǎn)速工況進行仿真分析，任選一出口收集數(shù)據(jù)。選取出口1，得到的瞬時流速和平均流速曲線如圖8所示。

圖8 不同行星輪轉(zhuǎn)速工況下出口1的瞬時流速和平均流速Fig.8 Instantaneous flow and mean flow velocity curves of outlet 1 under conditions that rotational speed of planetary gear is different

由圖 8可以看出，隨著轉(zhuǎn)速的增加，平均流速線性增長。因此，在負載壓力不發(fā)生變化的情況下，要實現(xiàn)各出口流速的改變，可通過控制伺服電機的轉(zhuǎn)速線性變化來實現(xiàn)。

4.4 負載壓力變化時，分流器恒流控制

分流器工作過程中，負載壓力變化時，進出口壓差發(fā)生變化，將導致流速的變化，會使得執(zhí)行液壓缸的速度發(fā)生變化。

分別仿真不同轉(zhuǎn)速下不同負載壓力的工況，選取出口1，得到各工況下的平均流速如表3所示。

表3 不同轉(zhuǎn)速和負載壓力工況的出口平均流速Table 3 Mean flow velocity values of outlet under different rotational speed and load pressure values (m·s–1)

以表 3為依據(jù)，當負載壓力變化時，可通過伺服電機調(diào)節(jié)中心輪和行星輪的轉(zhuǎn)速，使各分流單元出口平均流速不變，實現(xiàn)恒流工作狀態(tài)，達到執(zhí)行液壓缸勻速運動的要求。

5 流體特性試驗

因分流單元的數(shù)目與系統(tǒng)中同步執(zhí)行件的數(shù)目相等，滿足瞬時同步條件的分流單元數(shù)目與分流器流體特性無關。試制了具有代表性的 3個分流單元的變量齒輪同步分流器試驗樣機，單個分流單元的排量為 8 mL/r，在泵與馬達專用試驗臺（北京海昊天威機電技術有限公司自制）上構建的分流器試驗系統(tǒng)如圖 9所示。該試驗臺可測量泵和馬達出口的壓力和平均流量，壓力表顯示負載壓力，數(shù)字流量計顯示平均流量。設定不同的負載壓力，通過伺服電機調(diào)整分流器中心輪的轉(zhuǎn)速，使各出口的平均流量穩(wěn)定于設定值。記錄出口 1在不同壓力下實現(xiàn)給定平均流量時的行星輪轉(zhuǎn)速數(shù)據(jù)，如表4所示。

圖9 分流器試驗系統(tǒng)Fig.9 Shunt test system

表4 負載變化時不同恒流狀態(tài)的行星輪轉(zhuǎn)速Table 4 Rotational speed of planetary gear under different contant flow rate states when load changes (r·min–1)

從表 4可以看出，負載壓力變化時，利用伺服電機調(diào)節(jié)分流器齒輪的轉(zhuǎn)速，實現(xiàn)了恒流控制，各分流單元的恒流控制特性相同。

針對表3，運用插值法求得行星輪轉(zhuǎn)速為1 200 r/min、負載壓力為3.5 MPa時的平均流速為1.317 m/s。對比表3和 4中負載壓力為3.5 MPa、行星轉(zhuǎn)速為1 000 r/min和1 200 r/min時的平均流速和平均流量，根據(jù)式（8）分別計算分流單元出口截面面積A′，得到分流單元出口截面積誤差為4.6%，進而得到A′不變時的平均流量誤差為4.6%，驗證了仿真分析結(jié)果的正確性。

6 結(jié) 論

1）變量齒輪同步分流器的工作條件是N個行星輪均布，中心輪齒數(shù)z1能被行星輪分布個數(shù)N整除。經(jīng)仿真驗證，分流器各出口的瞬時流速曲線重合，N個分流單元瞬時狀態(tài)全部相同，各分流單元瞬時同步。理論上實現(xiàn)了多路液壓系統(tǒng)瞬時同步，可應用于高精度同步控制系統(tǒng)中。

2）隨著中心輪參與隔離進油腔和排油腔齒數(shù)的增多，平均流速減小，減小幅度逐漸變緩，泄漏量減少，但分流器的體積增大。行星輪均布個數(shù)為 6，齒數(shù)為 10時，選取中心輪的最佳齒數(shù)為48。

3）負載壓力不變，行星輪和中心輪回轉(zhuǎn)中心的連線與中心輪參與擬合輪齒的對稱中心線重合誤差為0.05°和0.1°時，瞬時分流誤差分別為±0.56%和±1.12%。平均流速隨著齒輪轉(zhuǎn)速增加線性增大，由伺服電機調(diào)整中心輪轉(zhuǎn)速，變量齒輪同步分流器實現(xiàn)變量同步，末端執(zhí)行機構同步變速運動。

4）負載壓力變化時，平均流速隨著負載壓力的升高線性下降，由伺服電機提升中心輪轉(zhuǎn)速，變量齒輪同步分流器實現(xiàn)恒流同步，末端執(zhí)行機構同步勻速運動，為變量齒輪同步分流器在智能農(nóng)業(yè)機械上的應用提供理論基礎，可進一步將該分流器應用于終端執(zhí)行機械裝置上進行同步性能測試研究。

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Design and characteristic simulation of variable gear synchronous shunt

Zhang Xuhui1, Liu Pingyi1, Wei Wenjun1, Tian Guoping2, Li Haitao1※
(1.College of Engineering, China Agricultural University, Beijing100083,China;2.Beijing Yihezhongwei Precision Machine Co.,Ltd., Beijing101113,China)

Modern intelligent agricultural machinery in the course of operation requires multiple actuators synchronous action.Commonly used hydraulic synchronous control methods are throttling speed control, dividing-collecting valve control,synchronous shunt control, and proportional servo valve control. In contrast, gear synchronous shunt has a low fault rate, stable performance, and the same size of the shunting units. It is easy to achieve multi-loop synchronous control. The structure of general gear shunt is tandem, which is difficult to guarantee the consistency of the gear phases in shunting units. The instantaneous flow rates of every shunting unit cannot be synchronized in the working process. When the load pressure is changed, the action speed of the hydraulic cylinder is changed using such a tandem gear shunt in hydraulic circuit, and the speed cannot be adjusted. Aiming at the problems mentioned above, a parallel variable gear synchronous shunt was proposed in this paper. The influence of center gear teeth number and uniformly distributed planetary gear numbers on synchronization status of the shunting units was analyzed. The working condition was the center gear teeth number that can be divided by uniformly distributed planetary gears number, from which shunting unit instantaneous states were all the same. By analyzing the gear meshing point position of a shunting unit, the instantaneous flow and theoretical displacement formulas of shunt outlet were deduced. The outlet instantaneous flow rate can be characterized by instantaneous flow velocity, and the outlet mean flow rate can be characterized by mean flow velocity. The instantaneous flow rate or instantaneous flow velocity of shunting units contained in the variable gear synchronous shunt were equal. Therefore, the instantaneous working statuses of every shunting unit were exactly the same, and the shunting units were instantaneously synchronized. Then the mean flow rate or the mean flow velocity equal conditions were naturally satisfied. The geometric models of different cases were created, and then the meshes of flow domains were divided properly using triangular unstructured meshes globally in the ICEM CFD module.Finally, the generated mesh files were imported into the Fluent module for simulation analysis. After the flow domain model parameters were set in the Fluent module, the transient flow characteristics of the shunt were simulated by using the dynamic mesh technique. The data files generated by Fluent module calculation were imported into the CFD-Post module for data post-processing. By setting up monitoring points at the center of outlets, variation law of flow velocity with time was gained.After analyzing influence of different center gear teeth number on the mean flow velocity and the shunt geometrical dimensions, an appropriate center gear teeth number was selected under the limits of shunt accuracy and shunt size. In order to get variation law of instantaneous flow velocity and main flow velocity, the shunt was studied in the following conditions:constant load pressure with a changing gear speed, a changing pressure with constant gear speed, and a concurrently changing load pressure and gear speed. The results showed that, when the coincidence errors of the two lines were 0.05° and 0.1°, the instantaneous shunt errors were ±0.56% and ±1.12%. When the load pressure was constant, variable control can be realized by adjusting the center gear rotational speed through a servo motor. When the load pressure was changed, constant flow control can be achieved by adjusting the center gear rotational speed also. A three-gear shunt test prototype was developed. In order to complete the constant flow control test, the test prototype was connected to the pump and motor dedicated test bench to build a test system. The experimental results of constant flow rate control verified the correctness and feasibility of simulation results.In this study, instantaneous synchronization, speed regulation or constant speed motion of the actuators can be realized theoretically, which provides a theoretical basis for the high precision synchronous control of the variable gear synchronous shunt on the intelligent agricultural machinery.

gears; synchronous machinery; design; shunt; simulation analysis; flow characteristics; constant flow control

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.14.009

TH137.8+4

A

1002-6819(2017)-14-0063-07

張旭輝，劉平義，魏文軍，田國平，李海濤. 變量齒輪同步分流器的設計及特性仿真[J]. 農(nóng)業(yè)工程學報，2017，33(14)：63－69.

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.14.009 http://www.tcsae.org

Zhang Xuhui, Liu Pingyi, Wei Wenjun, Tian Guoping, Li Haitao. Design and characteristic simulation of variable gear synchronous shunt[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2017, 33(14):63－69. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.14.009 http://www.tcsae.org

2016-11-06

2017-05-22

國家自然科學基金資助項目（51405494）

張旭輝，男，河北張家口人，博士生，主要從事農(nóng)用底盤研究。北京 中國農(nóng)業(yè)大學工學院，100083。Email：zhangxuhui0103@163.com

※通信作者：李海濤，男，湖北襄陽人，副教授、博士生導師，博士，主要從事機械設計及理論研究。北京 中國農(nóng)業(yè)大學工學院，100083。

Email：h.li@cau.edu.cn