Page 116 - 《应用声学》2020年第3期
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为了更好地反映出 6 种短齿廓修形的降噪效 力使得节线冲击力和啮合冲击力增大，而压力角修
果，各齿廓修形方式在 500 ∼ 2000 r/min 之间的全 形可以通过定义压力角使齿面压力角线性改变，从
频域平均降噪幅值如图7所示。可以看出，渐开线斜 而修正齿轮的扭转变形降低齿轮的噪声。
齿轮经过修形后的减速箱声功率级平均降幅很大， 再由图 7可以发现，齿形鼓形降噪效果最佳，平
在0.4 ∼ 1.9 dB之间。其中，降噪效果最佳的齿形鼓 均声功率级降低了 1.9 dB，而渐开线修形 (齿顶) 降
形修形平均降噪幅值高达 1.9 dB，即使是相对降噪 噪效果相对较差，平均声功率级仅降低了 0.4 dB。
较差的短齿顶修形 (渐开线) 平均降噪幅值也高达 这是因为短齿廓修形会改变斜齿轮端面、轴向重合
0.4 dB。因此，通过短齿廓修形获得特定的渐开线 度的大小。而在一定范围内，重合度增大，单位时间
斜齿轮端面、轴向重合度，对降低减速箱辐射噪声 内啮合的轮齿数目会增大，每个轮齿受到的载荷就
作用很大。 会减小，使得轮齿的变形和啮合冲击力减小，从而齿
轮传动过程中的振动和噪声就会降低。从表2 来看，
2.0
1.9
齿形鼓形的轴向重合度虽然大于渐开线 (齿顶)，但
ܦҪဋጟࣱکᬌࣨ ADLw/dB 1.2 1.3 0.6 1.3 而且在这些降噪效果相对较好的修形方式中，齿形
1.6
是端面重合度和总的重合度却小于渐开线 (齿顶)。
1.6
鼓形修形的轴向重合度最大、降噪效果也最好。因
此可以认为在渐开线斜齿轮传动过程中，轴向重合
0.8
度的大小可能是影响其振动噪声的一个重要因素，
0.4
低。另一方面，由于齿形鼓形修形相较于渐开线修
0 0.4 并且适当增大轴向重合度能使斜齿轮振动噪声降
ᴑᮇξॎ ᴑಪξॎ ᴑᮇᴑಪ ᴑᮇᴑಪ ᴑॎᴂ ԍҧ
(ຒनጳ) (ຒनጳ) (ຒनጳ) (ጳভnj ॎξॎ ᝈξॎ 形(齿顶)等方式，其特殊的左右两端对称分布形状，
ઉጳړऻ)
可以在一定程度上补偿齿轮制造误差和减小啮合
图 7 各齿廓修形方式在 500 ∼ 2000 r/min 之间的全频
错位量的影响，避免由啮合误差、齿轮轴弯曲、扭转
域平均降噪幅值
变形引起的载荷集中，同时也可以降低啮合过程中
Fig. 7 Average noise reduction amplitude in the whole
产生的啮入啮出冲击，提高齿轮传动平稳性及齿面
frequency domain between 500 ∼ 2000 r/min for each
tooth profile modification mode 载荷能力。
然而，根据图 5(e)、图 5(f) 来看，当转速达到
通常在渐开线斜齿轮传动过程中，由于轮齿受
2500 r/min 和 3000 r/min 时，各短齿廓修形方式降
到载荷会产生不同程度的弹性变形，从而在齿轮
噪效果不明显。可能是当斜齿轮达到一定转速时，
轮齿啮入和啮出的瞬间会有沿着啮合线方向的啮
在交替啮合时的冲击力比较大，齿轮的变形程度以
合冲击力产生，引起扭转振动及噪声。而齿廓修形
及刚度有所增加，此时从理论上来说应该采用齿向
是基于修正轮齿齿廓，降低由于齿轮内部激励造成
修形，因为对于斜齿轮来说，齿廓修形主要是改善齿
的载荷波动和弹性变形所引起的啮入啮出冲击载
面载荷的分布情况或是减少由于压力角、齿形误差、
荷，最终降低渐开线斜齿轮传动过程中的振动噪声。
制造误差等带来的应力不均 [16] 。
因此，从图 5、图 6、图 7 来看，各齿廓修形方式在
500 ∼ 2000 r/min 之间有一定的降噪效果。究其原 3 结论
因，短齿顶齿根修形 (线性、折线圆弧) 能去除理论
渐开线顶部和根部干涉的部分，使得渐开线斜齿轮 本文通过数值模拟，系统地验证了渐开线斜齿
传动过程中单双齿负载平稳过渡；渐开线修形能够 轮经过不同短齿廓修形获得特定的端面、轴向重合
使得齿轮轮齿过渡更顺畅；齿形鼓形修形是改变整 度后减速箱壳体声功率级明显减小，并比较了在特
个渐开线，使得斜齿轮相互啮合的轮齿在最大啮合 定工况下不同短齿廓修形的降噪效果。结果表明，
歪斜度的条件下不发生端点接触，同时尽可能地减 转速在 500 ∼ 2000 r/min 时，经过齿廓修形后的一
少单位齿宽上的载荷，这样一来轮齿的弹性变形及 级渐开线斜齿轮减速箱声功率级下降明显，频域内
啮合冲击力就会减小；压力角过大，会增加齿面法向 平均降幅在 0.4 ∼ 1.9 dB 之间；其中，通过齿形鼓形
