極低温での遊星伝動性能試験

Jul 18, 2023

Scientific Reports volume 12、記事番号: 21815 (2022) この記事を引用

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メトリクスの詳細

この記事では、2017 アルミニウム合金などの軽量構造材料で構築され、X65Cr14 合金で作られ、二硫化モリブデン粉末で潤滑された鋼製ボール ベアリングを特徴とするベアリング ノードを備えた多段遊星トランスミッションの動きに対する抵抗に関する研究結果を紹介します。 遊星歯車の構造の詳細が説明され、続いて動作性能テストが行​​われました。 性能テスト中、走行中のトランスミッションの温度は液体窒素で徐々に下げられ、最大 -190 °C まで下がりました。 分析では、特に、温度の関数としての機構の電力消費が取り上げられました。 結果は、宇宙ですでに動作しているメカニズムのパラメータと比較されました。 測定は、広場や火星のような地球外条件下で動作することを目的としたマニピュレーターの駆動システムにおける歯車装置の適用可能性を確認するために実行されました。

遊星歯車および波動歯車セットは最もコンパクトな設計になっています。 遊星変速機では、歯車装置によって伝達されるトルクが複数の歯車にほぼ均等に分配されます。 通常、その数は 3 ～ 6 の範囲であり、ギアセットのコンパクトなサイズにもかかわらず、高い負荷容量が可能になります。 さらに、これらのトランスミッションは通常 4 ～ 10 のギア比で設計されており、高い安定性と約 97% の効率を実現します1。 2 段差動遊星変速機 2 を使用すると、最大 5000 までのさらに大きなギア比が得られますが、このような変速機の設計は複雑です。

遊星歯車セットは、減速機、増倍機、差動装置としてさまざまな構成で使用できます1。 この文書で説明されている歯車アセンブリでは、リング ホイールが固定され、サン ギアが入力シャフトに配置され、ピニオン キャリアが出力シャフトに接続された減速機構成が使用されています。 図 1 は、設計された 4 段遊星歯車セットの機構の図を示しています。ここでは、歯車セットの最終段のピニオンキャリアが回転体の一部に接続されています。

設計された遊星歯車装置の図。

トランスミッションが動作すると予想される温度は地球では発生しないため、同等の設計を見つけようとするときは、主に火星で使用される機械に適用されるソリューションに注目する必要があります。 火星の太陽からの距離は地球の 1.52 倍であるため、火星の表面の温度は -140 ～ 27 °C の範囲です。 そのため、地球に到達するエネルギーのわずか 43% が、火星の表面の同等の領域に到達します 3,4。

火星の条件を考慮すると、そこで使用されるギアセットを含む機器は非常に低い温度に耐える必要があり、これは火星着陸船と探査機の設計に関する研究で議論されています。 トランスミッション動作中の摩擦モーメントの変化に対する温度の影響も非常に重要です5。

Mars Volatiles and Climate Surveyor 着陸船には、4 つの自由度を持つマニピュレーターであるロボット アームが取り付けられていました。 そのアクチュエータは、通常動作時にそれぞれ 26 Nm、91 Nm、53 Nm、10 Nm のトルクを生成でき、瞬間的には 50% 高いピーク トルクを生成できました。 アクチュエータは、遊星歯車と調和歯車、または遊星歯車と傘歯車を含む 2 段歯車として設計されました。 ギアセットは DC ブラシ モーターによって駆動されました。 アクチュエータの全体的な比率は 4000 と 16,000 でした。 アクチュエータの機械システムは、-105 °C (-90 °C) ～ 35 °C の温度で動作するように設計されています。 より極端な気候条件からそれらを保護するために、ジョイントには 1 W および 4 W のヒーターが取り付けられました 6、7、8。 無負荷動作時にアクチュエータ モータが必要とするアンペア数に対する温度の影響に関するテストの結果は、温度が低下するとアクチュエータが使用する電力が大幅に増加することを示しました。

アクチュエータはアルミニウムとチタン合金で作られていました。 接続部材の構造設計に関しては、文献の報告は、使用される材料として炭素繊維複合材またはアルミニウム合金のいずれかを言及しているという点で一貫性がありません6、7、8。

ギアセットの設計と分析には Autodesk Inventor Professional が使用されました。 3D部品設計を容易にするパラメトリックアプリケーションソフトウェアです。 部品を仮想的に組み立ててサブアセンブリや完成した機械にすることも可能です。

極低温での動作に関する提示された仮定に基づいて、ブラシ付き電気モーターによって駆動される 4 段遊星歯車セットの設計が実行されました。 完全な歯車の断面図を以下の図 2 に示します。各色は次のことを示しています。

黒：モーター、

グレー: ベアリングとボルト、

紫: 第一段ギア、

黄色: 第 2 段ギア、

緑: 3 段ギア、

赤: 第 4 段ギア、

青: 本体の内部コンポーネント。

ギアセットの断面図。

トランスミッションには、540 クラスのブラシ付き電気モーター、Absima Thrust B-SPEC 80 T が搭載されており、公称電圧 7.2 V で駆動された場合のアイドル速度は 5300 rpm、出力は 80 W です。図 3 は、モーター、遊星歯車、遊星歯車ボックスの連続段のキャリアを強調表示した歯車セットの内部の図。

トランスミッション内部の様子。

幅広い温度範囲でギアセットの信頼性の高い動作を保証するには、鋼製ボール ベアリングと嵌合するアルミニウム合金ギアセット要素の形状の設計に特別なアプローチを採用する必要がありました。 したがって、図 4 に示す、ベアリング ノードを形成する歯車とピンには、これらの要素の熱膨張係数の違いによって生じる応力を放散できるようにするための追加の切り欠きがあります。

アルミニウム：23*10-6K-1、

鋼: 12 * 10−6 K−1。

第 1 段ギアセットの遊星ギアとベアリングとピンの図。

すべての変速段の歯車のモジュールは1mm、歯間隙間は0.1mmに設定されています。 これはかなり大きな値ですが、トランスミッションのプロトタイプの性質上、実際の熱変形が不明であり、熱膨張によるトランスミッションのブロックが早期故障につながる可能性があるため、クリアランスの最大値が選択されました。 。 さらに、計算された合計ユニット補正が 0 になるように、個々のギアの歯数が選択されました。

最後に、文献データに基づいて、伝達機構の潤滑剤として二硫化モリブデン粉末を選択しました。 比較テストでは、この材料を適用すると、酸素と水分のない雰囲気下、− 190 °C に達する温度での動作中に、転がり軸受要素の合わせ面の抵抗が最も低くなることが示されています9。

二硫化モリブデンは真の固体潤滑剤であり、潤滑能力を発揮するために追加の物質を吸着する必要はありません10。 その理由は、硫黄とモリブデンの交互層を含むこの材料の構造にあり、連続層の摩耗中に潤滑膜を形成する非晶質硫黄が放出されます11。 この化合物は他の物質が存在しない環境で最高のパフォーマンスを発揮するため、真空中での使用が可能であり、航空宇宙用途に最適な潤滑剤です11、12。

限られた文献データ 13、14、15、16 に基づいて、設計されたトランスミッションと既存の設計のトルク対質量比の比較が行われました。 データを表 1 に示します。

上記のデータは、他の機構と比較して、設計されたトランスミッションのトルク対質量比は同等かわずかに劣っていますが、はるかに低い温度で動作できるため、トランスミッションの加熱システムを排除できることを示しています。火星探査機の総質量を減らす。

トランスミッションのプロトタイプをテストする前に、図 5 に示すように、まず特注の安定したホルダー内に固定する必要がありました。ホルダーの主なコンポーネントは、ボルトで接続されたサポート (1) とクランプ (2) です。 3)。 サポートとクランプは、その特殊な形状により、トランスミッション モーター ハウジング (4) を保持します。 トランスミッション内部に配置されたプローブ ブラケット (5) の端には温度センサー (7) が取り付けられ、サポートの 1 つにボルトで固定されました。 さらに、支持体の一端に、サーマルハウジング内部の下部と上部の温度を測定するためのセンサー (8) が取り付けられました。

ギアセット ホルダーの断面図。

図 6 に示すように、トランスミッションの表面全体に液体窒素を均一に分配できるように、ホルダー サポートの 1 つに導管システムが設けられています。これは、トランスミッションの表面全体にわたって一貫した冷却状態と均一な熱を確保するように設計されています。機構内部からの放熱。

液体窒素供給システムの様子。

次に、このアセンブリを、熱透過率 0.035 W/(m*K) の XPS ポリスチレンで作られた 2 つの部分からなるケーシング内に置き、熱条件を確実に制御しました。 熱ケーシングの下半分にトランスミッションが配置されたホルダーの図を図 7 に示します。熱ケーシングの材料、内部の寸法、壁の厚さの技術パラメータを考慮した分析式に基づいています。 、壁を通した放散による全体的な熱損失はわずか 24 W であると計算されました。残念ながら、サーマル ケーシングに入る液体窒素流とサーマル ケーシングから出るガスの温度が検証されていないため、上記の値は実験的に検証されていません。測定した。

熱ケーシング内のトランスミッションホルダーの図。

テストベンチを図 8 に示します。テストベンチには、多段遊星トランスミッションを備えたトランスミッション ホルダー (1) が含まれていました。 ギアセットの駆動に使用される電気モーターは、実験室用電源ユニット (2) に接続されました。 他のコンポーネントは、ホルダーおよび機構内部に組み込まれた温度センサーの抵抗を測定するために使用される実験用メーター (3) とユニバーサル メーター (4) で構成されています。 電源ユニットとユニバーサルメーターからの測定データは、毎分約 95 回の測定頻度でラップトップコンピューター (5) に記録されました。

トランスミッションはホルダーと測定器に配置されます。

周囲温度での初期テストに続いて、耐低温テフロンチューブをトランスミッションホルダーに接続し、デュワータンクから液体窒素を供給し、図9に示すようにアセンブリ全体を熱ケーシングに入れました。

低温下で動作するギアセットの動力損失を測定するためのテストベンチ。

ギアセットの動作特性の分析中に測定された主なパラメータは、トランスミッションが動作するために必要な動力でした。 その結果、温度の低下に応じてトランスミッションを駆動するモーターに必要な電力の増加を判断し、機械システム全体が極低温で動作できるかどうかを検討することができました。 このテストでは、適切に設計された構造要素によって、トランスミッションを構成する熱膨張の異なる部品が確実に連携できるかどうかという質問に対して、最終的に肯定的な答えが得られました。

トランスミッションの性能をテストする手順は 2 つのステップで実行されました。 まず、ギアセットは周囲温度で動作しました。 次に、その結​​果が第 2 ステップの開始点として使用され、トランスミッションは -190 °C まで徐々に低い温度で動作しました。

周囲温度で行われた測定では、ギア装置がモーターの回転速度の全範囲 (600 ～ 6100 rpm) にわたってスムーズに動作できることがわかりました。 テスト中のトランスミッションの総動作時間は約 10 時間でした。 ボールベアリングや歯車に固体潤滑剤のみを使用したことに起因するような不具合は見られませんでした。 さらに、周囲温度でのテストの後、トランスミッションの嵌合部品が検査されました。 噛み合う歯車の歯には摩耗の痕跡が認められた。

連続測定ステップの平均結果に基づいて、トランスミッション全体の消費電力がモーターに供給される電圧の関数としてどのように変化するかを示すグラフを図 10 にプロットしました。 このデータは、さらなる計算や分析の基礎として使用できます。

周囲温度で動作するギアセットでの動力損失。

さらに、実験中に、ギアセットを 1 時間動作させると、内部の温度が約 1 °C 上昇することが確認されました。 したがって、検討した駆動機構で失われる動力がギアセットの温度変化に及ぼす影響は無視できるものであり、無視できると結論付けられました。 確かに、熱収支解析に関する限り、それは単純化されています。 それにも関わらず、チャンバーの断熱が完全ではなかったことと、トランスミッションの熱容量が非常に高かったため、走行中の電気モーターの電気現象やベアリングや遊星歯車の噛み合いにおけるエネルギー散逸プロセスなどの熱源の影響を受けました。歯車は無視しても、導き出される結論の性質に重大な影響を与えることはありません。

測定はトランスミッション駆動モーターのテストから始まりました。 この目的は、温度の関数としてモーターの電力損失を決定し、この値を将来トランスミッションの総電力損失の分析に含めることができるようにすることでした。 これは、トランスミッションに接続されていない駆動モーター自体に 2 V ～ 8 V の電圧を 1 V ステップで供給しながら、-190 °C 未満の温度まで数回冷却することによって実現されました。 この範囲の供給電圧を下回ると、エンジン トルクが低すぎるため、全温度範囲にわたってテストを実行できません。 この場合、テスト温度を -70 °C 未満に下げた後、顕著な出力増加効果は見られずにエンジンが停止しました。 テストの完全なデータを図 11 に示します。グラフは、供給電圧が徐々に高くなるにつれてモーターが消費する電力が急増していることを明確に示しています。また、これにはモーターが発生するノイズ レベルの大幅な増加も伴いました。 低温でのエンジン動作条件の変化によるこの音響効果は、おそらく R-2 とマークされたローター ベアリングに対する低温の悪影響によるものです。ローター ベアリングは寸法が小さいため、1/8 × 3 になります。 /8 × 5/32 インチ、動作温度の大きな変化に非常に強く反応します。 さらに、これらの要素は、機構のすべてのベアリングの最高回転速度により、トランスミッション全体の総動力損失に重要な影響を及ぼしました。

モーターの電力損失の測定。

研究の次のステップでは、ギアセットを -190 °C 未満の温度まで徐々に冷却する試みが行われました。 機構のプロトタイプの性質により、機構が冷却されている間は細心の注意を払う必要がありました。 このため、最初のテストはギアセット モーターに 2 V を供給して実施されました。これは予備テストに基づいて、モーターが完全に安定して動作する最低電圧であると判断されました。 そうすることで、ギアセット部品の凍結による損傷からギアセットを最大限に保護できます。

残念ながら、2 V の電圧では不十分であることが判明し、約 -82 °C の温度ではトランスミッション内の抵抗の増加によりモーターが停止してしまいました。 モーターに 3 V を供給した場合にも、同様の結果が観察されました。その電圧により、トランスミッションは - 121 °C の温度まで動作することができ、その温度でモーターは停止しました。 ギアセット モーターの電圧が 4 V に増加した場合にのみ、完全な測定プロセスを実行できます。測定プロセスは、ギア内部の温度が -190 °C を下回ったときに完了しました。

−110℃付近でのテスト中に、エンジン回転速度を読み取るすべてのホールセンサーが動作を停止しました。 このため、この情報を含むデータが記事に含まれていませんでした。 電気機械モーターの速度監視は、テストベンチの次のバージョンに追加される予定です。

トランスミッションのモーターに入力電流の電圧を高めて供給すると、供給された電圧の値に比例してトランスミッションの速度が加速します。 その結果、ギアセットの動力損失も比例して増加します。 モーターの供給電圧が増加すると、電力の需要も供給電圧の二乗に比例して増加します。 この現象は、送信電力損失と温度の関係を示す図 12 のグラフで明らかです。

ギアセットの動力損失の初期測定。

供給電圧に関係なく、モーターの駆動に必要な電力は徐々に増加します。 約 -95 °C で発生するモーター消費電力のスパイクは、除去するための措置を講じたにもかかわらず、ギアボックスのベアリングに残留した潤滑剤が原因である可能性が最も高くなります。 − 100 °C から − 110 °C の範囲での同様の電力スパイクは、転がり軸受抵抗のテストでも観察されました9。温度の不一致は、ギアボックス内と回転軸内の温度センサーの位置の違いの結果でした。テスト中のベアリング。

結果を確認するために、モーターの電源電圧を 4 V のままにし、測定をさらに 3 回繰り返しました。 これらのテスト中に得られた完全なデータのグラフを図 13a ～ 図 13c に示します。 測定中に収集されたデータセットの数は 6,125 ～ 10,170 の範囲でした。 この変動は、チャンバーに供給される液体窒素の量を手動で制御した場合、ギアボックスの冷却速度の同一条件を維持することが不可能であったため、個々の測定のタイミングがわずかに異なっていたことに起因すると考えられます。 実験中の歯車の合計冷却時間は 70 ～ 105 分の範囲でした。

ギアセットの動力損失の測定。

すべての測定は、ギア内部で記録された温度の低下に応じて、モーターによって消費される電力が同様に漸進的に増加していることを示しています。

各測定サイクルからのデータは非常に大量であるため、図 14 は連続測定からの結果の多項式傾向を示しています。 提示された実行の決定係数 R2 は 0.8969 から 0.9546 まで変化します。 多項式関数を使用して電力損失の変動を温度の関数として記述することは、動作中に発生する物理現象の依存性の性質を正確に反映することを目的としたものではなく、単に動作中に観察される変動傾向の評価を可能にすることを目的としています。実験。

ギアボックスの動力損失の測定値の傾向線。

提示された傾向線は、個々の測定サイクルの比較も容易にし、その後の走行中にギアボックスを駆動するために必要な電力の増加が徐々に緩和されていることを明らかにします。 この現象は、ギアの噛み合い要素が徐々に研磨され、ベアリング軌道のボール経路から元の液体潤滑剤の残留物がパージされることによって引き起こされる可能性が最も高くなります。 同様の現象は、記事9で説明されているベアリング自体の初期のテストでも観察されました。

実行された実験テストでは、温度が徐々に低下していく中でギアボックスの動作中に電力損失が徐々に増加することが実証されました。 調査したギアセットでは、ギアセット部品の噛み合い状態が安定した後の動力損失の相対的な増加 (図 15) は、研究で採用された温度範囲で約 300% でした。 絶対値の観点から見ると、抵抗を克服するために必要なパワーは、温度範囲全体にわたって、トランスミッション駆動システムに搭載されたモーターによって容易に達成されます。 実験室条件下でのギアの動力損失の増加は、文献で報告されているよりもはるかに穏やかな経過をたどりました。 これは、マーズ・ボラタイルズおよびクライメート・サーベイヤー着陸船のロボット・アームのアクチュエーターのモーターによって消費される電流のアンペア数に対する温度の影響を説明する、実験室条件下で観察された関係に言及したものです。 この着陸船の駆動機構では、ますます低温での動作中にモーターに供給される電流のアンペア数の相対的な増加は、接合部に応じて 120 ～ 1150% の範囲でした。 さらに、着陸船の機械システムは - 105 °C (- 90 °C) 以上の温度で動作するように設計されており、その温度を下回ると損傷を避けるために停止します。

MVACS ランダー 8 と設計されたギアセットの RA ジョイントに供給される電流の相対アンペア数の比較。

図 15 は、MVACS ランダー 8 と設計されたギアボックスの RA ジョイントに供給される電流の相対アンペア数の比較を示しています。 ジョイント 1 ～ 4 とラベル付けされた線で結ばれた測定点は、各測定点で読み取られた電流アンペア数の値を周囲温度での電流アンペア数の値で割ることによって生成されました。 測定 1 および 4 としてマークされた曲線は、調査対象のギアセットのモーターに供給される電流のアンペア数の最初と最後の測定サイクルから得られた傾向線を示しています。 相対値は、各測定点の電流値を周囲温度における電流値で割ることにより求めた。 これらの手順の結果、表示される値は無次元となり、比較が容易になります。

これらの結果を分析すると、MVACS 着陸船 8 の RA ジョイントのジョイント 1 ～ 3 の機械システムの駆動モーターに電力を供給する電流の相対アンペア数の値は、低温での動作中に通常よりも大幅に増加するという結論に達します。設計されたギアボックスのケース。 これは、わずか 10 Nm の最大トルクを生成する非常に小さなギアセットによって駆動され、-80 °C 以上の温度でのみテストされたジョイント 4 には当てはまりません。 また、テストしたギアボックスで達成された動作温度限界 - 190 °C は、RA 機械システムの限界 - 80 °C ～ - 90 °C よりもはるかに低いです。 したがって、この論文で紹介されているトランスミッションは、MVACS 着陸船の RA ジョイントよりもはるかに低い温度で動作することができます。 負荷をかけた状態での性能テストにより、研究者はその技術的能力を定義し、低温条件下での可能な動作時間を決定することができます。

-190 °C 以下の温度に冷却されたギアボックスの複数のテストにより、異なる熱膨張係数を持つ材料で作られた要素で作られたギアがそのような条件下で動作する可能性があることが示されました。 極低温での機構の効果的な性能に必要な条件は、歯車の要素と、異なる熱膨張係数を持つ要素の接続と相互作用を可能にする構造ノードを適切に設計し、実験的にテストします。

超低温条件下で最新の軽量構造材料を適用することにより、宇宙空間や他の惑星、特に火星の環境に固有の制約を克服できる軽量構造の構築への道が開かれます。

現在の研究中に使用および/または分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

Arnaudov, K. & Karaivanov、DP Planetary Gear Trains (Taylor & Francis Ltd、2019)。

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工作機械および生産工学研究所、ウッチ工科大学、Stefanowskiego 1/15、90-537、ウッチ、ポーランド

ヤクブ・シコルスキ & ヴィトルド・パロウスキー

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JS と WP が主な原稿テキストを書きました。 JS がすべての図を用意しました。

ヤクブ・シコルスキへの通信。

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シュプリンガー ネイチャーは、発行された地図および所属機関における管轄権の主張に関して中立を保ちます。

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転載と許可

Sikorski, J.、Pawlowski, W. 非常に低い温度での遊星伝達性能テスト。 Sci Rep 12、21815 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-26416-3

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受信日: 2022 年 6 月 8 日

受理日: 2022 年 12 月 14 日

公開日: 2022 年 12 月 17 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-26416-3

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