毛 君 張 瑜 張 坤 陳洪月 徐健博遼寧工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，阜新,123000

采煤機(jī)截割部傳動(dòng)系統(tǒng)的非線性動(dòng)力學(xué)建模及仿真

毛 君 張 瑜 張 坤 陳洪月 徐健博
遼寧工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，阜新,123000

針對(duì)采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)在運(yùn)行中產(chǎn)生振動(dòng)、制造噪聲污染等現(xiàn)象，綜合考慮嚙合剛度、嚙合阻尼、綜合誤差等因素，建立了采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)的非線性動(dòng)力學(xué)模型，運(yùn)用變步長(zhǎng)Runge-Kutta方法對(duì)系統(tǒng)微分方程進(jìn)行了求解。通過分析相平面圖和龐加萊截面研究了嚙合剛度、阻尼比及激振頻率對(duì)齒輪系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的影響。研究結(jié)果表明：在一定區(qū)間內(nèi)，阻尼比逐漸減小時(shí)，太陽輪位移響應(yīng)由單周期運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)為多周期運(yùn)動(dòng)，最終進(jìn)入混沌運(yùn)動(dòng)；嚙合剛度增大時(shí)，太陽輪位移響應(yīng)同樣從周期運(yùn)動(dòng)逐漸進(jìn)入混沌運(yùn)動(dòng)；激振頻率逐漸增大時(shí)，太陽輪位移響應(yīng)呈現(xiàn)由周期響應(yīng)轉(zhuǎn)變?yōu)榛煦珥憫?yīng)再轉(zhuǎn)變?yōu)閿M周期響應(yīng)的現(xiàn)象。

采煤機(jī)截割部；行星齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)；非線性動(dòng)力學(xué)；動(dòng)力學(xué)微分方程

0 引言

截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)是采煤機(jī)重要組成部分，它在運(yùn)行中，不僅會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)，還會(huì)制造噪聲污染，因此有必要對(duì)采煤機(jī)截割部齒輪系統(tǒng)振動(dòng)規(guī)律及動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行深入研究[1-2]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)行星齒輪系統(tǒng)的非線性進(jìn)行了大量研究。Lin等[3]對(duì)行星齒輪嚙合剛度變化引起的參數(shù)不穩(wěn)定性進(jìn)行了相關(guān)研究；Bark等[4]研究了行星齒輪傳動(dòng)非線性動(dòng)力學(xué)的解析解；Eritenel等[5]采用彎-扭-軸-擺耦合模型分析了斜齒行星齒輪傳動(dòng)的固有特性；文獻(xiàn)[6-7]考慮齒輪副的綜合嚙合誤差，建立了等效多自由度系統(tǒng)振動(dòng)的力學(xué)模型，研究了不同齒輪嚙合剛度條件下的系統(tǒng)振動(dòng)特性，并分別對(duì)正交面和非正交面齒輪系統(tǒng)的非線性振動(dòng)特性進(jìn)行了深入研究；王世宇等[8]采用行星傳動(dòng)純扭轉(zhuǎn)模型對(duì)傳動(dòng)系統(tǒng)的固有特性進(jìn)行了研究；孫濤等[9]對(duì)行星齒輪系統(tǒng)的非線性動(dòng)力學(xué)問題進(jìn)行了研究；公彥軍[10]建立了汽車自動(dòng)變速器多級(jí)行星齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型，分析了自然模態(tài)和誤差激勵(lì)對(duì)系統(tǒng)固有特性的影響規(guī)律；黃啟林[11]結(jié)合公彥軍[10]的研究分析，建立了兩級(jí)行星傳動(dòng)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型，研究了時(shí)變嚙合剛度及齒側(cè)間隙等因素對(duì)系統(tǒng)非線性動(dòng)態(tài)特性的影響規(guī)律。

本文多方面考慮嚙合剛度、嚙合阻尼、綜合誤差等因素影響，建立采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)的非線性動(dòng)力學(xué)模型，運(yùn)用變步長(zhǎng)Runge-Kutta方法對(duì)系統(tǒng)微分方程進(jìn)行數(shù)值求解，通過分析相平面圖和龐加萊截面研究嚙合剛度、阻尼比及激振頻率對(duì)采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)非線性動(dòng)態(tài)特性的影響。

1 采煤機(jī)截割部傳動(dòng)系統(tǒng)力學(xué)模型

本文采用集中質(zhì)量法建立采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型，為研究嚙合剛度、阻尼比、激振頻率等因素對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的影響，需作如下假設(shè)：①假設(shè)齒輪主體質(zhì)量為集中一點(diǎn)的參數(shù)扭振系統(tǒng)；②假設(shè)內(nèi)齒圈質(zhì)量無限大，且忽略其波動(dòng)；③將齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)中的齒輪看作直齒輪；④忽略齒輪軸、輸入軸、輸出軸及軸承等對(duì)系統(tǒng)的影響；⑤齒輪系統(tǒng)為剛性系統(tǒng)，采用剛度、阻尼元件對(duì)嚙合部分進(jìn)行描述；⑥忽略摩擦力對(duì)系統(tǒng)的影響；⑦忽略齒輪載荷對(duì)齒輪系統(tǒng)產(chǎn)生的慣性影響。

采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖見圖1。截割部在截割過程中所受載荷變化較大，且隨機(jī)性大，這加劇了傳動(dòng)齒輪、軸承等關(guān)鍵零件的損壞。因此，研究采煤機(jī)截割部各級(jí)齒輪嚙合的動(dòng)態(tài)特性，對(duì)延長(zhǎng)截割部零件使用壽命，增強(qiáng)其抗振能力，提高采煤機(jī)的工作可靠性和穩(wěn)定性具有重大的意義。

采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)主要包括：Zi(i=1，2，…，8)表示第i個(gè)齒輪，sj(j=1，2)表示第j級(jí)太陽輪，pij表示第j(j=1，2)級(jí)行星架的第i(i=1，2，3)個(gè)行星輪，cj(j=1，2)表示第j級(jí)行星架，rj(j=1,2)表示第j級(jí)內(nèi)齒圈，且內(nèi)齒圈固定，忽略嚙合過程中產(chǎn)生的摩擦，則截割部搖臂齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)非線性動(dòng)力學(xué)模型如圖2所示。

Z1—齒輪1 Z2—齒輪2 Z3—齒輪3 Z4—齒輪4Z5—齒輪5 Z6—齒輪6 Z7—齒輪7 Z8—齒輪8Z9—一級(jí)太陽輪 Z10—一級(jí)行星輪 Z11—一級(jí)內(nèi)齒圈Z12—二級(jí)太陽輪 Z13—二級(jí)行星輪 Z14—二級(jí)內(nèi)齒圈c—一級(jí)行星架 c′—二級(jí)行星架圖1 采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 The motion diagram of cutting part and shearer rocker gear transmission system

圖2 采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)非線性動(dòng)力學(xué)模型Fig.2 The nonlinear dynamic model of cutting part and shearer rocker gear transmission system

齒輪Zi的齒數(shù)為zi，其角位移采用θi描述，ri為齒輪Zi的基圓半徑，齒輪Zi和齒輪Zj的嚙合剛度、嚙合阻尼系數(shù)、半齒側(cè)間隙、靜態(tài)嚙合誤差采用kij、cij、bij、eij描述，其中i=1,2,…,7，j=2,3,…,8；k81、c81為齒輪Z8與第一級(jí)太陽輪的嚙合剛度及嚙合阻尼系數(shù)；xij(i=1,2,…,7；j=2,3,…,8)為齒輪Zi角位移與齒輪Zj角位移相互作用的接觸線上產(chǎn)生的相對(duì)位移；θsj、θcj、θpij(j=1，i=1，2，3，4；j=2，i=1，2，3)分別為第j級(jí)太陽輪、第j級(jí)行星架、第j級(jí)行星架的第i個(gè)行星輪的角位移；rbsj、rbpij(j=1，i=1，2，3，4；j=2，i=1，2，3)、rbcj分別為第j級(jí)太陽輪、第j級(jí)行星架的第i個(gè)行星輪、第j級(jí)內(nèi)齒圈的基圓半徑；rcj(j=1,2)為第j級(jí)行星架基圓半徑；kspij(j=1，i=1，2，3，4；j=2，i=1，2，3)為第j級(jí)太陽輪與第j級(jí)行星架第i個(gè)行星輪的嚙合剛度，其嚙合阻尼系數(shù)為cspij，半齒側(cè)間隙為bspij，綜合嚙合誤差為espij；krpij(j=1，i=1，2，3，4；j=2，i=1，2，3)為第j級(jí)內(nèi)齒圈與第j級(jí)行星架第i個(gè)行星輪組成的內(nèi)嚙合副的嚙合剛度，其嚙合阻尼系數(shù)為crpij，半齒側(cè)間為brpij，綜合嚙合誤差為erpij；第j級(jí)太陽輪的齒數(shù)采用zsj(j=1,2)描述，相應(yīng)的第i個(gè)行星輪的齒數(shù)采用zpij(j=1，i=1，2，3，4；j=2，i=1，2，3)描述，zrj(j=1,2)為第j級(jí)內(nèi)齒圈的齒數(shù)。

2 動(dòng)力學(xué)微分方程

通過對(duì)截割部搖臂直齒輪、太陽輪、行星輪以及行星架動(dòng)力學(xué)模型分析，可以得到整個(gè)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程：

(1)

各彈性恢復(fù)力及阻尼力可表示為

其中，f為間隙非線性函數(shù)，其表達(dá)式為

彈性恢復(fù)力及阻尼力中各嚙合剛度、嚙合誤差及嚙合阻尼表示為

kij(t)=kmij(1+σ′sin(Ωt+φij))
kspij(t)=kmsij(1+σsin(Ωt+φspij))
krpij(t)=kmrij(1+σ″sin(Ωt+φrpij))

eij(t)=em+eijjcos(Ωt+θij)
espij(t)=Aspijsin(Ωt+βsij)
erpij(t)=Arpijsin(Ωt+βrij+γsrj)

式中，kmij為第Zi、第Zj齒輪的平均嚙合剛度；kaij為第i、第j齒輪剛度幅度的平均漲幅程度；Ω為齒輪的激振頻率；φij為相位角；kmsij為第j級(jí)第i個(gè)行星輪外嚙合相互作用平均剛度；kasij為第j級(jí)第i個(gè)行星輪外嚙合相互作用過程中剛度的最大幅值；kmrij為第j級(jí)第i個(gè)行星輪內(nèi)嚙合相互作用過程中平均剛度的變化值；karij為第j級(jí)第i個(gè)行星輪內(nèi)嚙合相互作用過程中剛度的最大幅值；em為齒輪誤差平均幅值；eijj為誤差分量的幅值；θij為相位角；Aspij為第j級(jí)第i個(gè)行星輪外嚙合相互作用副誤差的最大幅值；Arpij為第j級(jí)第i個(gè)行星輪內(nèi)嚙合相互作用副誤差的最大幅值；βsij為第j級(jí)第i個(gè)行星輪外嚙合相互作用副靜誤差的初相位；βrij為第j級(jí)第i個(gè)行星輪內(nèi)嚙合相互作用副靜誤差的初相位；γsrj為第j級(jí)外齒輪嚙合相互作用副的相位差;ζ為直齒輪嚙合的阻尼比；mi為第i(i=1,2,…,7)個(gè)直齒輪的質(zhì)量；mj為第j(j=i+1)個(gè)直齒輪的質(zhì)量；msj(j=1，2)為第j級(jí)太陽輪的質(zhì)量；mpij(j=1，i=1，2，3，4；j=2，i=1，2，3)為第j級(jí)第i個(gè)行星輪的質(zhì)量；mrj(j=1，2)為第j級(jí)內(nèi)齒圈的質(zhì)量。

在行星齒輪系統(tǒng)中，齒輪副之間存在齒側(cè)間隙，系統(tǒng)的約束不完整，即系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程為半正定系統(tǒng)，其方程解為非確定值。為了減小剛體位移對(duì)系統(tǒng)產(chǎn)生的影響，對(duì)整個(gè)方程組的求解進(jìn)行降維，假設(shè)如下：

(2)

式中,xsj為第j級(jí)太陽輪線位移;xcj為第j級(jí)行星架線位移；xpij(j=1，i=1，2，3，4；j=2，i=1，2，3)為第j級(jí)行星架的第i個(gè)行星輪線位移；xscj(j=1,2)為第j級(jí)內(nèi)外嚙合相互作用線上的位移疊加；xspij(j=1，i=1，2，3，4；j=2，i=1，2，3)為第j級(jí)太陽輪與第j級(jí)第i個(gè)行星輪嚙合相互作用的位移；xrpij(j=1，i=1，2，3，4；j=2，i=1，2，3)為第j級(jí)內(nèi)齒圈和第j級(jí)第i個(gè)行星輪嚙合相互作用的位移。

令xi=θiri(i=1,2,…,8)，xsj=θsjrbsj(j=1,2)，xcj=θcjrbcj(j=1,2)，xpij=θpijrbpij(j=1，i=1，2，3，4；j=2，i=1，2，3)，則式(1)整理為

(3)

(4)

(5)

3 系統(tǒng)非線性動(dòng)態(tài)特性仿真

從動(dòng)力學(xué)角度出發(fā)，綜合考慮齒輪剛度激勵(lì)、嚙合沖擊激勵(lì)、誤差激勵(lì)等因素，研究采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)非線性振動(dòng)特性，采用變步長(zhǎng)Runge-Kutta方法對(duì)上述動(dòng)力學(xué)微分方程進(jìn)行求解。由于第一級(jí)和第二級(jí)行星齒輪系統(tǒng)的太陽輪仿真結(jié)果基本一致，本文僅對(duì)第一級(jí)行星齒輪系統(tǒng)的太陽輪進(jìn)行分析。

3.1 不同阻尼比下系統(tǒng)的響應(yīng)

對(duì)于齒輪系統(tǒng)的線性振動(dòng)，阻尼比僅對(duì)振幅有一定的影響，對(duì)齒輪系統(tǒng)的振動(dòng)形式和性質(zhì)產(chǎn)生的影響不大，當(dāng)考慮行星齒輪系統(tǒng)中存在非線性振動(dòng)因素時(shí)，分析阻尼比對(duì)系統(tǒng)的影響則至關(guān)重要，當(dāng)阻尼比ζ分別為0.2、0.1、0.05時(shí)，系統(tǒng)響應(yīng)如圖3～圖11所示。

圖3 ζ=0.2時(shí)太陽輪位移曲線Fig.3 The sun gear displacement curves(ζ=0.2)

圖4 ζ=0.2時(shí)太陽輪位移響應(yīng)相平面圖Fig.4 The sun gear displacement response of phase plane diagram(ζ=0.2)

圖5 ζ=0.2時(shí)太陽輪位移響應(yīng)龐加萊截面Fig.5 The sun gear displacement response of Poincare section(ζ=0.2)

圖6 ζ=0.1時(shí)太陽輪位移曲線Fig.6 The sun gear displacement curves(ζ=0.1)

通過對(duì)比不同阻尼比下行星齒輪系統(tǒng)的太陽輪位移響應(yīng)結(jié)果可知，隨著阻尼比逐漸減小，行星齒輪系統(tǒng)的太陽輪位移響應(yīng)由單周期運(yùn)動(dòng)變化到多周期運(yùn)動(dòng)，最終進(jìn)入混沌運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，系統(tǒng)的振動(dòng)幅度呈增大趨勢(shì)。由此可得：在一定范圍內(nèi)，阻尼比能夠?qū)ο到y(tǒng)響應(yīng)幅值產(chǎn)生抑制，即阻尼比越大，振動(dòng)的振幅越小，反之，齒輪系統(tǒng)的非線性現(xiàn)象越明顯，易產(chǎn)生混沌現(xiàn)象。

圖7 ζ=0.1時(shí)太陽輪位移響應(yīng)相平面圖Fig.7 The sun gear displacement response of phase plane diagram(ζ=0.1)

圖8 ζ=0.1時(shí)太陽輪位移響應(yīng)龐加萊截面Fig.8 The sun gear displacement response of Poincare section(ζ=0.1)

圖9 ζ=0.05時(shí)太陽輪位移曲線Fig.9 The sun gear displacement curves(ζ=0.05)

3.2 不同嚙合剛度下系統(tǒng)的響應(yīng)

為了研究不同嚙合剛度下系統(tǒng)的響應(yīng)，令其余參數(shù)不變，嚙合變化系數(shù)σ分別為0.2、0.5、0.8，對(duì)此三種情況進(jìn)行求解模擬，其結(jié)果如圖12～圖14所示。

圖10 ζ=0.05時(shí)太陽輪位移響應(yīng)相平面圖Fig.10 The sun gear displacement response of phase plane diagram(ζ=0.05)

圖11 ζ=0.05時(shí)太陽輪位移響應(yīng)龐加萊截面Fig.11 The sun gear displacement response of Poincare section(ζ=0.05)

圖12 σ=0.2時(shí)太陽輪位移響應(yīng)相平面圖Fig.12 The sun gear displacement response of phase plane diagram(σ=0.2)

圖13 σ=0.5時(shí)太陽輪位移響應(yīng)相平面圖Fig.13 The sun gear displacement response of phase plane diagram(σ=0.5)

圖14 σ=0.8時(shí)太陽輪位移響應(yīng)相平面圖Fig.14 The sun gear displacement response of phase plane diagram(σ=0.8)

從圖12～圖14可知，當(dāng)σ=0.2時(shí)，太陽輪位移響應(yīng)的相平面圖僅存在一個(gè)非圓圖像，說明太陽輪位移的響應(yīng)為一個(gè)周期運(yùn)動(dòng)；當(dāng)σ=0.5時(shí)，太陽輪位移響應(yīng)的相平面圖為6個(gè)橢圓，此時(shí)齒輪系統(tǒng)的太陽輪位移響應(yīng)為六周期諧響應(yīng)；當(dāng)σ=0.8時(shí)，太陽輪位移響應(yīng)為混沌響應(yīng)。

3.3 不同激振頻率下系統(tǒng)的響應(yīng)

為了研究不同激振頻率下系統(tǒng)的響應(yīng)，令激振頻率Ω的數(shù)值分別為0.6、0.8、1.2、1.8，對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行求解，得到仿真結(jié)果如圖15～圖22所示。

圖15 Ω=0.6時(shí)太陽輪位移響應(yīng)相平面圖Fig.15 The sun gear displacement response of phase plane diagram(Ω=0.6)

圖16 Ω=0.6時(shí)太陽輪位移響應(yīng)龐加萊截面Fig.16 The sun gear displacement response of Poincare section(Ω=0.6)

圖17 Ω=0.8時(shí)太陽輪位移響應(yīng)相平面圖Fig.17 The sun gear displacement response of phase plane diagram(Ω=0.8)

圖18 Ω=0.8時(shí)太陽輪位移響應(yīng)龐加萊截面Fig.18 The sun gear displacement response of Poincare section(Ω=0.8)

當(dāng)激振頻率Ω=0.6時(shí)，太陽輪位移響應(yīng)的相平面圖僅由一個(gè)橢圓構(gòu)成，且龐加萊截面僅存在一個(gè)點(diǎn)，說明此種情況下的響應(yīng)為周期響應(yīng)；當(dāng)Ω=0.8時(shí)，龐加萊截面顯示為多個(gè)截點(diǎn)，此時(shí)太陽輪位移響應(yīng)為混沌響應(yīng)；當(dāng)Ω=1.2時(shí)，太陽輪位移的相平面圖為非橢圓閉合曲線，龐加萊截面為多個(gè)離散點(diǎn)聚集在一起，此時(shí)太陽輪位移響應(yīng)為擬周期運(yùn)動(dòng)；當(dāng)Ω=1.8時(shí)，太陽輪位移相平面圖為兩個(gè)橢圓，龐加萊截面顯示有兩個(gè)離散點(diǎn)，此時(shí)太陽輪位移響應(yīng)為二周期響應(yīng)。

圖19 Ω=1.2時(shí)太陽輪位移響應(yīng)相平面圖Fig.19 The sun gear displacement response of phase plane diagram(Ω=1.2)

圖20 Ω=1.2時(shí)太陽輪位移響應(yīng)龐加萊截面Fig.20 The sun gear displacement response of Poincare section(Ω=1.2)

圖21 Ω=1.8時(shí)太陽輪位移響應(yīng)相平面圖Fig.21 The sun gear displacement response of phase plane diagram(Ω=1.8)

圖22 Ω=1.8時(shí)太陽輪位移響應(yīng)龐加萊截面Fig.22 The sun gear displacement response of Poincare section(Ω=1.8)

通過對(duì)以上結(jié)果分析可知，在一定范圍內(nèi)，當(dāng)激振頻率不斷增大時(shí)，系統(tǒng)的響應(yīng)呈現(xiàn)從周期響應(yīng)狀態(tài)進(jìn)入混沌響應(yīng)再進(jìn)入擬周期響應(yīng)狀態(tài)的規(guī)律現(xiàn)象，并非在高激振頻率情形下出現(xiàn)混沌現(xiàn)象。

4 結(jié)論

本文通過分析采煤機(jī)截割部齒輪傳動(dòng)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型，建立其動(dòng)力學(xué)微分方程，運(yùn)用變步長(zhǎng)四階Runge-Kutta方法對(duì)微分方程進(jìn)行求解，獲得該響應(yīng)的相平面圖和龐加萊截面圖，通過分析得到以下結(jié)論：

在一定區(qū)間內(nèi)，隨著阻尼比逐漸減小，行星齒輪系統(tǒng)的太陽輪位移響應(yīng)由單周期運(yùn)動(dòng)變?yōu)槎嘀芷谶\(yùn)動(dòng)，最終進(jìn)入混沌運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，系統(tǒng)的振動(dòng)幅度呈增大趨勢(shì)；嚙合剛度對(duì)太陽輪位移響應(yīng)同樣產(chǎn)生明顯的影響，在一定區(qū)間內(nèi)，嚙合剛度增大時(shí)，太陽輪位移響應(yīng)從周期響應(yīng)進(jìn)入多周期響應(yīng)最終進(jìn)入混沌狀態(tài)；當(dāng)激振頻率產(chǎn)生變化時(shí)，太陽輪位移響應(yīng)呈現(xiàn)由周期響應(yīng)轉(zhuǎn)變?yōu)榛煦珥憫?yīng)再轉(zhuǎn)變?yōu)閿M周期響應(yīng)的現(xiàn)象。由本文研究結(jié)果可知，在一定區(qū)間內(nèi)，增大阻尼比，減小嚙合剛度以及在一定范圍內(nèi)，合理地調(diào)整激振頻率可以有效地降低系統(tǒng)的振動(dòng)、減小噪聲，從而提高采煤機(jī)系統(tǒng)的工作可靠性和穩(wěn)定性。

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(編輯 袁興玲)

Nonlinear Dynamics Modeling and Simulation of Shearer Cutting Unit Transmission System

MAO Jun ZHANG Yu ZHANG Kun CHEN Hongyue XU Jianbo

School of Mechanical Engineering, Liaoning Technical University, Fuxin,Liaoning,123000

According to the phenomenon that gear transmission system of shearer cutting unit produced vibrations and noise in operation, a nonlinear dynamics model for gear transmission system of shearer cutting unit was established with the consideration of mesh stiffness, mesh damping, and comprehensive errors. Differential equations were solved by employing variable step size Runge-Kutta integration method. The influences of mesh stiffnesses，damping ratios and excitation frequencies on gear transmission system were studied through analyzing phase plane and Poincare section. The results show that in a certain range，displacement response of sun gear changes from single periodic motion to multi-periodic motion and then into chaotic motion with the decreasing of damping ratio. Displacement response of sun gear also gradually changes from periodic motion to chaotic motion with the increasing of mesh stiffness. Displacement response of sun gear changes from periodic response to chaotic response and then into quasi-period response with the increasing of the excitation frequencies.

shearer cutting unit; planetary transmission system; nonlinear dynamics; dynamics differential equation

2015-12-02

遼寧省教育廳創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)資助項(xiàng)目(LT2013009)

O121.8

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.01.005

毛 君，男，1960年生。遼寧工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。主要研究方向?yàn)闄C(jī)械動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)及仿真、機(jī)電一體化。E-mail:maojun0828@263.net。張 瑜，男，1987年生。遼寧工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士研究生。張 坤(通信作者)，男，1990年生。遼寧工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。陳洪月，男，1982年生。遼寧工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院副教授。徐建博，男，1989年生。遼寧工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。