JP2008064297A - 動力伝達スプライン - Google Patents
動力伝達スプライン Download PDFInfo
- Publication number
- JP2008064297A JP2008064297A JP2006245905A JP2006245905A JP2008064297A JP 2008064297 A JP2008064297 A JP 2008064297A JP 2006245905 A JP2006245905 A JP 2006245905A JP 2006245905 A JP2006245905 A JP 2006245905A JP 2008064297 A JP2008064297 A JP 2008064297A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- spline
- power transmission
- male spline
- male
- stress
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Withdrawn
Links
Images
Landscapes
- Shafts, Cranks, Connecting Bars, And Related Bearings (AREA)
Abstract
【課題】 引張応力とせん断応力の双方の応力集中を緩和させて、動力伝達スプラインの疲労強度の向上を図る。
【解決手段】 動力伝達軸の外周に雄スプライン部Smを形成する。雄スプライン部Smの谷部21のうち、反軸端側の部分に、外径寸法を反軸端側に向けて徐々に拡径させた拡径部21bを設ける。拡径部21bの円周方向両側に断面円弧状のアール部21b1を設け、このアール部21b1の曲率半径を反軸端側に向けて徐々に大きくする。
【選択図】図2
【解決手段】 動力伝達軸の外周に雄スプライン部Smを形成する。雄スプライン部Smの谷部21のうち、反軸端側の部分に、外径寸法を反軸端側に向けて徐々に拡径させた拡径部21bを設ける。拡径部21bの円周方向両側に断面円弧状のアール部21b1を設け、このアール部21b1の曲率半径を反軸端側に向けて徐々に大きくする。
【選択図】図2
Description
本発明は、雄側部材と雌側部材の間でトルク伝達を行う動力伝達スプライン(セレーションも含まれる。以下同じ)に関する。
近年、環境問題に対する関心の高まりから、例えば自動車では排ガス規制の強化や燃費向上等が強く求められており、それらの対策の一環として、ドライブシャフト、プロペラシャフト等の動力伝達部品にもさらなる軽量化・強度向上が強く求められている。これらの動力伝達部品の多くは、外周面にスプライン部を有する雄側部材と、内周面にスプライン部を有する雌側部材を構成要素として含む構造である。雄側部材のスプライン部(雄スプライン部)と雌側部材のスプライン部(雌スプライン部)とを嵌合させることにより、雄側部材と雌側部材が連結され、回転動力が伝達される。
これらスプライン部を有する部材には強度が要求されるため、通常は、素材として鋼を用い、少なくともスプライン部を焼入れ硬化させて使用される。雄側部材のスプライン部は転造加工やプレス加工などによって、雌側部材のスプライン部はブローチ加工などによって成形する場合が多い。成形後の焼入れ硬化の方法としては、高周波焼入れによることが多いが、ずぶ焼入れや浸炭焼入れによる場合もある。
図8は、谷部100の反軸端側(図面左側)の端部を、外径寸法を徐々に拡径させた拡径部102を介して雄側部材の外周面(平滑部)101につなげた、いわゆる切上がりタイプの雄スプライン部の平面図である。この形態のスプライン部の疲労破壊は、通常、谷部100と拡径部102のつなぎ目付近もしくは拡径部102で生じる。その際のき裂発生モードは2つあり、1つはA部に集中する引張応力によるもの、もう一つはB部に集中するせん断応力によるものである。鋼の場合、目安としてビッカース硬さ700を境に、それ以下ではき裂発生が主としてせん断応力支配となり、それ以上でかつ片振り捩り疲労の場合は引張応力支配となる。
これまで、スプライン部の疲労強度を向上させるための手段として、いくつかの方法が提案されている。例えば特許文献1では、拡径部と歯面の境界を鈍化させて応力集中を緩和する技術が開示されている。また、特許文献2では、通常は一つの拡径部を軸方向に2つ以上並べて設けた高強度化技術が開示されている。
特開2005−147367号公報
特表平11−514079号公報
しかしながら、特許文献1に記載された技術では、引張応力集中の緩和には効果が認められるが、せん断応力集中の緩和効果は不充分である。また、特許文献2の技術では、せん断応力集中の緩和はできるが、引張応力集中の緩和効果は不充分である。このように、き裂発生を支配する2つの応力のどちらか一方を緩和できる技術は存在するが、双方を同時に緩和する技術は存在せず、さらなる疲労強度向上を実現するためには改良の余地があった。
そこで、本発明では、引張応力とせん断応力の双方の応力集中を緩和させて、動力伝達スプラインの疲労強度の向上を図ることを目的とする。
本発明者らは、平行部に切欠きを有する試験片を製作し、これを回転曲げ疲労試験と捩り疲労試験にそれぞれ供して、応力集中係数と疲労強度との関係を求めた。
試験片としては、図9に示す化学成分の同一ロットの中炭素鋼を用い、図10aおよび図11aに示す形状および寸法(単位mm)の試験片を製作した。図10aは回転曲げ疲労試験の試験片であり、図11aは捩り疲労試験の試験片である。回転曲げ疲労試験の試験片では、切欠き先端の曲率半径を0.10、0.15、0.25、0.50、1.40の5水準とし、それぞれの応力集中係数αを3.5、3.0、2.5、2.0、1.5に設定した(図10c参照)。捩り疲労試験の試験片では、切欠き先端の曲率半径を0.15、0.25、0.50、1.40の4水準とし、それぞれの応力集中係数αを3.0、2.5、2.0、1.5に設定した(図11c参照)。これら全ての試験片に対し、切欠きを含む平行部に高周波焼入れを施した後に低温焼戻しを施した。何れの試験片も熱処理後の表面硬度は約HV650であった。
先ず、回転曲げ疲労試験は、小野式回転曲げ疲労試験機により、常温大気中で負荷周波数50Hzにて行った。
回転曲げ疲労試験の結果、切欠きの水準によらず、切欠き底に沿ってき裂が発生して破断に至った。この場合のき裂発生モードは引張応力支配となる。破断に至るまでの負荷回数が105を越える辺りまでは、応力振幅の減少に伴って疲労曲線が降下し、応力振幅が一定値を下回ると破断しなくなる明瞭な疲労限現象を示した。なお、ここでの応力振幅は、切欠きの水準によらない公称応力振幅のことで、切欠き底直径(φ6.5mm)を有する平滑丸棒に疲労試験と同じ大きさの曲げモーメントを与えた時に表面に作用する最大引張応力振幅を意味する。
図12に、上記回転曲げ疲労試験で得られた応力集中係数ασと疲労限強度との関係を示す。図示のように、ασの減少に伴って疲労強度は向上したが、図中に破線で示すように、ασ≦2.7では疲労曲線の勾配が大きく、ασを減少させた時の疲労強度の向上がより顕著に現れることが判明した。
次に、捩り疲労試験は、電気式油圧サーボ疲労試験機により、トルク制御にて、常温大気中で負荷周波数2Hz、完全両振り(応力比R=−1)の条件で行った。
捩り疲労試験の結果、切欠きの水準によらず、切欠き底に沿ってき裂が発生して破断に至った。この場合のき裂発生モードはせん断応力支配となる。両振り捩り疲労試験は負荷回数が最大で106回近くになるまで行ったが、その範囲では応力振幅の減少に伴って、疲労曲線が降下した。なお、ここでの応力振幅は、切欠きの水準によらない公称応力振幅のことで、切欠き底直径(φ17mm)を有する平滑丸棒に疲労試験と同じ大きさの捩りトルクを与えた時に表面に作用する最大せん断応力振幅を意味する。
図13に、上記両振り捩り疲労試験で得られた応力集中係数ατと105回における疲労強度との関係を示す。図示のように、ατの減少に伴って疲労強度は向上したが、図中に破線で示すように、ατ≦2.1では疲労曲線の勾配が大きく、ατを減少させた時の疲労強度の向上がより顕著に現れることが判明した。
以上から、き裂発生が引張応力、せん断応力のどちらに支配される場合であっても応力集中緩和によって疲労強度が向上し、特に引張応力に対してはασ≦2.7で、また、せん断応力に対してはατ≦2.1でより応力集中の緩和効果が高まることが判明した。従って、双方の破損モードで疲労破壊する雄スプライン部の拡径部においては、そこに集中する第1主応力の最大値σ1maxを基準応力τ0の2.7倍以下(σ1max≦2.7τo)、軸方向のせん断応力の最大値τθzmaxを基準応力τ0の2.1倍以下(τθzmax≦2.1τ0)となるよう形状をチューニングすることが望ましい。ここで、基準応力τ0は、トルクTと、図6に示す雄スプライン部の谷部底の直径doと、雄スプライン部の内径di(スプライン部が中空の場合。中実の時はdi=0となる)とに対し、以下で与えられる値である。
τ0=16Tdo/[π(do 4−di 4)]
本発明者らが拡径部の形状を種々チューニングした結果、雄スプライン部の拡径部の円周方向両側にアール部を設け、アール部の曲率半径を反軸端側に向けて徐々に大きくすれば、σ1max≦2.7τo、およびτθzmax≦2.1τ0を満足できることが判明した。
次に、図10(a)および図11(a)の切欠き疲労試験片と同じ成分(図9参照)の素材を用いて、両軸端に雄スプライン部を有するシャフト形状試験片を製作し(図17a参照)、この試験片を用いて両振り捩り疲労試験および片振り捩り疲労試験を行った。試験片は、図17bに示すインボリュートスプライン諸元に準じ、本発明品相当と従来品相当の2種類を製作した。これら試験片には、その全体に大気中の同一条件で高周波焼入れおよび焼戻しが施されている。両振り捩り疲労試験は850〜1300Nmの範囲の4水準で行い、片振り捩り疲労試験は1250〜2000Nmの範囲の4水準の最大捩りトルクを付与している。図18に両振り捩り疲労試験で得られたT/N線図、図19に片振り疲労試験で得られたT/N線図を示す。両図からも明らかなように、本発明品では、従来品に対して両振り捩り疲労および片振り捩り疲労の双方で大幅な疲労強度の向上を達成することができる。
以上から、本発明は、以下の事項によって特徴付けられるものである。
(I)雄側部材の外周に設けられ、谷部の軸方向一端側にその外径寸法を徐々に拡径させた拡径部を有する雄スプライン部と、雌側部材の内周に設けられ、雄スプライン部と嵌合する雌スプライン部とを有する動力伝達スプラインにおいて、雄スプライン部の拡径部の円周方向両側にアール部を設け、アール部の曲率半径を軸方向一端側に向けて徐々に大きくする。
(II)トルクTが負荷されたときに、雄スプライン部の拡径部に作用する第1主応力、および軸方向のせん断応力の最大値をそれぞれσ1max、τθzmaxとし、トルクT、雄スプライン部の谷部の直径do、雄スプライン部の内径diに対し、1)式で与えられる基準応力τ0とするとき、下記2)式と3)式を同時に満たすようにする。
τ0=16Tdo/[π(do 4−di 4)] …1)
σ1max≦2.7τo …2)
τθzmax≦2.1τ0 …3)
本発明者が検証したところ、以上の構成においては、アール部の曲率半径の増加率をdR/dL、拡径部の軸方向断面の内径端と外径端を結ぶ直線の角度をθとするとき、それぞれの値を0.05≦dR/dL≦0.60、および5°≦θ≦20°の範囲に設定するのが望ましいことが判明した。
以上のように、本発明によれば、雄スプライン部における引張応力集中とせん断応力集中の双方を緩和させることができる。従って、より高い疲労強度を有する動力伝達スプラインの提供が可能となる。
以下、本発明の実施の形態を、添付図面を参照して説明する。
図1は、動力伝達軸2を内輪3に結合した等速自在継手1を示す。この等速自在継手1は、一方の動力伝達軸2に固定される内輪3、内輪3の外径側に配置され、他方の動力伝達軸9に固定される外輪4、内輪3と外輪4との間でトルクを伝達するトルク伝達部材としてのボール5を主要構成要素とする。図示例の等速自在継手は、ツエッパ型と称される固定型のもので、内輪3の外周に形成されたトラック溝3aと外輪4の内周に形成されたトラック溝4aとで形成されるボールトラックにボール5を配置し、円周方向等配位置に配置した複数のボール5をケージ7で保持したものである。等速自在継手1としては、図示例のものに限定されず、他の固定型等速自在継手(アンダーカットフリー型等速自在継手等)、さらにはトリポード型等速自在継手をはじめとする摺動型等速自在継手も使用可能である。
雄側部材となる動力伝達軸2は、炭素量0.30〜0.60wt%程度の中炭素鋼で形成される。C量が0.30wt%を下回ると、高周波焼入れしても安定した高硬度を得ることができず、0.60wt%を越えると、素材硬度が上昇して後述の雄スプライン部Smを転造等で成形する際の加工性が低下する。
動力伝達軸2の軸端外周には、雄スプライン部Smが形成される。この雄スプライン部Smの歯を、図3に示すように雌側部材、たとえば内輪3の内周に形成された雌スプライン部Sfと嵌合させることによって、動力伝達軸2と内輪3とがトルク伝達可能に結合されている。内輪3は、例えば内輪3の反軸端側(図3の左側)の内径端部を動力伝達軸2外周の肩部24に当接させ、かつ軸端側(図3の右側)の内径端部を、例えば止め輪8(図1参照)で係止することによって、動力伝達軸2に対して軸方向で位置決め固定される。図1では、雄スプライン部Smを中実の動力伝達軸2の外周に形成した場合を例示しているが、図6に示すように内径diの中空軸の外周に形成することもできる。
図2、図3、および図6に示すように、動力伝達軸2の雄スプライン部Smは、軸方向に延びる谷部21と山部22とを円周方向に交互に有する。この実施形態の雄スプライン部Smは、転造加工で形成されたいわゆる切上りタイプで、各谷部21は、軸方向で同径寸法のストレート部21aと、その反軸端側に形成された拡径部21bとで構成される。各山部22も同様に、軸方向で同径寸法のストレート部22aと、その反軸端側に形成された縮径部22bとで構成される。図4に示すように、拡径部21bと縮径部22bの始端は軸方向で同じ位置にあり、かつその終端も軸方向で同じ位置にある。この雄スプライン部Smは冷間鍛造で成形することもでき、この場合は、通常、山部22の縮径部22bは形成されず、山部22の反軸端側は全体が同一外径寸法となる。成形後の雄スプライン部Smには、高周波焼入れ等による熱処理が施され、さらに必要に応じてショットピーニングが施される。
図3に示すように、内輪3の内周に形成された雌スプライン部Sfの谷部31は、同径寸法で反軸端側の端部まで形成されている。一方、山部32は、小径部32a、大径部32b、小径部32aと大径部32bの間の立ち上り部32cを有する。大径部32bの内径寸法は、雄スプライン部Smの山部22の最大外径寸法(ストレート部22aの外径寸法)よりも小さく、雄スプライン部Smの反軸端側に形成された動力伝達軸2の平滑部25の外径寸法よりも大きい。
雄スプライン部Smと雌スプライン部Sfとを互いに嵌合させると、雄スプライン部Smの歯面23と、雌スプライン部Sfの歯面(図示省略)とが強く圧接する。この時の両歯面の嵌合部(散点模様で表す)は、図3に示すように、拡径部21bの外径側領域にも及んでいる。
なお、図3では、拡径部21bおよび縮径部22bの軸方向断面を何れも直線的なテーパ状に形成した場合を例示しているが、両者の軸方向断面を曲線状に形成することもできる。また、直線状と曲線状の複合形状とすることもできる。
図2に示すように、本発明において雄スプライン部Smの拡径部21bは、その円周方向両側に形成されたアール部21b1(散点模様で示す)と、アール部21b1の間に形成された平面状の平坦部21b2とで構成される。アール部21b1は半径方向断面が円弧状をなし、その円周方向両側は歯面23および平坦部21b2に滑らかにつながっている。
図4は、雄スプライン部Smのうち、拡径部21b付近を示す平面図、図5a〜図5dは、図4におけるA−A線、B−B線、C−C線、D−D線の各断面図である。図5aに示すように、谷部21のストレート部21aと歯面23とをつなぐアール部の曲率半径RAは、拡径部21bとの境界部に至るまで一定である。図5b〜図5dに示すように、拡径部21bでは、アール部21b1の曲率半径が、境界部の曲率半径RAよりも大きく、かつ反軸端側ほど徐々に大きくなっている(RA<RB<RC<RD)。また、図4に示すように、アール部21b1の境界線が山部の稜線と交わって歯面23が無くなる位置までは、アール部21b1の円周方向の幅寸法は反軸端側(図面上方)に向けて徐々に拡大し、これを超えると幅寸法は徐々に縮小している。平坦部21b2の円周方向の幅寸法も反軸端側に向けて徐々に拡大している。
図4中のLは、拡径部21bのアール部21b1において、その曲率半径の中心を通る線の方向にとった座標を示す。アール部21b1の曲率半径の増加率は、dR/dLで表され、本実施形態ではdR/dL=0.18に設定している。また、図4中のθは、拡径部21bの軸方向断面の内径端と外径端を結ぶ直線の傾斜角を表し、本実施形態ではθ=8.3°に設定している。
図14〜図16に、上記特許文献1(特開2005−147367号公報)に記載された雄スプライン部Sm’、すなわち、拡径部21b’と歯面23’の境界にアール部21b1’を形成し、かつアール部21b1’の曲率半径を軸方向全長にわたって一定とした雄スプライン部Sm’を示す(なお、図14〜図16では、図2〜図4に表された部位と対応する部位に(’)を加えた同一符号を付している)。
図2に示す雄スプライン部Sm(本発明品)と図14に示す雄スプライン部Sm’(従来品)のそれぞれについてFEM解析を行い、それぞれについて第1主応力の最大値σ1maxとせん断応力の最大値τθzmaxを求め、これらを上記基準応力τ0で除した値を算出した。
このFEM解析は、3次元線形弾性解析であり、解析ソフトとして “I-deas Ver.10”を使用した。解析モデルは、図20に示すように、雄スプライン部Sm、Sm’の1つの谷部21、21’を含む線形弾性体で、モデル長は100mmである。図21に、この解析モデルに付したメッシュを示す。各要素は4面体二次要素で、総要素数は約20万個、総接点数は約30万個である。要素長は、主要部分P(雄スプライン部Sm、Sm’を含む部分で)で0.2mm以下とし(最小要素長は0.05mm)、主要部分P以外で0.5mmとした。図22は、主要部分Pのメッシュを拡大して示す図であり、同図(a)が図2に対応した本発明品を表し、同図(b)が図14に対応した従来品を表す。図23に示すように、解析モデルの反軸端側端面MにRigid要素を作成し、この端面Mの中心軸O上にトルクTを負荷した。但し、モデルとして、1/歯数モデルを使用しているので、負荷トルクは、実際のトルクの1/歯数である。図24に示すように、解析モデルは、谷部21の中心を通る半径方向軸を対称軸とした形状で、円周方向の両側面Wの全接点を周期対称としている。なお、図25に示すように、解析モデルの相手部材との接触面(散点模様で示す)では、その法線方向の変位が拘束されている。
第1主応力σ1の解析結果を図26に示し、軸方向せん断応力τθzの解析結果を図27に示す。なお、図26および図27の何れでも、(a)図が本発明品モデルを表し、(b)図が従来品モデルを示す。この解析結果から、従来品では、σ1max/τ0=3.03であるのに対し、本発明品では、σ1max/τ0=2.48となり、従来品より引張応力に対する応力集中の緩和効果が高まることが判明した。これは、本発明品では、歯面23の終端近傍におけるアール部21b1の曲率半径が、従来品の対応部位での曲率半径よりも大きくなるためと考えられる。先に説明したように、引張応力に対する応力集中係数ασが2.7以下であれば、応力集中の緩和効果が顕著となるので、σ1max/τ0≦2.7の本発明品であれば、従来品に比べ、引張り応力に対する疲労強度を大幅に増大させることが可能である。
また、従来品では、τθzmax/τ0=2.28であるのに対し、本発明品ではτθzmax/τ0=1.74となり、従来品より軸方向のせん断応力に対する応力集中の緩和効果も高まることが判明した。上記のとおり、せん断応力に対する応力集中係数ατが2.1以下であれば、応力集中の緩和効果が顕著となるので、τθzmax/τ0≦2.1である本発明品は、従来品に比べ、せん断応力に対する疲労強度を大幅に向上させることができる。このように本発明によれば、引張応力およびせん断応力の双方に対して高い応力集中緩和効果を得ることができ、動力伝達スプラインの疲労強度を高めることが可能となる。
本発明者がさらに解析したところ、図4に示すアール部21b1の曲率半径の増加率dR/dLが0.05≦dR/dL≦0.60であり、かつ拡径部21bの傾斜角θが5°≦θ≦20°の範囲であれば、σ1max/τ0≦2.7、τθzmax/τ0≦2.1を満足できることが判明した。
図14に示すように、従来品では、最大せん断応力τθzmaxが拡径部21b’の起点の中心線上で生じる。このように、中心線上で最大せん断応力が発生すると、動力伝達軸2が正逆両方向のトルクを伝達する際、正逆何れの回転時にも同じ部位に最大せん断応力が生じるため、それだけ疲労破壊が進展し易くなる。これに対し、本発明品では、図2に示すように、最大せん断応力τθzmaxは、拡径部21bの起点よりも反軸端側の双方のアール部21b1で生じる。そのため、正回転時と逆回転時で最大せん断応力の発生部位が異なり、従って、疲労破壊の進展速度も抑制することが可能となる。以上から、本発明品は、トルクの伝達方向が頻繁に切り替わる用途、例えば車両の前進・後退に応じてトルク伝達方向が反転するドライブシャフトのような用途に特に好適なものとなる。
以上に述べたアール部21b1を有する拡径部21bは、転造加工時に使用する転造ラックに、当該拡径部21bに対応した形状の成形部を形成することにより、雄スプライン部Smの歯と同時に形成することができる。雄スプライン部をプレス加工で冷間鍛造する場合も同様に、プレス加工用のダイスに拡径部21bの形状に対応した成形部を予め形成することにより、雄スプライン部Smの歯と同時にアール部21b1を成形することができる。
図7に本発明の他の実施形態を示す。この実施形態は、雄スプライン部Smもしくは雌スプライン部Sf(図面では雄スプライン部Sm)のうち、何れか一方の歯に軸心方向に対して捩れ角βを持たせた実施形態であり、嵌合後の両スプライン部Sm、Sf間のガタ詰めに有効な手法である。捩れ角βを設けた場合、トルク伝達側の歯面同士の接触圧力が高まり、これに伴って拡径部に集中する引張応力、せん断応力も高くなるため、疲労強度の低下を招く。この観点から、従来品では、捩れ角βの上限は実質15’が限度とされてきた。これに対し、本発明品では、上記のとおり動力伝達スプラインの疲労強度を大幅に高めることができるので、15’以上の捩れ角βをとることができ、高いガタ詰め効果を得ることが可能である。
上述の実施形態では、雄スプライン部Smとして、拡径部21bの円周方向幅を反軸端側で徐々に拡大させたいわゆる「槍形タイプ」を例示しているが、これに限らず、拡径部21bの円周方向幅を一定にしたいわゆる「舟形タイプ」の雄スプライン部Smに本発明を適用することもできる。この場合も、拡径部21bの円周方向両側にアール部を設け、かつアール部の曲率半径を反軸端側ほど徐々に大きくすることにより、本発明と同様の効果が得られる。
以上の実施形態で示した雄スプライン部Smは、等速自在継手1の内輪3に結合した動力伝達軸2に設けたものであったが、同様の雄スプライン部Smは、例えば外輪4と一体又は別体の動力伝達軸9(図1参照)に形成することもできる。
以上、本発明の実施形態につき説明したが、本発明の特徴は形状の改善による応力集中係数の緩和であって、前記実施形態に限定されることなく、様々な材質にも適用が可能である。例えば、焼入れ硬化しない鋼で形成される動力伝達スプラインであってもよい。さらには、非鉄金属、セラミック材料、樹脂材料などで形成される動力伝達スプラインであってもよい。
1 等速自在継手
2 動力伝達軸(雄側部材)
3 内輪(雌側部材)
4 外輪
5 トルク伝達ボール
7 保持器
21 谷部
21a ストレート部
21b 拡径部
21b1 アール部
21b2 平坦部
22 山部
23 歯面
24 肩部
25 平滑部
Sm 雄スプライン部
Sf 雌スプライン部
2 動力伝達軸(雄側部材)
3 内輪(雌側部材)
4 外輪
5 トルク伝達ボール
7 保持器
21 谷部
21a ストレート部
21b 拡径部
21b1 アール部
21b2 平坦部
22 山部
23 歯面
24 肩部
25 平滑部
Sm 雄スプライン部
Sf 雌スプライン部
Claims (3)
- 雄側部材の外周に設けられ、谷部の軸方向一端側にその外径寸法を徐々に拡径させた拡径部を有する雄スプライン部と、雌側部材の内周に設けられ、雄スプライン部と嵌合する雌スプライン部とを有する動力伝達スプラインにおいて、
雄スプライン部の拡径部の円周方向両側にアール部を設け、アール部の曲率半径を軸方向一端側に向けて徐々に大きくしたことを特徴とする動力伝達スプライン。 - トルクTが負荷されたときに、雄スプライン部の拡径部に作用する第1主応力、および軸方向のせん断応力の最大値をそれぞれσ1max、τθzmaxとし、トルクT、雄スプライン部の谷部の直径do、雄スプライン部の内径diに対し、1)式で与えられる基準応力τ0とするとき、下記2)式と3)式を同時に満たす請求項1記載の動力伝達スプライン。
τ0=16Tdo/[π(do 4−di 4)] …1)
σ1max≦2.7τo …2)
τθzmax≦2.1τ0 …3) - アール部の曲率半径の増加率をdR/dL、拡径部の軸方向断面の内径端と外径端を結ぶ直線の角度をθとするとき、それぞれの値が
0.05≦dR/dL≦0.60、
5°≦θ≦20°
の範囲にある請求項2記載の動力伝達スプライン。
Priority Applications (4)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2006245905A JP2008064297A (ja) | 2006-09-11 | 2006-09-11 | 動力伝達スプライン |
PCT/JP2007/067305 WO2008032626A1 (fr) | 2006-09-11 | 2007-09-05 | Cannelure de transmission de puissance |
EP07806748A EP2060813A4 (en) | 2006-09-11 | 2007-09-05 | POWER TRANSMISSION ROD |
US12/310,841 US8079912B2 (en) | 2006-09-11 | 2007-09-05 | Power transmission spline |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2006245905A JP2008064297A (ja) | 2006-09-11 | 2006-09-11 | 動力伝達スプライン |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2008064297A true JP2008064297A (ja) | 2008-03-21 |
Family
ID=39287178
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2006245905A Withdrawn JP2008064297A (ja) | 2006-09-11 | 2006-09-11 | 動力伝達スプライン |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2008064297A (ja) |
-
2006
- 2006-09-11 JP JP2006245905A patent/JP2008064297A/ja not_active Withdrawn
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
US8079912B2 (en) | Power transmission spline | |
WO2000005514A1 (fr) | Mecanisme de transmission de puissance | |
JP2008095845A (ja) | 動力伝達スプライン | |
JP2009121673A (ja) | 等速自在継手 | |
JP4271301B2 (ja) | 動力伝達機構 | |
JP2009216173A (ja) | 動力伝達スプライン | |
JP3424035B2 (ja) | 等速ボールジョイントの外輪 | |
JP2007255461A (ja) | 等速自在継手 | |
JP5259064B2 (ja) | 動力伝達シャフト | |
JP2008064294A (ja) | 固定型等速自在継手 | |
JP2008095805A (ja) | 動力伝達シャフト | |
JP2008064297A (ja) | 動力伝達スプライン | |
EP2154389B1 (en) | Fixed constant velocity universal joint and method of producing outer ring of the joint | |
JP2008240968A (ja) | 動力伝達シャフト | |
JP2008196013A (ja) | 動力伝達シャフト | |
JP2009121502A (ja) | 等速自在継手 | |
JP2008256203A (ja) | 動力伝達シャフト | |
JP2008196592A (ja) | 動力伝達シャフト | |
JP2006275171A (ja) | 固定型等速自在継手 | |
JP2008286315A (ja) | 動力伝達シャフト | |
JP5917249B2 (ja) | 等速自在継手の内方部材およびその製造方法 | |
JP2008240971A (ja) | 動力伝達シャフト | |
JP2008128408A (ja) | 動力伝達シャフト | |
JP2008064295A (ja) | 摺動型等速自在継手 | |
JP2008128407A (ja) | 固定型等速自在継手 |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20091201 |