Tripodegelenk

Die Erfindung bezieht sich auf ein Tripodegelenk umfassend einen Tripodestern mit radial abstehenden Zapfen, Rollelemente, die an den Zapfen des Tripodesterns um eine radial vom Tripodestern abstehende Längsachse des jeweiligen Zapfens drehbar gelagert sind, Nadeln, welche in einem Ringraum, der zwischen einem Außenumfang des Zapfens und dem Innenumfang des Rollelements gebildet wird, in Umfangsrichtung um den Zapfen herum angeordnet sind, um das Rollelement an dem Zapfen zu lagern, und an ihrem Stirnende jeweils eine Vorwölbung als Nadelkopf aufweisen, einen Stützring die Nadeln eines Ringraums, welcher den Ringraum in Richtung der Längsachse des Zapfens radial außenseitig begrenzt, um ein Nachaußenwandern der Nadeln einzuschränken, wobei die Nadelköpfe der Nadeln mit einer Anschlagfläche des Stützrings in Kontakt gelangt, und einen Sprengring, der in einer Nut angeordnet ist und ein Widerlager in Längsrichtung des Zapfens nach außen für den Stützring bildet.

Ein derartiges Tripodegelenk ist aus JP 2000220655 A sowie auch aus DE 102020 102 218 A1 bekannt. Bei diesen Tripodegelenken ist allerdings die Axialsicherung der Nadeln problematisch. Zum einen kann bei hohen Axialkräften an den Nadeln, d.h. in Längsrichtung des Zapfens die Sicherung überwunden werden. Zum anderen wird der Stützring insbesondere bei Fahrzeugen, welche zum Zweck der Energierückgewinnung beim Bremsen rekuperieren, erhöhten Belastungen ausgesetzt.

Eine entsprechend massivere Ausführung des Stützrings und Sprengrings würde eine größere Höhe des die Nadeln aufnehmenden Ringraum sowie Nadeln mit größerem Durchmesser bedingen, was sich wiederum in insgesamt größeren Abmessungen des Gelenks und einem höheren Bauteilgewicht niederschlagen würde.

Das von einem Tripodegelenk zu übertragende Drehmoment führt zu einer Kraft zwischen einer Laufbahn am Gelenkaußenteil und dem am Gelenkinnenteil bzw. Tripodestern drehbar gelagerten Rollelement 13. Über die Nadeln 14 wird diese Kraft auf den Zapfen 12 des Tripodesterns übertragen. Zudem kommt es bei einem Ausgleich eines Winkelversatzes zwischen dem Gelenkaußenteil und dem Gelenkinnenteil zu einer axialen Verschiebung zwischen dem über seine äußere Kontaktfläche in der Laufbahn des Gelenkaußenteils zentrierten Rollelements zur Nadellauffläche des Tripodestern. Dadurch entstehen an den Nadeln Reibkräfte FNR und FNZ (vgl. Fig. 1). Wenn die Nadeln 14 vom Rollelement 13 in Richtung Stützring 16 mitgenommen werden, kann es zur Begrenzung des Nadelwegs durch die axiale Nadelsicherung aus dem Stützring 16 und dem Sprengring 17 kommen. Hierbei wirken Stützkräfte FNS zwischen dem Stützring und den Köpfen der Nadeln. Zudem dient die axiale Sicherung dazu, den Verlust von Nadeln und Rollelementen, insbesondere vor der Montage in das Gelenkaußenteil, zu verhindern. Generell kommt es zu einer räumlichen Ausprägung der Last über mehrere Nadeln, d.h. es treten Stützkräfte an mehreren Nadeln gleichzeitig auf. Für die bessere Nachvollziehbarkeit der Gedankengänge sind die Darlegungen im Folgenden jedoch auf eine Schnittebene reduziert.

Für eine kompakte und kostengünstige Bauweise eines Tripodegelenks sind relativ kleine Durchmesser dN der Nadeln vorteilhaft. Dies wiederum hat Auswirkungen auf den verfügbaren Bauraum für den Stützring und den Sprengring. Wie aus Fig. 1 ersichtlich ist, kommt es zu einem Überschieben des Rollelements 13 über den Stützring 16. Hierdurch wird der maximale äußere Durchmesser dßa des Stützrings 16 begrenzt. Bei der Montage des Sprengrings 17 sitzt dieser auf dem Durchmesser dz der Nadellauffläche des Zapfens 12 des Tripodestern. Der Sprengring 17 muss unter dem Stützringinnendurchmesser dßi durch den Spalt s zur Nadellauffläche hindurch geführt werden, um in die Nut des Zapfens am Tripodestern zu gelangen. Dies ist bei der Konfiguration der Höhe des die Nadeln 14 aufnehmenden Ringraums 15 zu berücksichtigen.

Soll der Stützring durch Stanzen und Biegen aus Blechmaterial mit näherungsweise konstanter Blechstärke hergestellt werden, so ergibt sich die maximale Blechstärke tmax gemäß folgender Formel: tmax = dN-dS

Gerade elektrifizierte Antriebe stellen eine stärkere Beanspruchung des axialen Sicherungsmechanismus der Nadeln dar, da in elektrifizierten Antrieben rekuperiert wird. Dies führt für das Tripodegelenk zu einer Beanspruchung im Zug- und Schubbetrieb. Der Stützring wird im Betrieb um die Drehachse des Tripodesterns gedreht. Dadurch verteilt sich die Mehrbelastung über den Stützring, der ertüchtigt werden muss. Die Nadellaufflächen hingegen sind zur Belastungsrichtung orientiert, so dass eine Mehrbelastung aus einem erhöhten Schubbetrieb zu keiner zusätzlichen Beanspruchung der Nadellaufflächen des Tripodesterns führt, welche im Zugbetrieb im Kraftfluss stehen. Für den Stützring gilt dies allerdings nicht. Dieser ist einer erhöhten Belastung ausgesetzt. Die Axialsicherung der Nadeln muss folglich so konzipiert werden, dass der Sprengring sicher in der Nut verbleibt.

Je nach Lage der Kontaktpunkte zwischen dem Stützring und den Nadelköpfen einerseits und dem Stützring und dem Sprengring andererseits wird der Stützring 16 zudem auf Biegung beansprucht. Wie Fig. 1 zeigt, ist die Anlagefläche des Stützrings, welche mit dem vorgewölbten Nadelkopf in Kontakt tritt, normal zur Rotationsachse des Stützrings ausgeführt. Diese Rotationsachse entspricht der Längsachse des zugehörigen Zapfens. Fig. 2 zeigt, welche Konsequenz sich aus der Zentrierung des Sprengrings 17 in der Nut in Kombination mit dem Kontakt des Nadelkopfs an der Anlagefläche ergibt. Es besteht zunächst kein Gleichgewicht der Kräfte, weshalb es in der Folge zur Bewegung des Stützrings 16 kommt, bis das Gleichgewicht der Kräfte durch die Verschiebung der Kontakte zwischen dem Stützring und dem Sprengring sowie dem Nadelkopf und dem zusätzlichen Kontakt des Stützrings auf der gegenüberliegenden Seite hergestellt ist. Der Gleichgewichtszustand bedeutet für den Stützring eine Biegebelastung, da die Kraftwirkungslinien ki und k2 einen Abstand zueinander aufweisen. Liegt der Stützring über eine Fase gegen den Sprengring an, wie dies in Fig. 2a gezeigt ist, entsteht zusätzlich eine Biegebeanspruchung aus einer radialen Kraftkomponente ks, die auf der gegenüberliegenden Seite im Bereich der Nadellauffläche abgestützt wird.

Biegebelastungen führen in der Regel zu höheren Spannungen in Bauteilen als z. B. reine Druck oder Zugbelastungen. Pro Umdrehung des Tripodegelenks kommt es zu einem Verschieben des Rollelements relativ zum Zapfen des Tripodesterns und damit zur Möglichkeit der Nadelanlage am Stützring 16. Diese Situation stellt eine schwellende Biegebelastung des Stützrings dar.

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, hier Abhilfe zu schaffen. Insbesondere zielt die Erfindung darauf ab, ein kompaktes Tripodegelenk bereitzustellen, welches ohne Einbußen bei der Lebensdauer erhöhten Belastungskollektiven standhält.

Diese Aufgabe wird durch ein Tripodegelenk gemäß Patentanspruch 1 gelöst. Das erfindungsgemäße Tripodegelenk umfasst einen Tripodestern mit radial abstehenden Zapfen, Rollelemente, die an den Zapfen des Tripodesterns um eine radial vom Tripodestern abstehende Längsachse des jeweiligen Zapfens drehbar gelagert sind, Nadeln, welche in einem Ringraum, der zwischen einem Außenumfang des Zapfens und dem Innenumfang des Rollelements gebildet wird, in Umfangsrichtung um den Zapfen herum angeordnet sind, um das Rollelement an dem Zapfen zu lagern, und an ihrem Stirnende jeweils eine Vorwölbung als Nadelkopf aufweisen, einen Stützring die Nadeln eines Ringraums, welcher den Ringraum in Richtung der Längsachse des Zapfens radial außenseitig begrenzt, um ein Nachaußenwandern der Nadeln einzuschränken, wobei die Nadelköpfe der Nadeln mit einer Anschlagfläche des Stützrings in Kontakt gelangen, und einen Sprengring, der in einer Nut angeordnet ist und ein Widerlager in Längsrichtung des Zapfens nach außen für den Stützring bildet. Es zeichnet sich dadurch aus, dass die Anschlagfläche des Stützrings für die Nadelköpfe der im Ringraum angeordneten Nadeln eine axial in Längsrichtung (Z) des Zapfens (12, 12') abfallende Kontur aufweist, welche sich in Richtung zu den Nadelköpfen der Nadeln hin verjüngt.

Hierdurch wird ohne Änderung der Außenabmessungen eine geringere Biegebelastung des Stützrings erzielt, da der Kontakt mit den Nadelköpfen näher in Richtung der Längsachse des Zapfens und damit in Richtung des Kontakts des Stützrings mit dem Sprengring wandert.

Gemäß einer besonderen Ausführungsart der Erfindung ist die abfallende Kontur der Anschlagfläche ausgewählt aus einer konischen Kontur und einer einwärts gewölbten Kontur. Ersteres ermöglicht eine einfache Fertigung, letzteres reduziert bei Kontakt durch eine Anschmiegung an den vorgewölbten Nadelkopf eine Verminderung der Hertz'schen Pressung.

Gemäß einer weiteren besonderen Ausführungsart der Erfindung weist der Stützring eine der Anschlagfläche gegenüberliegende Kontaktfläche zur Anlage gegen den Sprengring auf, welche eine in gleicher Richtung wie die Anschlagfläche abfallende Kontur aufweist. Dies begünstigt eine stabilere Abstützung der Nadeln, da unter Last der Sprengring verstärkt in die Nut gedrängt wird. Die Konturierung an sich, - nicht die Richtung des Abfalls -, kann dabei gegebenenfalls für die Anschlagfläche und Kontaktfläche unterschiedlich gewählt werden.

Vorzugsweise ist, bei Betrachtung in einer Längsschnittebene des Zapfens, eine Verbindungslinie zwischen dem Kontakt eines Nadelkopfes mit der Anschlagfläche und dem Kontakt zwischen dem Sprengring und der Kontaktfläche am Stützring zur Längsachse des Zapfens angewinkelt.

Als zueinander angewinkelt werden vorliegend zwei Linien oder Ebenen verstanden, die einen kleinsten Schnittwinkel größer als 0° und kleiner als 90° miteinander einschließen

Idealerweise verläuft die Verbindungslinie dabei senkrecht zur Anschlagfläche und/oder Kontaktfläche, wobei kleine Abweichungen in der Größenordnung bis etwa +/- 2° toleriert werden können. Dies begünstigt ebenfalls eine stabilere Abstützung der Nadeln, da unter Last der Sprengring verstärkt in die Nut gedrängt wird, sowie gleichzeitig eine geringe Biegebelastung am Stützring.

Es hat sich ferner gezeigt, dass der Neigungswinkel der Anschlagfläche zur Längsachse des Zapfens 60° bis 80° und weiter bevorzugt 64° bis 80° und noch weiter bevorzugt 69° bis 75° betragen sollte, da die Vorwölbung der Nadelköpfe in der Regel grob toleriert ist. Enge Toleranzen würden den Herstellungsaufwand für die Nadeln deutlich erhöhen. Bei einer gewölbten Fläche ist besagter Neigungswinkel als auf die Tangente im Kontaktpunkt bezogen zu verstehen.

In ähnlicher Weise sollte der Neigungswinkel der Kontaktfläche zur Längsachse des Zapfens 55° bis 80° und weiter bevorzugt 59° bis 80° und noch weiter bevorzugt 69° bis 75° betragen, um besonders günstige Anlageverhältnisse am Sprengring zu erzielen.

Vorzugsweise ist der Stützring als Blechformteil mit im Wesentlichen konstanter Wanddicke ausgeführt, wodurch dieser einfach und kostengünstig durch Stanzen und/oder Biegen hergestellt werden kann.

Gemäß einer weiteren besonderen Ausführungsart der Erfindung fallen die Kraftwirkungslinie des Kontakts zwischen Nadelkopf und Anschlagfläche und die Kraftwirkungslinie zwischen Sprengring und Kontaktfläche zusammen oder es weichen beide um maximal 2° voneinander ab, wobei die Kraftwirkungslinien mit der Längsachse des Zapfens einen Winkel im Bereich von 10° bis 25° einschließen. Auch durch diese Maßnahme können Biegebelastungen am Stützring weitestgehend reduziert werden, ohne dass dazu hierzu eine größere Höhe des Ringraums für die Nadeln erforderlich werden würde.

In einer weiteren Ausführungsvariante verlaufen die Kraftwirkungslinien durch den Mittelpunkt des Ringquerschnitts des Sprengrings.

Als besonders günstig hat sich erwiesen, wenn die Kraftwirkungslinien in einem mittleren Drittel der Nuthöhe der Nut auf die außenseitige Nutseitenwand treffen.

Weiterhin kann die Anschlagfläche des Stützrings in einen zylindrischen Wandabschnitt desselben übergehen, dessen Außendurchmesser kleiner ist als der maximale Innendurchmesser des Ringraums. Der Stützring kann sich so in den Ringraum zwischen Rollelement und Zapfen hineinerstrecken. Andererseits werden im Betrieb Kollisionen zwischen dem Rollelement und dem Stützring vermieden.

An den zylindrischen Wandabschnitt kann ferner ein abgewinkelter Wandabschnitt anschließen, dessen maximaler Außendurchmesser größer ist als der maximale Innendurchmesser des Ringraums. Dies vermeidet bei der Montage ein Herunterrutschen des Rollelements vom Tripodestern.

Gemäß einer weiteren besonderen Ausführungsart sind die Anschlagfläche und die Kontaktfläche bei Betrachtung in einer Längsschnittebene des Zapfens parallel zueinander. Dies vereint eine geringe Biegebelastung des Stützrings mit einer stabilen Abstützung der Axialsicherung der Nadeln sowie einer einfachen Herstellung.

Sämtliche Abmessungen und geometrischen Beziehungen in der vorliegenden Offenbarung beziehen sich auf eine konstruktionsgemäße Mittelstellung sämtlicher Komponenten des Gelenks. Insbesondere befindet sich dieses hierbei in ungebeugtem Zustand, wobei die Rollelemente, Nadeln, Stütz- und Sprengringe konzentrisch um die jeweilige Längsachse des zugehörigen Zapfens angeordnet sind.

Nachfolgend wird die Erfindung anhand von in der Zeichnung dargestellten Ausführungsbeispielen näher erläutert. Die Zeichnung zeigt in:

Figur 1 eine schematische Darstellung einer herkömmlichen Axialsicherung für die Nadeln eines Tripodegelenks,

Figur 2 das Einstellen eines Kräftegleichgewichts an einem herkömmlichen Tripodegelenk,

Figur 2A das Einstellen eines Kräftegleichgewichts an einem weiteren herkömmlichen

Tripodegelenk,

Figur 3 eine Schnittansicht eines Tripodegelenks nach einem Ausführungsbeispiel der Erfindung quer zur Drehachse des Tripodegelenks,

Figur 4 eine Schnittansicht quer zur Längsachse eines Zapfens des T ripodegelenks,

Figur 5 eine Detailansicht der Axialsicherung der Nadeln nach der Erfindung, Figur 6 verschiedene Varianten für den Querschnittsverlauf des Stützrings,

Figur 7 eine Variante eines Stützrings mit einwärts gewölbter Anlagefläche für die Nadeln, und in

Figur 8 ein zweites Ausführungsbeispiel eines Tripodegelenk nach der Erfindung.

Die Figuren 3 bis 5 zeigen ein erstes Ausführungsbeispiel für ein Tripodegelenk 1 nach der Erfindung.

Das Tripodegelenk 1 ermöglicht eine Drehmoment- und Drehzahlübertragung zwischen zwei Wellen bei gleichzeitigem Ausgleich von Winkel- und Längenversatz zwischen den Wellen.

Gelenke dieser Bauart kommen als Gleichlaufverschiebegelenke z. B. in Seitenwellen von Kraftfahrzeugen, insbesondere Personenkraftfahrzeugen, vorzugsweise an der Getriebeseite zum Einsatz. Durch Relativbewegungen zwischen einer Radnabe und einem Getriebeausgang kommt es zu einem Winkel- und Längenversatz der Anbindungspunkte, welcher unter Gewährleistung der Drehmoment- und Drehzahlübertragung durch das Tripodegelenk ausgeglichen wird.

Das Tripodegelenk 1 des ersten Ausführungsbeispiels umfasst ein Gelenkinnenteil in Form eines Tripodesterns 10 mit einem Wellenabschnitt 11 sowie von dem Wellenabschnitt 11 radial abstehenden Zapfen 12. Die Zapfen 12 sind in Umfangsrichtung mit gleichem Abstand zueinander angeordnet. Ihre Längsachsen Z verlaufen im Wesentlichen radial zur Drehachse A des Gelenkinnenteils bzw. Tripodesterns 10. Vorzugsweise liegen diese wie bei dem dargestellten Ausführungsbeispiel in einer gemeinsamen Ebene.

Weiterhin umfasst das Tripodegelenk 1 am Tripodestern 10 drei Rollelemente 13, die jeweils an einem der Zapfen 12 um die Längsachse Z desselben drehbar gelagert sind. Vorzugsweise bilden die Rollelemente 13 eine profilierte, rotationssymmetrische Außenumfangsfläche 13a aus. Die Anzahl der Rollelemente 13 kann auch kleiner oder größer als dargestellt sein.

Das Tripodegelenk 1 umfasst ferner ein Gelenkaußenteil 20 mit einem Eingriffsabschnitt für die Rollelemente 13. Der Eingriffsabschnitt ist beispielsweise hülsenartig ausgebildet und kann über seine Axiallänge ein konstantes Querschnittsprofil aufweisen. Insbesondere weist der Eingriffsabschnitt an seinem Innenumfang parallel zur Drehachse B des Gelenkaußenteils 20 verlaufende Laufbahnpaare mit einander in Umfangsrichtung gegenüberliegenden Laufbahnen 21a und 21b auf. Diese Laufbahnen 21a und 21b stehen mit den Außenumfangsflächen 13a der Rollelemente 13 in Eingriff, wobei je nach Drehrichtung und Betriebssituation eine der Laufbahnen 21a lasttragend und die gegenüberliegende Laufbahn 21b im Wesentlichen entlastet ist.

Die Lagerung der Rollelemente 13 an den Zapfen 12 erfolgt jeweils unter Zwischenschaltung eines Wälzlagers, welches vorliegend als Nadellager ausgeführt ist. Hierzu weist das Tripodegelenk 1 Nadeln 14 auf, die in einem Ringraum 15, der zwischen einem Außenumfang des Zapfens 12 und dem Innenumfang des Rollelements 13 liegt, in Umfangsrichtung um den Zapfen 12 herum angeordnet sind. Die Nadeln 14 weisen an ihrem Stirnende jeweils eine Vorwölbung als Nadelkopf 14a auf.

Bei dem dargestellten ersten Ausführungsbeispiel wird der Ringraum 15 durch eine Innenumfangsfläche 13b des Rollelements 13 und eine Außenumfangsfläche 12a des Zapfens 12 begrenzt, welche gleichzeitig die Laufflächen für die Nadeln 14 bilden.

Zur Axialsicherung der Nadeln 14, d.h. zur Einschränkung eines Nachaußenwanderns derselben in Längsrichtung Z des Zapfens 12 weist das Tripodegelenk 1 eine Sicherungseinrichtung auf, welche einen Stützring 16 sowie einen Sprengring 17 umfasst. Beide sind als separate Bauteile ausgebildet.

Während der Stützring 16 lose auf dem Zapfen 12 sitzt, d.h. über etwas Spiel zu dem Zapfen 12 verfügt und beispielsweise gegenüber einer Normalebene zur Längsachse Z etwas verkippt werden kann, ist der Sprengring 17 in einer Nut 12b des Zapfens 12 festgelegt, welche konzentrisch um die Längsachse Z des Zapfens 12 eingestochen ist. Der Sprengring 17 bildet dabei ein Widerlager für den Stützring 16 in Längsrichtung Z des Zapfens 1, d.h. in Bezug auf den Tripodestern 10 radial nach außen.

Der Stützring 16 für die Nadeln 14 innerhalb des Ringraums 15 weist eine Anschlagfläche 16a auf, welche zu den gewölbten Köpfen 14a der Nadeln 14 orientiert ist, sowie eine dieser gegenüberliegende Kontaktfläche 16b zur Abstützung gegen den Sprengring 17.

Die Anschlagfläche 16a des Stützrings 16 für die Köpfe 14a der im Ringraum 15 angeordneten Nadeln 14 weist vorliegend eine axial in Längsrichtung Z des Zapfens 12 abfallende Kontur auf, welche sich in Richtung zu den Köpfen 14a der Nadeln 14 hin verjüngt. Die Anschlagfläche 16a weicht dementsprechend von einer zur Längsachse Z normalen Ebene ab. Bei dem dargestellten Ausführungsbeispiel besitzt die Anschlagfläche 16a eine konische Kontur, kann jedoch auch einen anderen, sich über einen Axialweg in Richtung der Längsachse abfallenden Verlauf aufweisen, beispielsweise einwärts gewölbt sein, um die Hertz'sche Pressung mit dem vorgewölbten Nadelkopf 14a zu verringern.

Dementsprechend ist bei dem dargestellten ersten Ausführungsbeispiel die Anschlagfläche 16a des Stützrings 16 in der Längsschnittebene der Zapfens 12, wie in Fig. 5 dargestellt, zur Längsachse Z des Zapfens 12 um einen Winkel ß angewinkelt. Im Vergleich zu einer zur Längsachse Z senkrechten Anschlagfläche wandert hierdurch der Kontakt K _N zu den Nadelköpfen 14a näher in Richtung der Längsachse Z und damit näher in Richtung des Kontakts K _s zwischen dem Sprengring 17 und dem Stützring 16. Hierdurch werden etwaige Biegebelastungen des Stützrings 16 verringert.

Die der Anschlagfläche 16a gegenüberliegende Kontaktfläche 16b ist ebenfalls zur Längsachse Z des Zapfens 12 angewinkelt und zwar bevorzugt in im Wesentlichen gleicher Weise wie die Anschlagfläche 16a. Unter Last wird hierdurch der Sprengring 17 verstärkt in die Nut 12b des Zapfens 12 gedrängt, so dass hohe Kräfte in Axialrichtung der Nadeln 14 und damit radial zum Tripodestern 10 aufgenommen werden können.

Wie Figur 5 entnommen werden kann, ist bei Betrachtung in der Längsschnittebene des Zapfens 12 eine Verbindungslinie I zwischen dem Kontakt KN eines Nadelkopfes 14a mit der Anschlagfläche 16a und dem Kontakt Ks zwischen dem Sprengring 17 und der Kontaktfläche 16b am Stützring 16 zur Längsachse Z des Zapfens 12 um einen Neigungswinkel a angestellt.

Der Neigungswinkel ßN der Anschlagfläche 16a für die Nadeln 14 zur Längsachse Z des Zapfens 12 beträgt 60° bis 80°, weiter bevorzugt 64° bis 80° und noch weiter bevorzugt 69° bis 75°.

Der Neigungswinkel ß _s der Kontaktfläche 16b für den Sprengring 17 zur Längsachse Z des Zapfens 12 beträgt 55° bis 80°, weiter bevorzugt 59° bis 80° und noch weiter bevorzugt 69° bis 75°.

Vorzugsweise sind die Neigungswinkel ON und Os gleich oder zumindest annähernd gleich. Dies hat fertigungstechnische Vorteile, da dann der Stützring 16 als einfaches Blechformteil mit konstanter Wanddicke hergestellt werden kann. Die Anschlagfläche 16a und die Kontaktfläche 16b sind bei Betrachtung in einer Längsschnittebene des Zapfens 12 idealerweise parallel zueinander sind. Jedoch ist dies nicht zwingend. Durch etwas unterschiedliche Neigungswinkel □N und Os kann gegebenenfalls eine noch bessere Anpassung an die Oberflächenkonturierung der gewölbten Nadelköpfe 14a und des Sprengrings 17 erfolgen.

Bei dem dargestellten Ausführungsbeispiel verläuft die Verbindungslinie I im Wesentlichen senkrecht zur Anschlagfläche 16a sowie vorzugsweise auch zur Kontaktfläche 16b, wobei Abweichungen zur Senkrechten von etwa +/- 2° toleriert werden können.

Im Hinblick auf eine geringe Biegebelastung fallen die Kraftwirkungslinie k _N des Kontakts K _N zwischen dem Nadelkopf 14a und der Anschlagfläche 16a mit der Kraftwirkungslinie k _s zwischen dem Sprengring 17 und der Kontaktfläche 16b zusammen. Dabei können Abweichungen von maximal 2° toleriert werden. Gleichzeitig schließen die Kraftwirkungslinien kN und ks mit der Längsachse Z des Zapfens 12 einen Winkel ON/s im Bereich von 10° bis 25° ein.

In einer Abwandlung des Ausführungsbeispiels wird eine über fertigungstechnische Toleranzen hinausgehende Winkelabweichung zwischen den Kraftwirkungslinien kN und ks untereinander vorgesehen. Diese Abweichung wird vorzugsweise auf maximal +/- 10° sowie gegebenenfalls lediglich +/- 5° beschränkt.

Ferner können die Kraftwirkungslinien kN und ks durch den Mittelpunkt M des Ringquerschnitts des Sprengrings 17 verlaufen. Vorliegend ist dieser mit einem kreisförmigen Ringquerschnitt dargestellt. Jedoch sind auch andere Querschnittsformen möglich.

Überdies können die Kraftwirkungslinien kN und ks in Bezug auf die Lage und Abmessungen der Nut 12b derart ausgeführt sein, dass diese in einem mittleren Drittel der Nuthöhe H der Nut 12b auf die außenseitige Nutseitenwand 12c treffen.

Die Anschlagfläche 16a geht in einen zylindrischen Wandabschnitt 16c über, dessen Außendurchmesser kleiner als der maximale Innendurchmesser des Ringraums 15 ist. Der Stützring 16 kann so teilweise in den Ringraum 15 zwischen dem Rollelement 13 und dem Zapfen 12 eingeschoben werden. Kollisionen mit dem Rollelement 13 im Betrieb werden jedoch vermieden. An den zylindrischen Wandabschnitt 16c schließt wiederum ein abgewinkelter Wandschnitt 16d an, dessen maximaler Außendurchmesser größer ist als der maximale Innendurchmesser des Ringraums 15, wodurch bei der Montage eine Verliersicherung gewährleistet wird.

Figur 6 veranschaulicht verschiedene Varianten (a) bis (c) für Konturen des Querschnitts des Stützrings 16.

In der mit (a) bezeichneten ersten Variante verlaufen die Anschlagfläche 16a und die Kontaktfläche 16b im Rahmen üblicher Fertigungstoleranzen parallel zueinander. Der gesamte Stützring 16 weist eine konstante Wanddicke auf. Für die Kontaktfläche 16b muss nicht eigens eine Fase hergestellt werden. Die Anschlagfläche 16a und die Kontaktfläche 16b sind im Kontaktbereich zu den Nadelköpfen 14a und zum Sprengring 17 jeweils konisch ausgebildet, wobei der Anstellwinkel zur Normalebene der Längsrichtung Z 21° beträgt. Dies entspricht einem Neigungswinkel ß _N der Anschlagfläche 16a und einem Neigungswinkel ß _s der Kontaktfläche 16b von jeweils 69°.

In der mit (b) bezeichneten zweiten Variante verlaufen die Anschlagfläche 16a und die Kontaktfläche 16b im Rahmen üblicher Fertigungstoleranzen wiederum parallel zueinander. Im Unterschied zu der ersten Variante gemäß Fig. 6 (a) beträgt der Anstellwinkel der Anschlagfläche 16a und der Kontaktfläche 16b im Kontaktbereich zu den Nadelköpfen 14a und zum Sprengring 17 zur Normalebene der Längsrichtung Z lediglich 15°. Dies entspricht einem Neigungswinkel ßN der Anschlagfläche 16a und einem Neigungswinkel ßs der Kontaktfläche 16b von jeweils 75°.

In der mit (c) bezeichneten dritten Variante ist im Kontaktbereich von Anschlagfläche 16a und Kontaktfläche 16b statt einer Konuskontur eine gekrümmte Kontur R vorgesehen. An der Anschlagfläche 16a ist die Krümmung konkav, d.h. einwärts gewölbt. An der gegenüberliegenden Seite, d.h. an der Kontaktfläche 16b ergibt sich eine konvexe Kontur. Hierdurch wird, wie in Fig. 7 dargestellt, eine gute Anschmiegung der Anschlagfläche 16a an die vorgewölbten Nadelköpfe 14a erzielt. Dies reduziert die Hertz'sche Pressung und mindert die Gefahr eines Verklemmens des Stützrings 16.

In Fig. 6 (c) ist der Verlauf der beiden gekrümmten Konturen im Wesentlichen parallel, womit der Stützring 16 vorteilhaft aus einem Blechrohling mit konstanter Wanddicke herstellbar ist. Die Kontaktfläche 16b kann jedoch aufwändiger auch anders konturiert sein, beispielsweise wie in den Varianten (a) und (b) von Fig. 6 ausgeführt sein.

Figur 7 zeigt als weitere Alternative die Ausbildung der Kontaktfläche 16b durch eine Fase.

Weiterhin veranschaulicht Fig. 7 beispielhaft die Möglichkeit einer Winkelabweichung der Kraftwirkungslinien kN und ks, sei es im Umfang fertigungstechnischer Toleranzen oder einer gewollten Abweichung von bis zu maximal +/- 10°.

Die Axialsicherung für die Nadeln 14 wurde vorliegend anhand eines Ausführungsbeispiels beschrieben, bei welchem die Nadellaufflächen unmittelbar am Zapfen 12 und am Rollelement 13 ausgebildet sind. Jedoch kann diese auch bei anderen Typen von Tripodegelenken zum Einsatz kommen, bei denen ein mehrteiliges Rollelement 13' zum Einsatz kommt, wie dies beispielhaft in der Abwandlung gemäß Fig. 8 gezeigt ist. Das Rollelement 13' umfasst hier einen Außenring 18' und einen Innenring 19', die über Nadeln 14' zueinander drehbar sind.

Eine Innenumfangsfläche 19a' des Innenrings 19' kann im Wesentlichen zylindrisch ausgebildet sein und mit einer balligen Außenumfangsfläche 12a' des Zapfens 12' in Eingriff stehen, so dass bei einer Beugung des Tripodegelenks T der Innenring 19' gegenüber der Längsachse Z des zugehörigen Zapfens 12' verkippbar ist. Durch eine Profilierung sowohl der Laufbahnen 21a' und 21b' am Gelenkaußenteil 20' als auch der Außenumfangsflächen 18a' der Außenringe 18 der Rollelemente 13' wird bewirkt, dass bei einer Drehung des Gelenks 1 unter Beugung der Bauteilachsen A und B zueinander die Rollelemente 13' achsparallel zur Drehachse B des Gelenkaußenteils 20' hin und her bewegt werden. Der hierfür benötigte Schwenkfreiheitsgrad wird durch die Zapfen 12' und die Innenringe 19' der Rollelemente 13' bereitgestellt.

Bei diesem Gelenktyp wird der relevante Ringraum 15' zwischen dem Innenring 19' und dem Außenring 18' des Rollelements 13' gebildet. Die Nut für den Sprengring 17 ist dementsprechend in die Außenumfangsfläche 19b' des Innenrings 19' eingestochen. Der Stützring 16 oben erläuterter Bauart erstreckt sich in diesen Ringraum 15' hinein, wobei der Sprengring 17 als axiales Widerlager in Längsrichtung Z des Zapfens 12 nach außen dient.

Die Erfindung wurde vorstehend anhand verschiedener Ausführungsbeispiele und weiterer Abwandlungen näher erläutert. Diese dienen dazu, die Ausführbarkeit der Erfindung zu belegen. Technische Einzelmerkmale, welche oben im Kontext weiterer Einzelmerkmale erläutert wurden, können auch unabhängig von diesen sowie in Kombination mit weiteren Einzelmerkmalen verwirklicht werden, selbst wenn dies nicht ausdrücklich beschrieben ist, solange dies technisch möglich ist. Die Erfindung ist daher ausdrücklich nicht auf die konkret beschriebenen Ausführungsvarianten beschränkt, sondern umfasst alle durch die Patentansprüche definierten Ausgestaltungen.

Bezugszeichenliste

I, T Tripodegelenk

10, 10' Tripodestern

I I, 1 T Wellenabschnitt

12, 12' Zapfen

12a Außenumfangsfläche Zapfens

12a' ballige Außenumfangsfläche des Zapfens 12'

12b Nut

12c außenseitige Nutseitenwand

13, 13' Rollelement

13a Außenumfangsfläche

14, 14' Nadel

14a Kopf der Nadel

15, 15' Ringraum

16 Stützring

16b Kontaktfläche

16a Anschlagfläche

17 Sprengring

16c zylindrischen Wandabschnitt

16d abgewinkelter Wandschnitt

18' Außenring

18a' Außenumfangsfläche des Außenrings 18

19' Innenring

19a' Innenumfangsfläche des Innenrings 19'

19b' Außenumfangsfläche des Innenrings 19'

20, 20' Gelenkaußenteil

21a, 21a' Laufbahn

21b, 21b' Laufbahn dN Durchmesser der Nadeln dßa maximaler äußerer Durchmesser des Stützrings dßi Stützringinnenweite im Bereich des Sprengrings d _s Durchmesser des Sprengrings dz Durchmesser der Nadellauffläche des Zapfens 12 kN Kraftwirkungslinie des Kontakts KN ks Kraftwirkungslinie des Kontakts K _s

I Verbindungslinie zwischen dem Kontakt KN und dem Kontakt Ks s Spalt t Blechstärke

A Drehachse des Tripodesterns

B Drehachse des Gelenkaußenteils

H Nuthöhe der Nut 12b

FNR Reibkraft Nadel/Rollelement

FNZ Reibkraft Nadel/Zapfen

FNS Stützkraft am Sprengring

K _N Kontakt zwischen Nadelkopf 14a und Stützring 16

K _s Kontakt zwischen Sprengring 17 und Stützring 16

M Mittelpunkt des Ringquerschnitts des Sprengrings 17

R Krümmung

Z Längsachse a Winkel der Kraftwirkungslinie zur Längsachse Z ß Neigungswinkel N Neigungswinkel der konisch ausgebildeten Anschlagfläche 16a zur Längsachse Z des Zapfens 12 ßs Neigungswinkel der Kontaktfläche 16b zur Längsachse Z des Zapfens 12