Ⅲ型风力发电增速齿轮箱有限元分析
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本文中分析了考虑轴承游隙以及热力耦合效应影 响和不考虑轴承游隙以及热力耦合效应影响两种情 况。根据后处理结果可知：考虑轴承游隙后高速级大
万方数据
第３３卷第６期
太重Ⅲ型风力发电增速齿轮箱有限元分析
５７
小齿轮的弯曲应力均较没有考虑轴承游隙情况下有所
增加，但幅值不大，均在许用齿根弯曲应力范围内。考
虑轴承游隙后，高速级大小齿轮的扭转变形有较大变
（ａ）有限元模型
（ｂ）载荷及约束加载
图８箱体组件有限元模型及加载
（ｃ）应力云图
（ｄ）应变云图
图９箱体组件应力及应变
２．２箱体组件热力耦合分析 热分析的主要目的就是计算箱体组件在各种热源
万方数据
５８
机械传动
２００９年
及环境温度的影响下，达到热平衡时箱体组件各处的
温度分布。箱体组件受热主要是由于运动部件的摩擦
模态是机械结构的固有振动特性，每一个模态具 有特定的固有频率、阻尼比和模态振型【７｜。对于增速 箱的振动来说，重要的是求得若干低阶固有频率及其 振型。风电齿轮增速箱是一个连续的弹性体结构系 统，要获得一个复杂振动系统的精确解是很困难的。 在工程中，运用有限元方法可以较好地得出近似解，从 而为系统振动分析提供一个有效的方法。由振动理论 知，结构的振动可以表达为各阶固有振型的线性组合， 其中低阶固有频率比高阶频率对结构的振动影响大， 低阶频率对结构的动态特性起决定性作用。又由于阻 尼的存在使共振振幅逐渐减小，在相同的阻尼下，高频 率比低频率的共振振幅降低的程度大。所以，在实际 分析中前三阶的频率对机器的振动起决定作用。
第３３卷第６期
太重Ⅲ型风力发电增速齿轮箱有限元分析
５５
文章编号：１００４—２５３９（２００９｝０６—００５５—０６
太重Ⅲ型风力发电增速齿轮箱有限元分析
（太原重工股份有限公司齿轮传动分公司， 山西太原０８０ｌＹ２４）
（大连理工大学机械工程学院。辽宁大连１１６０２４） 魏
郭爱贵 静孙
范为民 伟
摘要风电增速齿轮箱在兆瓦级风力发电机中属易过载和损坏率较高的部件，对其性能进行分析， 预测其性能并进行优化是十分必要的。本文中利用ＡＮＳＹＳ软件对太重Ⅲ型两级行星一级平行轴 １．５ＭＷ风力发电增速齿轮箱进行有限元分析，对太重Ⅲ型风力发电增速齿轮箱各级齿轮强度进行校核， 得到了各级齿轮副的齿廓和齿向修形数据；对行星轮系载荷均载特性、主箱体组件、行星架、花键联接等 进行分析，得到了风力发电增速齿轮箱各级零部件强度和刚度等相关数据。为风电增速齿轮箱的可靠性 评估及优化设计奠定基础。
１９１．３８７８
Ｏ．００００ ０．００００
４５１．８０７９
４２２．嘟９
注：表中数值为“０．００００”表示非工作齿面。
２箱体组件有限元分析
２．１箱体组件静力分析 风电齿轮箱箱体组件是整个齿轮箱的外壳，同时
又是齿轮轴的支承体。考虑到实际工作过程中，上下 箱体、内齿圈、法兰盘通过螺栓紧密地联接在一起，不 允许有任何相对运动，各体之间协调一致共同承担内 部部件的作用，因此在有限元分析中把各体当作一个 整体进行分析的方案比较符合实际情况。为保证几何
真实性，在有限元建模时，直接由箱体组件的ｕｓ／Ｐ锄．
ｓｏｌｉｄ／ｘ—ｔ文件格式向ＡＮＳＹＳ中导入其几何实体模型， 然后基于该实体模型进行网格划分。箱体组件有限元 模型及其载荷和约束加载如图８所示。
箱体组件应力及应变云图如图９所示。箱体组件 第一主应力为１３７ＭＰａ，出现在法兰盘的转角处，由于 箱体组件采用ＱＴ４００，其抗拉强度极限是４００ ＭＰａ，屈 服极限是２５０ＭＰａ，远小于材料的屈服极限。同时，从 箱体组件应力云图可以看出，整个箱体组件的其它部 位应力水平都较低。因此，从静强度观点出发，箱体组 件结构强度是可靠的。
我国风电发展经历了约加年时间，开展研究的单位 目前主要有新疆金风、大连华锐、南高齿、重齿、郑州机械 研究所、重庆大学等单位［２］ｌ ｏ、［３］３。太原重工股份有限公 司从２００６年进人风电行业，经过近３年的努力，相继研制 出太重Ｉ型、太重Ⅱ型、太重Ⅲ型等３种型号的１．５ＭＷ风电 增速齿轮箱。太重Ⅲ型１．５ＭＷ风电增速齿轮箱采用两级 行星一级平行轴形式，几何模型如图ｌ所示。
化，其中大齿轮在非接触齿上扭转变形增加，而小齿
轮在非接触齿上的扭转变形减小；在弯曲变形上，大齿
轮变化不是很大，而小齿轮在考虑轴承游隙之后弯曲
变形明显增加。
、 ， —’翟，侈脚盟
＼，
厂 ＼． Ｉ齿彪曲线
，
１
…●… Ｄ■¨
、 ．１６４
．１６３
、
．１６２
、
．１６１
．１６０ ．１５９
．１５８
．１５７
．１５６
诊◇
图１齿轮箱几何模型
随着风力发电机组向大型化发展，对齿轮箱寿命和 可靠性的要求也越来越高，对风电增速箱结构件进行计 算分析也显得越来越重要幢Ｊ４．－８，［４｜。本文中我们以载荷 谱当量载荷为输入载荷，从静力学角度对太原重工研制 的太重Ⅲ型１．５ＭＷ风电增速齿轮箱的各级齿轮副强 度、齿廓和齿向修形、主箱体、行星架等进行分析，为齿 轮箱的可靠性评估及参数优化提供数据支持，对大型风 电齿轮箱的高可靠性和轻量化设计具有重要意义。
表１各级齿轮副强度
齿轮副
接触应力／ＭＰａ 左齿面 右齿面
第一级太阳轮 １０７７．５７
Ｏ．００００
第一级内齿圈 第一级行星轮 第二级太阳轮 第二级内齿圈
４７６．６４ １０７７．５７ ８４１．０５ ３８１．５６
Baidu Nhomakorabea
Ｏ．００００ ４７６．６４ ０．００００ ０．００００
弯曲应力／ＭＰａ
左齿面
右齿面
３５０．４１１３
关键词 风力发电 增速齿轮箱 有限元性能分析
０引言
风电增速齿轮箱是目前在兆瓦级风力发电机中属 易过载和损坏率较高的部件。由于机组安装在高山、 荒野、海滩、海岛等风口处，受无规律的变向变负荷的 风力作用以及强阵风的冲击，常年经受酷暑严寒和极 端温差的影响，加之所处自然环境交通不便，风电齿轮 箱安装在塔顶的狭小空间内，一旦出现故障，修复非常 困难，故对其可靠性和使用寿命都提出了比一般机械 高得多的要求Ｌｌ Ｊ。
◆
考
文
献
［１］刘光德，邢作霞，李科，等．风力发电机组电动变桨距系统的研究
［Ｊ］．电机与控制应用，２００６．３３（１０）：３１—３４． ［２］林勇刚．大型风力机变桨距控制技术研究［Ｄ］．杭州：浙江大学，
２００５：８—９． ［３］叶杭冶．风力发电机组的控制技术［Ｍ］．北京：机械工业出版社，
２００６．１０１一１０Ｂ． ［４］黄朝阳．风力发电变桨距传动及控制系统的虚拟设计［Ｄ］．西安：
收稿日期：２００９０１０９ 作者简介：李志梅（１９７９一），女，山东诸城人，硕士．讲师
万方数据
机械传动
２００９年
１齿轮副有限元分析
风电增速齿轮箱在传递功率时，各零部件会产生不 同程度的弹性变形，其中轮齿变形与传动过程中的冲 击、振动关系非常密切，而齿面接触应力和齿根弯曲应 力的大小又与齿轮轮齿的折断和工作齿面的点蚀、胶合 等失效形式关联。风电齿轮箱中的齿轮工况复杂、载倚 大，冈此对风电齿轮箱中的齿轮进行接触分析具有前要 的价值。我们除按照标准对太重玎Ｉ型风力发电增速齿 轮箱各级齿轮强度进行校核外，同时运用ＡＮＳＹＳ软件 对各级齿轮的接触情况进行分析１５Ｊ。由于篇幅有限，本 文中我们只给出行星轮系中第一级行星轮和内齿圈以 及高速级齿轮副的接触分析的分析过程及结果。 １．１行星轮系有限元分析
（丑）考虑轴承游隙影响
（ｂ）考虑热力耦合效应
图５高速级齿轮副分析有限元模型
为得到大、小齿轮的齿廓和齿向修形数据，需要从 有限元分析结果中提取齿轮的弯曲、扭转以及齿轮的 总体最大变形数据，图６所示为小齿轮弯曲与扭转变 形曲线，图７所示为大、小齿轮整体变形云图。将齿轮 两端面扭转变形垣转化到分度圆上的扭转角即叮得到 齿轮的螺旋角修形量。
位，因此，如果想降低行星轮和内齿圈的变形量和接触 应力，可以考虑对行星轮和内齿圈齿形进行修形。
（丑）小齿轮
（ｂ）大齿轮
图４内齿圈与行星轮接触应力分布
同时，理论分析表明，在各项误差综合作用下，第 一级行星轮系的均载系数为１．１３０，第二级行星轮系 的均载系数为１．１４６；在只考虑齿轮齿形误差的情况 下，第一级行星轮系的均载系数为１．０４９，第二级行星 轮系的均载系数为１．０５１。太重Ⅲ型风电增速齿轮箱 利用太阳轮浮动进行均载，两级行星轮系的均载系数 均较小，均载效果较好。 １．２高速级齿轮副接触分析及修形
西安理工大学，２００５：１ｌ—１２． ［５］勒古里雷斯．风力机的理论与设计［Ｍ］．施鹏飞．译．北京：机械工
业出版杜．１９８７：ｌｌ—１３． ［６］徐灯锋．Ｉ～ｏ／Ｍｅｃｈａｎｌｍｎ／ＭＥＣＨＡＮＩＣＡ Ｗｉｌｄ ｆｉｒｅ ２．０机构／运动／结构
／热力分析［Ｍ］．北京：电子工业出版社，２００６：５０—５５．
当齿轮受载后，由于轴承游隙的存在使得齿轮轴 在力的作用下产生一定的倾斜，进而影响齿轮的接触 情况，并且由于热源的存在影响齿轮副的接触情况。 因此有必要对在考虑轴承游隙以及热力耦合情况对齿 轮副的接触情况进行分析。
将输出轴与空心轴一起建模，空心轴大齿轮与小 齿轮接触齿部分定义接触对，空心轴与太阳轴通过花 键与太阳轴联接，花键部分通过刚性耦合定义，最后在 太阳轴Ｉ』加载转矩，所建立的有限元模型如图５所示。
（ｂ）后视图
图１１箱体组件的温度场分布
把热分析结果作为已知条件，在相应的部位施加 温度载荷，应力场部分的载荷与静力分析时一样，同样 在相应的部位施加自由度约束，集中力载荷，面应力载 荷等边界条件，在这两种边界条件下进行热应力耦合 场计算。图１２所示为热力耦合之后的箱体组件应力 应变云图。
小，经过计算可知高速级输入轴与输出轴轴承孔之间 的平行度误差为０．０００６２９度，与不考虑热力耦合效应 情况下基本相同（见２．４节）。 ２．３箱体组件模态分析
（ａ）行星轮
（ｂ）内齿圈
图２内齿圈与行星轮有限兀模捌
为能更好的了解各个齿面的变形和接触情况，现 将行星轮和内齿圈在某一瞬时接触的３个齿依次进行 编号。第一级行星轮和内齿圈接触的有限元网格划分 如图２ａ、图２ｂ所示。施加载荷与约束后，利用ＡＮＳＹＳ 进行分析，得到内齿圈与行星轮应力应变如图３所示； 齿轮副中３个齿的接触应力分布见图４。
（ａ）行星轮
Ｃｏ）内齿圈
图３内齿圈与行星轮变形五图
行星轮最大变形量为０．０１７５ｒｔⅡｎ，内齿圈最大变形 量为０．０１３９ｎｍａ，均发生在齿顶部位。最大接触应力为 ４１６ＭＰａ，发生在３号齿的接触线顶部。根据分析结果可 知，行星轮系和内齿圈的变形很小，接触应力也很小，满 足材料的刚度和强度要求。目前，在大多数风电增速齿 轮箱的设计上不要求对行星轮和内齿圈进行修形。事 实上，通过分析可知，行星轮和内齿圈的最大变形发生 在齿顶部位，而最大的接触应力也发生在齿顶和齿根部
满足了变桨距机构的功能要求。
４结束语
长期以来，电动变桨距机构一直被限制在电机的领
域范围内，国内外未见其他形式的应用于风力发电机组。
我们提出了一种新的结构应肘一电作动筒变桨传动机
构，并通过ＰⅣＥ参数化建模，结合Ｍ蝴．ＡＢ／Ｓｉｎ讪ｎｋ进
行仿真、分析，得出结论，此变桨距机构是可行的，这为风
机以后的国内夕眦化设计提供了更．好的基础。
０．００００
２６４．６４１５
０．００００
３５７．１０６３
３００．髓
２１２．０２５
０．００００
１６３．１９８ｌ
０．００００
齿轮副
第二级行星轮 第三级大齿轮 第二级小齿轮
接触应力／ＭＰａ
左齿面 右齿面
８４１．０５
３８１．５６
０．００００
９７９．５７
Ｏ．００００
９７９．５７
弯曲应力／ＭＰａ
左齿面
右齿面
２１５．９０７４
生热引起，主要有两种，一种
是齿轮间相互啮合造成功率
损失，一种是轴承部件的发
热。根据各运动部件的实际
工作情况和结构，采取经验
公式确定各热源及热交换边
界条件。采用六面体８节点图１０箱体组件热分析有限
的ｓｏｌｉｄ７０有限元单元。箱
元模型
体组件热分析有限元模型以及箱体组件的温度场分布
如图１０、图１１所示。
（ａ）前视图
为对各级齿轮有限元分析结果进行验证，现将利 用ＤＩＮ３９９０－－１９８７［６Ｊ计算的各级齿轮副强度列于表ｌ 中。通过比较可知，利用有限元法得到的各级齿轮副 的接触、弯曲应力均要小于按照ＤＩＮ３９９０－－－１９８７得到 的接触、弯曲应力。这主要是由于在利用有限元法进 行齿轮副接触分析时没有考虑齿轮使用系数、应力修 正系数、寿命系数等造成的。
．１５５
＼ ＼ 、 ＼
（Ｉ）弯曲变形
（ｂ）扭转变形
图６小齿轮弯曲与扭转变形曲线
（８）小齿轮
（ｂ）大齿轮
图７齿轮副整体变形云图
在考虑热力耦合之后，高速级齿轮副大小齿轮副 的弯曲变形影响不大。考虑热力耦合效应后，小齿轮 的最大扭转变形以及非接触齿上的弯曲变形量均减 小。热力耦合效应对齿轮副接触齿上的扭转变形影响 不大，但对非接触齿的扭转变形影响较大。 １．３有限元结果与ＤＩＮ标计算比较
万方数据
第３３卷第６期
太重Ⅲ型风力发电增速齿轮箱有限元分析
５７
小齿轮的弯曲应力均较没有考虑轴承游隙情况下有所
增加，但幅值不大，均在许用齿根弯曲应力范围内。考
虑轴承游隙后，高速级大小齿轮的扭转变形有较大变
（ａ）有限元模型
（ｂ）载荷及约束加载
图８箱体组件有限元模型及加载
（ｃ）应力云图
（ｄ）应变云图
图９箱体组件应力及应变
２．２箱体组件热力耦合分析 热分析的主要目的就是计算箱体组件在各种热源
万方数据
５８
机械传动
２００９年
及环境温度的影响下，达到热平衡时箱体组件各处的
温度分布。箱体组件受热主要是由于运动部件的摩擦
模态是机械结构的固有振动特性，每一个模态具 有特定的固有频率、阻尼比和模态振型【７｜。对于增速 箱的振动来说，重要的是求得若干低阶固有频率及其 振型。风电齿轮增速箱是一个连续的弹性体结构系 统，要获得一个复杂振动系统的精确解是很困难的。 在工程中，运用有限元方法可以较好地得出近似解，从 而为系统振动分析提供一个有效的方法。由振动理论 知，结构的振动可以表达为各阶固有振型的线性组合， 其中低阶固有频率比高阶频率对结构的振动影响大， 低阶频率对结构的动态特性起决定性作用。又由于阻 尼的存在使共振振幅逐渐减小，在相同的阻尼下，高频 率比低频率的共振振幅降低的程度大。所以，在实际 分析中前三阶的频率对机器的振动起决定作用。
第３３卷第６期
太重Ⅲ型风力发电增速齿轮箱有限元分析
５５
文章编号：１００４—２５３９（２００９｝０６—００５５—０６
太重Ⅲ型风力发电增速齿轮箱有限元分析
（太原重工股份有限公司齿轮传动分公司， 山西太原０８０ｌＹ２４）
（大连理工大学机械工程学院。辽宁大连１１６０２４） 魏
郭爱贵 静孙
范为民 伟
摘要风电增速齿轮箱在兆瓦级风力发电机中属易过载和损坏率较高的部件，对其性能进行分析， 预测其性能并进行优化是十分必要的。本文中利用ＡＮＳＹＳ软件对太重Ⅲ型两级行星一级平行轴 １．５ＭＷ风力发电增速齿轮箱进行有限元分析，对太重Ⅲ型风力发电增速齿轮箱各级齿轮强度进行校核， 得到了各级齿轮副的齿廓和齿向修形数据；对行星轮系载荷均载特性、主箱体组件、行星架、花键联接等 进行分析，得到了风力发电增速齿轮箱各级零部件强度和刚度等相关数据。为风电增速齿轮箱的可靠性 评估及优化设计奠定基础。
１９１．３８７８
Ｏ．００００ ０．００００
４５１．８０７９
４２２．嘟９
注：表中数值为“０．００００”表示非工作齿面。
２箱体组件有限元分析
２．１箱体组件静力分析 风电齿轮箱箱体组件是整个齿轮箱的外壳，同时
又是齿轮轴的支承体。考虑到实际工作过程中，上下 箱体、内齿圈、法兰盘通过螺栓紧密地联接在一起，不 允许有任何相对运动，各体之间协调一致共同承担内 部部件的作用，因此在有限元分析中把各体当作一个 整体进行分析的方案比较符合实际情况。为保证几何
真实性，在有限元建模时，直接由箱体组件的ｕｓ／Ｐ锄．
ｓｏｌｉｄ／ｘ—ｔ文件格式向ＡＮＳＹＳ中导入其几何实体模型， 然后基于该实体模型进行网格划分。箱体组件有限元 模型及其载荷和约束加载如图８所示。
箱体组件应力及应变云图如图９所示。箱体组件 第一主应力为１３７ＭＰａ，出现在法兰盘的转角处，由于 箱体组件采用ＱＴ４００，其抗拉强度极限是４００ ＭＰａ，屈 服极限是２５０ＭＰａ，远小于材料的屈服极限。同时，从 箱体组件应力云图可以看出，整个箱体组件的其它部 位应力水平都较低。因此，从静强度观点出发，箱体组 件结构强度是可靠的。
我国风电发展经历了约加年时间，开展研究的单位 目前主要有新疆金风、大连华锐、南高齿、重齿、郑州机械 研究所、重庆大学等单位［２］ｌ ｏ、［３］３。太原重工股份有限公 司从２００６年进人风电行业，经过近３年的努力，相继研制 出太重Ｉ型、太重Ⅱ型、太重Ⅲ型等３种型号的１．５ＭＷ风电 增速齿轮箱。太重Ⅲ型１．５ＭＷ风电增速齿轮箱采用两级 行星一级平行轴形式，几何模型如图ｌ所示。
化，其中大齿轮在非接触齿上扭转变形增加，而小齿
轮在非接触齿上的扭转变形减小；在弯曲变形上，大齿
轮变化不是很大，而小齿轮在考虑轴承游隙之后弯曲
变形明显增加。
、 ， —’翟，侈脚盟
＼，
厂 ＼． Ｉ齿彪曲线
，
１
…●… Ｄ■¨
、 ．１６４
．１６３
、
．１６２
、
．１６１
．１６０ ．１５９
．１５８
．１５７
．１５６
诊◇
图１齿轮箱几何模型
随着风力发电机组向大型化发展，对齿轮箱寿命和 可靠性的要求也越来越高，对风电增速箱结构件进行计 算分析也显得越来越重要幢Ｊ４．－８，［４｜。本文中我们以载荷 谱当量载荷为输入载荷，从静力学角度对太原重工研制 的太重Ⅲ型１．５ＭＷ风电增速齿轮箱的各级齿轮副强 度、齿廓和齿向修形、主箱体、行星架等进行分析，为齿 轮箱的可靠性评估及参数优化提供数据支持，对大型风 电齿轮箱的高可靠性和轻量化设计具有重要意义。
表１各级齿轮副强度
齿轮副
接触应力／ＭＰａ 左齿面 右齿面
第一级太阳轮 １０７７．５７
Ｏ．００００
第一级内齿圈 第一级行星轮 第二级太阳轮 第二级内齿圈
４７６．６４ １０７７．５７ ８４１．０５ ３８１．５６
Baidu Nhomakorabea
Ｏ．００００ ４７６．６４ ０．００００ ０．００００
弯曲应力／ＭＰａ
左齿面
右齿面
３５０．４１１３
关键词 风力发电 增速齿轮箱 有限元性能分析
０引言
风电增速齿轮箱是目前在兆瓦级风力发电机中属 易过载和损坏率较高的部件。由于机组安装在高山、 荒野、海滩、海岛等风口处，受无规律的变向变负荷的 风力作用以及强阵风的冲击，常年经受酷暑严寒和极 端温差的影响，加之所处自然环境交通不便，风电齿轮 箱安装在塔顶的狭小空间内，一旦出现故障，修复非常 困难，故对其可靠性和使用寿命都提出了比一般机械 高得多的要求Ｌｌ Ｊ。
◆
考
文
献
［１］刘光德，邢作霞，李科，等．风力发电机组电动变桨距系统的研究
［Ｊ］．电机与控制应用，２００６．３３（１０）：３１—３４． ［２］林勇刚．大型风力机变桨距控制技术研究［Ｄ］．杭州：浙江大学，
２００５：８—９． ［３］叶杭冶．风力发电机组的控制技术［Ｍ］．北京：机械工业出版社，
２００６．１０１一１０Ｂ． ［４］黄朝阳．风力发电变桨距传动及控制系统的虚拟设计［Ｄ］．西安：
收稿日期：２００９０１０９ 作者简介：李志梅（１９７９一），女，山东诸城人，硕士．讲师
万方数据
机械传动
２００９年
１齿轮副有限元分析
风电增速齿轮箱在传递功率时，各零部件会产生不 同程度的弹性变形，其中轮齿变形与传动过程中的冲 击、振动关系非常密切，而齿面接触应力和齿根弯曲应 力的大小又与齿轮轮齿的折断和工作齿面的点蚀、胶合 等失效形式关联。风电齿轮箱中的齿轮工况复杂、载倚 大，冈此对风电齿轮箱中的齿轮进行接触分析具有前要 的价值。我们除按照标准对太重玎Ｉ型风力发电增速齿 轮箱各级齿轮强度进行校核外，同时运用ＡＮＳＹＳ软件 对各级齿轮的接触情况进行分析１５Ｊ。由于篇幅有限，本 文中我们只给出行星轮系中第一级行星轮和内齿圈以 及高速级齿轮副的接触分析的分析过程及结果。 １．１行星轮系有限元分析
（丑）考虑轴承游隙影响
（ｂ）考虑热力耦合效应
图５高速级齿轮副分析有限元模型
为得到大、小齿轮的齿廓和齿向修形数据，需要从 有限元分析结果中提取齿轮的弯曲、扭转以及齿轮的 总体最大变形数据，图６所示为小齿轮弯曲与扭转变 形曲线，图７所示为大、小齿轮整体变形云图。将齿轮 两端面扭转变形垣转化到分度圆上的扭转角即叮得到 齿轮的螺旋角修形量。
位，因此，如果想降低行星轮和内齿圈的变形量和接触 应力，可以考虑对行星轮和内齿圈齿形进行修形。
（丑）小齿轮
（ｂ）大齿轮
图４内齿圈与行星轮接触应力分布
同时，理论分析表明，在各项误差综合作用下，第 一级行星轮系的均载系数为１．１３０，第二级行星轮系 的均载系数为１．１４６；在只考虑齿轮齿形误差的情况 下，第一级行星轮系的均载系数为１．０４９，第二级行星 轮系的均载系数为１．０５１。太重Ⅲ型风电增速齿轮箱 利用太阳轮浮动进行均载，两级行星轮系的均载系数 均较小，均载效果较好。 １．２高速级齿轮副接触分析及修形
西安理工大学，２００５：１ｌ—１２． ［５］勒古里雷斯．风力机的理论与设计［Ｍ］．施鹏飞．译．北京：机械工
业出版杜．１９８７：ｌｌ—１３． ［６］徐灯锋．Ｉ～ｏ／Ｍｅｃｈａｎｌｍｎ／ＭＥＣＨＡＮＩＣＡ Ｗｉｌｄ ｆｉｒｅ ２．０机构／运动／结构
／热力分析［Ｍ］．北京：电子工业出版社，２００６：５０—５５．
当齿轮受载后，由于轴承游隙的存在使得齿轮轴 在力的作用下产生一定的倾斜，进而影响齿轮的接触 情况，并且由于热源的存在影响齿轮副的接触情况。 因此有必要对在考虑轴承游隙以及热力耦合情况对齿 轮副的接触情况进行分析。
将输出轴与空心轴一起建模，空心轴大齿轮与小 齿轮接触齿部分定义接触对，空心轴与太阳轴通过花 键与太阳轴联接，花键部分通过刚性耦合定义，最后在 太阳轴Ｉ』加载转矩，所建立的有限元模型如图５所示。
（ｂ）后视图
图１１箱体组件的温度场分布
把热分析结果作为已知条件，在相应的部位施加 温度载荷，应力场部分的载荷与静力分析时一样，同样 在相应的部位施加自由度约束，集中力载荷，面应力载 荷等边界条件，在这两种边界条件下进行热应力耦合 场计算。图１２所示为热力耦合之后的箱体组件应力 应变云图。
小，经过计算可知高速级输入轴与输出轴轴承孔之间 的平行度误差为０．０００６２９度，与不考虑热力耦合效应 情况下基本相同（见２．４节）。 ２．３箱体组件模态分析
（ａ）行星轮
（ｂ）内齿圈
图２内齿圈与行星轮有限兀模捌
为能更好的了解各个齿面的变形和接触情况，现 将行星轮和内齿圈在某一瞬时接触的３个齿依次进行 编号。第一级行星轮和内齿圈接触的有限元网格划分 如图２ａ、图２ｂ所示。施加载荷与约束后，利用ＡＮＳＹＳ 进行分析，得到内齿圈与行星轮应力应变如图３所示； 齿轮副中３个齿的接触应力分布见图４。
（ａ）行星轮
Ｃｏ）内齿圈
图３内齿圈与行星轮变形五图
行星轮最大变形量为０．０１７５ｒｔⅡｎ，内齿圈最大变形 量为０．０１３９ｎｍａ，均发生在齿顶部位。最大接触应力为 ４１６ＭＰａ，发生在３号齿的接触线顶部。根据分析结果可 知，行星轮系和内齿圈的变形很小，接触应力也很小，满 足材料的刚度和强度要求。目前，在大多数风电增速齿 轮箱的设计上不要求对行星轮和内齿圈进行修形。事 实上，通过分析可知，行星轮和内齿圈的最大变形发生 在齿顶部位，而最大的接触应力也发生在齿顶和齿根部
满足了变桨距机构的功能要求。
４结束语
长期以来，电动变桨距机构一直被限制在电机的领
域范围内，国内外未见其他形式的应用于风力发电机组。
我们提出了一种新的结构应肘一电作动筒变桨传动机
构，并通过ＰⅣＥ参数化建模，结合Ｍ蝴．ＡＢ／Ｓｉｎ讪ｎｋ进
行仿真、分析，得出结论，此变桨距机构是可行的，这为风
机以后的国内夕眦化设计提供了更．好的基础。
０．００００
２６４．６４１５
０．００００
３５７．１０６３
３００．髓
２１２．０２５
０．００００
１６３．１９８ｌ
０．００００
齿轮副
第二级行星轮 第三级大齿轮 第二级小齿轮
接触应力／ＭＰａ
左齿面 右齿面
８４１．０５
３８１．５６
０．００００
９７９．５７
Ｏ．００００
９７９．５７
弯曲应力／ＭＰａ
左齿面
右齿面
２１５．９０７４
生热引起，主要有两种，一种
是齿轮间相互啮合造成功率
损失，一种是轴承部件的发
热。根据各运动部件的实际
工作情况和结构，采取经验
公式确定各热源及热交换边
界条件。采用六面体８节点图１０箱体组件热分析有限
的ｓｏｌｉｄ７０有限元单元。箱
元模型
体组件热分析有限元模型以及箱体组件的温度场分布
如图１０、图１１所示。
（ａ）前视图
为对各级齿轮有限元分析结果进行验证，现将利 用ＤＩＮ３９９０－－１９８７［６Ｊ计算的各级齿轮副强度列于表ｌ 中。通过比较可知，利用有限元法得到的各级齿轮副 的接触、弯曲应力均要小于按照ＤＩＮ３９９０－－－１９８７得到 的接触、弯曲应力。这主要是由于在利用有限元法进 行齿轮副接触分析时没有考虑齿轮使用系数、应力修 正系数、寿命系数等造成的。
．１５５
＼ ＼ 、 ＼
（Ｉ）弯曲变形
（ｂ）扭转变形
图６小齿轮弯曲与扭转变形曲线
（８）小齿轮
（ｂ）大齿轮
图７齿轮副整体变形云图
在考虑热力耦合之后，高速级齿轮副大小齿轮副 的弯曲变形影响不大。考虑热力耦合效应后，小齿轮 的最大扭转变形以及非接触齿上的弯曲变形量均减 小。热力耦合效应对齿轮副接触齿上的扭转变形影响 不大，但对非接触齿的扭转变形影响较大。 １．３有限元结果与ＤＩＮ标计算比较