风力发电机组的齿轮箱零部件在运行过程中产生较大的热量，当热变形和结构的变形耦合在一起会导致本来不会干涉的零部件之间发生干涉，依靠传统的设计方法无法在考虑固热耦合的影响的情况下对装配部位的间隙进行定量计算。为了解决这一问题，提出一种通过ANSYS使用直接固热耦合的方法来分析装配工艺和热变形对于装配间隙的影响，并对装配间隙进行定量计算。为齿轮箱的实际运行提出一种更加可靠的设计方法，保证齿轮箱运行的安全性。

随着全球对能源安全、环境问题的关注，大力发展可再生清洁能源已形成共识。风力发电作为资源潜力巨大、技术较为成熟的新能源发电形式，得到了大规模开发应用。风电齿轮箱是风力发电机的核心成分，一旦出现损坏就会影响到风力发电机的质量和销量。 

风力发电机组齿轮箱的润滑和内部零部件的散热是风电齿轮箱的关键技术。在齿轮箱运行过程中，由于齿轮啮合和轴承转动会产生较大的热量，此热量会传递到齿轮箱内部其它零部件上。齿轮箱部分零部件的配合面在设计时为间隙配合，当配合面两端零部件受热发生变形时，会减少配合面的间隙。在齿轮箱的安装过程中，零部件配合面上会产生装配应力，装配应力会减小配合面的间隙。当装配应力的影响和热变形的影响叠加以后，就有可能使原来的间隙配合状态变为完全接触状态。该配合面两端零部件设计状态是一端固定、一端旋转，当配合面接触上以后，就会导致不必要的摩擦，从而产生较高的温度，使风机发生温度报警。如果初始设计为间隙配合的零部件长时间处于这种状态，接触面两端的零部件会发生胶合，然后零部件卡死，最终引发风机停机故障。

当考虑装配工艺和温度的影响以后，在设计齿轮箱零部件配合间隙的时候，如果接触面配合间隙设计较小，会导致齿轮箱运行过程故障；如果接触面配合间隙设计较大，会导致零部件的加工成本较高。工程计算无法同时考虑热变形和装配工艺的综合影响，往往是通过试验来确定间隙放大系数，这种方法耗时较长，而且容易出现产品质量问题。因此需要通过有限元来分析温度和装配工艺的耦合影响。 

耦合分析分为间接耦合分析和直接耦合分析两种。间接耦合分析是指按照顺序进行两次或多次相关场分析。间接固热耦合分析首先进行温度场分析，再把温度场分析的结果作为边界条件导入到结构场进行计算。间接固热耦合分析的优点是计算容易收敛、计算速度较快，两种不同物理场之间的网格不需要匹配，通过映射插值的方式来传递模型边界的数据，缺点是只能考虑温度对结构的影响，无法考虑结构对温度的耦合影响。直接耦合分析则是使用包含所有必需自由度的耦合单元类型，通过一次分析得到所需要的耦合场分析结果，例如通过一次分析就完成结构场和温度场的计算，同时得到温度、变形、应力的结果，这种方式的优点是耦合性较强，仿真结果与实际情况比较吻合，缺点是收敛性差、耗时长。对于齿轮箱配合面周围零部件而言，温度产生的变形会导致装配应力发生变化，同时装配应力产生的变形又会使温度的传递发生改变，因此配合面的这种热变形和装配工艺的影响是双向耦合的状态，采用直接固热耦合分析会更加准确。 

ANSYS软件是融结构、流体、电场、磁场、声场分析于一体的大型通用有限元分析软件，在多物理场耦合方面具有较大优势。本文在ANSYS软件中采用具有多自由度的单元进行直接热固耦合有限元分析，首先导入齿轮箱结构件装配体几何模型，然后对其进行网格划分，建立零部件之间的接触，施加结构边界条件和热边界条件，然后进行求解和结果后处理，最后比较齿轮箱零部件间隙配合处在装配工艺和温度的影响下变形前后的接触状态，从而确定其配合面的设计是否符合要求。通过此方法可以为齿轮箱零部件采用间隙配合的公差提供设计依据。 

装配质量的好坏决定了风电齿轮箱寿命和可靠性。本文以某机型齿轮箱浮动环周围结构件的配合间隙为例，对配合部位的间隙进行分析。

图1 齿轮箱浮动环装配示意图

如图1所示，采用SolidWorks软件建立齿轮箱浮动环与周围结构的三维几何模型，行星架绕着轴线旋转，浮动环通过浮动环挡板固定在箱体上。 

浮动环的外径与箱体的内径有0.1mm的过盈配合。浮动环的内径与行星架的外径有0.55mm的间隙配合。浮动环采用冷却的方法安装。安装完成以后，由于浮动环与箱体的过盈配合会减少浮动环与行星架之间的间隙。 

40℃的润滑油通过浮动环流入，通过行星架流出。浮动环的表面温度为30℃，由于润滑油的温度比浮动环的温度高，会导致浮动环受热变形膨胀。行星架的表面温度为30℃，40℃的润滑油流过行星架同样会导致行星架受热膨胀。浮动环和行星架的热变形都会减少行星架与浮动环之间的间隙。为了防止浮动环和行星架在运行过程中发生接触，就需要确定浮动环与行星架之间的初始间隙量。对于图1所示结构，由于润滑油的温度影响到配合面的间隙，同时配合面是否接触又会影响到热量的传递，采用间接耦合无法体现出这种耦合影响，因此需要采用直接耦合的分析方法。 

为了方便计算浮动环与周围零部件之间的配合间隙，本文对模型作如下的简化与假设：1）浮动环与润滑油管道内充满润滑油，不考虑润滑油流动过程中的压力变化；2）不考虑润滑油膜厚方向的压力变化；3）去除尺寸较小、影响不大的局部特征，例如删除直径小于3mm的圆角、倒角和圆孔。

固热直接耦合分析需要选择同时具有温度和结构自由度耦合功能的单元，同时计算温度场和结构场的相互影响。采用高阶单元的计算结果比采用低阶单元更加准确。由于ANSYS的SOLID226单元和SOLID227单元具有这些特性，因此本文采用这两种单元进行网格划分。本文主要分析的是图2所示浮动环与周围零部件之间的装配状态，由于浮动环的结构具有对称性，因此对于浮动环采用高阶六面体单元SOLID226来进行网格划分。图1所示箱体的一部分与浮动环之间存在过盈配合，配合的一部分需要采用高阶六面体网格划分；图1所示箱体非配合的部位采用六面体划分难度较大，因此箱体非配合部位采用高阶四面体网格划分。SOLID226单元是高阶六面体单元，同时可以退化为高阶四面体，因此箱体可以采用SOLID226单元来进行网格划分。对于图1所示的行星架，由于结构形状不规则，采用纯高阶四体单元SOLID227来进行网格划分。行星架轴承和浮动环挡板均采用高阶六面体SOLID226单元来进行网格划分。对图1所示几何结构进行网格划分，最终划分的整体网格模型如图3所示，浮动环有限元模型如图4所示。

图2 浮动环几何模型

图3 整体计算有限元模型

图4 浮动环有限元模型

固热耦合仿真分析的准确与否与计算部件的材料参数密切相关。 

行星架结构件采用QT700材料，行星架的材料属性为：弹性模量为175GPa，泊松比为0.275，导热系数是32W/（m·K），热膨胀系数是1.25×10-5℃-1。 

箱体结构件采用QT400材料，箱体的材料属性为：弹性模量为169GPa，泊松比为0.275，导热系数为38W/（m·K），热膨胀系数为1.1×10-5℃-1。

浮动环结构件采用合金钢材料，浮动环的材料属性为：弹性模量为105GPa，泊松比为0.35，导热系数为64W/（m·K），热膨胀系数为1.7×10-5℃-1。 

行星架轴承结构件采用合金钢材料，行星架轴承的材料属性为：弹性模量为206GPa，泊松比为0.275，导热系数为58W/（m·K），热膨胀系数为1.1×10-5℃-1。 

浮动环挡板结构件采用45钢材料，浮动环挡板的材料属性为：弹性模量为206GPa，泊松比为0.275，导热系数为58W/（m·K），热膨胀系数为1.1×10-5℃-1。

所有结构接触面之间的传热系数为3876000W/（K·mm2）。 

计算主要考虑装配工艺和热变形对浮动环与周围结构之间配合间隙的影响。 

装配工艺主要考虑两个配合：浮动环外径与箱体内径之间的0.1mm过盈配合；浮动环内径与行星架外径之间的0.55mm间隙配合。图5中：在浮动环的外径与箱体的内径之间设置标准接触，并且设置0.1mm的过盈量，模拟过盈量对它的影响；浮动环的内径与行星架外径之间设置标准接触，两个面之间有0.55mm的间隙。

图5 标准接触位置示意图

在浮动环挡板与浮动环之间的接触、浮动环挡板与箱体之间的接触、行星架轴承和箱体之间的接触、行星架轴承和行星架之间的接触都设置为绑定接触。 

热载荷是考虑周边结构件温度变形的影响。根据现场温度传感器的测量数据显示，润滑油的温度是30℃，因此在润滑油流经的管路温度都设置为30℃的边界条件。浮动配油环被润滑油包围着，浮动环的温度就是润滑的温度，因此浮动环温度设置为30℃。润滑油温度直接影响行星架轴承温度，因此行星架轴承温度设置为30℃。行星架的表面、配油环挡板的表面、齿轮箱箱体的表面是与空气接触的，根据测试数据都设置温度为5℃。 

在箱体与发电机外壳配合处约束x、y、z三个方向的移动自由度和温度自由度，在行星架与销轴配合处约束其圆周方向自由度，如图6所示。

图6 施加约束位置示意图

基于以上有限元模型和边界条件进行仿真分析，通过仿真分析结果得到以下结论。

图7所示行星架的整体变形比箱体的整体变形大，一方面由于流经行星架的润滑油管路比流经箱体的润滑油管路多，所以在相同润滑油温度下，行星架的热变形比箱体的热变形大；另一方面考虑箱体和浮动配油环的过盈量，会导致箱体配合处变形变小。

图7 整体变形图

图8所示铜环的外径变形减小，铜环的内径变形增大，一方面受铜环与箱体配合处过盈量的影响，过盈导致铜环和箱体配合处的变形会减小；另一方面铜环与行星架配合处存在间隙，在30℃温度下会导致铜环和行星架配合处变形增大。 

图8 铜环变形图

图9所示是浮动环与行星架配合面的初始接触状态。从图9可以看出：此配合面初始有0.275mm左右的间隙。这是由于浮动配油环与二级行星架接触面直径之间理论上有0.55mm的间隙，换算到半径方向就是0.275mm间隙。

图9 浮动环与箱体初始接触状态图

图10所示是浮动环和行星架配合面受载后的接触状态。从图10可以看出：当考虑温度和装配工艺的影响以后，此接触面间隙最大为0.225mm，最小为0.174mm，平均为0.1995mm，因此在这种边界下浮动环与行星架之间没有发生接触。

图10 浮动环与箱体变形后接触状态图

为了进一步研究过盈量、温度对此部位间隙的影响，调整过盈量和温度等参数，形成了4个设计方案，仿真分析结果如表1所示。通过不同的分析结果可以看出，只有在润滑油温升到80℃且浮动环与箱体的过盈量增加到0.2mm时，浮动环与行星架配合面位置才会发生接触。

表1 不同过盈量和不同温度仿真分析结果对比表

由于该结构设计浮动环与箱体的过盈量为0.1mm，即使在运行中润滑油的温度最高达到80℃时，此接触面也不会发生干涉。

本文采用ANSYS对齿轮箱里面零部件的装配间隙进行直接热固耦合有限元分析，分析结果表明：如果配合面的间隙设计较小，会导致零部件在运行过程中发生接触，影响齿轮箱的寿命；如果间隙设计较大，会导致零部件成本较高。通过本文的方法可以为配合面的间隙提供设计依据，保证装配齿轮箱的安全性和可靠性。