風電齒輪箱高精度硬齒面內花鍵工藝研究

文 | 冉雄濤，吳剛，姚洋洋，王廷霞

（作者單位：中車戚墅堰機車車輛工藝研究所有限公司 ）

隨著風力發電產業的飛速發展，風電機組運行數量與日俱增，運行過程中機械故障量也逐年增長，其中花鍵副的故障就是其中之一，從分析結果來看，花鍵副的加工精度，特別是內花鍵的精度差、齒面硬度低、缺乏主動潤滑是其失效的主要原因。而內花鍵由于本身結構尺寸限制、較大過盈的組裝要求，很難在加工同時保證其高精度和高硬度的要求。

目前，國內主流的風電機組齒輪箱制造商對于內花鍵的加工工藝主要有以下幾種：第一種是軟齒面并以插齒作為最終加工狀態，第二種是以插齒后滲氮作為最終加工狀態，第三種是以插齒后感應淬火作為最終加工狀態。三種工藝的共同缺點就是無法同時保證精度和硬度，基于此種情況，本文以高精度、硬齒面內花鍵為目標，從結構設計開始，到有限元分析計算，再到試驗驗證，提出了一種可行的、可靠的工藝方案。

因外花鍵可與太陽輪輪齒同時進行滲碳淬火，工藝實現難度低，故本文主要對高精度、硬齒面的內花鍵加工工藝進行研究。

工藝方案

風電齒輪箱的傳動結構一般采用1級行星級+2級平行軸傳動或者2級行星級+1級平行軸傳動，行星級輸出與平行軸輸入間都是通過花鍵連接傳遞扭矩和功率，其中外花鍵在行星級輸出的太陽輪上，內花鍵在中間軸（也稱內花鍵軸）上，內花鍵軸與大齒輪通過過盈配合實現扭矩和功率的傳遞，如圖1所示。

針對圖1中的兩種零件，傳統的加工工藝是將內花鍵軸和大齒輪組裝后加工內花鍵，這樣避免了過盈配合對花鍵精度的影響，但由于兩零件材料不同，組裝后無法再進行熱處理，因此只能將內花鍵做成軟齒面。若將內花鍵軸和大齒輪選用同樣的材料，并做成整體式結構，理論上也可以實現外齒和內花鍵同時硬化，但是會大大增加原材料成本和后期機加工難度。

對于內花鍵軸的硬化工藝，由于內花鍵本身結構尺寸較小，感應器的制作難度較大，同時感應淬火存在開裂風險，因此本文采用工藝難度較小的滲氮工藝。對于過盈裝配后內花鍵變形，目前只能通過磨齒來解決，且有裝配前磨齒和裝配后磨齒兩種方案，這兩種方案都要對內花鍵進行修形，區別是前者為預先的逆向修形，以抵消過盈裝配產生的變形，而后者是對已產生的變形進行修正。考慮到滲氮層深較淺，裝配后磨齒會顯著降低齒面硬度，因此本文選用裝配前磨內花鍵的方案，總體工藝流程為插花鍵→去應力回火→磨花鍵→滲氮→過盈裝配。

圖1 內花鍵軸和大齒輪裝配結構圖

過盈配合有限元計算

根據上一節已選擇的工藝方案可知，需要對內花鍵進行預先的逆向修形，以抵消過盈裝配產生的變形。本文利用有限元軟件ANSYS計算過盈配合的變形規律及變形量，然后轉化成對內花鍵精度的影響，作為對其進行逆向修形的輸入。

首先按照實物尺寸1:1 建立內花鍵軸和大齒輪的過盈配合有限元模型，通過有限元分析計算，得到過盈配合的應變云圖，如圖2所示。

從圖2 可以看出，由過盈配合引起的內花鍵軸徑向收縮變形沿軸向為非線性分布，過盈配合區變形明顯大于非配合區，內花鍵軸兩端幾乎沒有變形。同時，由于設計結構原因，內花鍵僅約有一半處于過盈配合區，這必將產生錐度變形，直接體現在內花鍵的齒向精度上。

在內花鍵齒寬方向上，選取圖2所示的最左端截面，然后選擇一個輪齒，從齒頂到齒根每隔0.5mm選取一個節點的綜合位移，如圖3所示，得到了齒形的變形規律，其中橫坐標為所選輪齒的齒頂圓到齒根圓的直徑。從圖3可看出，齒形方向上的整體變形量較為均勻，僅在靠近齒根處，變形量稍微增大，這是因為齒根處受到過盈裝配的擠壓力，齒厚稍有變小，而靠近齒頂處僅有內花鍵軸整體收縮而產生的徑向位移。由于齒形方向最大和最小變形量僅相差0.002mm，可將齒形變形視為整體的徑向位移，且由于位移量也較小，對于齒面各點的壓力角影響也很小，即對于齒形精度的影響可以忽略。

在內花鍵齒寬方向上，等距離共取了17 個截面，包括內花鍵的兩個端面，提取這17個截面齒高中點處的徑向位移，如圖4所示，得到內花鍵齒向的變形規律，其中最大變形量為0.081mm，同時也可看出齒面徑向變形量并非線性分布，在最左端和最右端呈現拋物線分布規律。

圖2 過盈配合的應變云圖

圖3 內花鍵齒面綜合位移

圖4 內花鍵齒面徑向變形規律

內花鍵逆向修形

從上述有限元分析可知，過盈配合后，內花鍵齒形變形可以忽略，而齒向發生較大的錐度變形，對齒向精度影響較大，為保證組裝后整體精度滿足設計要求，須在組裝前對齒向進行逆向修形。

上一節的有限元分析結果僅顯示了內花鍵齒面徑向變形量，并不能直接作為磨齒的修形輸入，還需轉化為內花鍵齒面的法向變形量，即齒高中點處的徑向變形量乘以此處的壓力角正弦值，帶入數值，得到內花鍵齒向的逆向修行量約為0.042mm。為防止修形量過大導致裝配后內花鍵齒向產生倒錐度影響裝配，故將磨花鍵時的齒向修形量減小0.005mm，即為0.037mm，同時對兩端面約10%的范圍進行0.015mm的拋物修薄，以應對內花鍵兩端的拋物線變形。

經上述分析，將逆向修形參數設置為：齒形不修，為標準漸開線，齒向斜度修形量為（0.037±0.005）mm，齒向兩端拋物修薄（0.015±0.005）mm。將內花鍵軸采用數控磨齒機進行逆向修形，經齒輪精度檢測儀檢測的內花鍵齒形齒向報告如圖5、圖6所示。從圖中可看出，齒形精度為5級，遠高于8級的設計要求，齒向雙邊呈現明顯的斜度修形，其中左齒面齒向斜度約為0.034mm，右齒面約為0.031mm。需要注意的是，因齒向兩端有拋物修薄，圖6中的齒向斜度評價范圍并非整個全齒寬160mm，而是去除兩端各9mm，即142mm齒寬范圍內的齒向斜度，這樣按照比例得出全齒寬范圍內的齒向斜度應分別為0.038mm和0.035mm，滿足要求值（0.037±0.005）mm。

將經過磨齒逆向修形的內花鍵軸進行氮化，然后測量內花鍵齒形齒向精度，如圖7、圖8所示。對比氮化前的圖5、圖6可以看出，齒形精度基本沒有發生變化，這是因為齒形精度對檢測基準的變形不敏感，但部分齒向的修形量略有變化，這是因為氮化后的內花鍵軸發生輕微變形，檢測內花鍵的基準面的平面度也有微小變形所致，這是氮化過程中不可避免的，但對于本文的研究及實際應用影響不大。

圖5 內花鍵齒形精度報告

圖6 內花鍵齒向精度報告

過盈裝配及檢測

圖7 氮化后的內花鍵齒形精度報告

對氮化后的內花鍵軸采用液氮冷凍，大齒輪采用感應加熱內孔，兩零件組裝并恢復常溫后，檢測內花鍵齒形齒向，如圖9、圖10所示。

將圖9與圖7對比可看出，齒形精度略有變化，由組裝前的5級變為6級，變形主要集中在靠近齒根部位，這是由于內花鍵齒根處在過盈裝配下，受到擠壓，產生變形，這與第一節的有限元分析結果相吻合。對比圖10和圖8可看出，齒向在組裝前的逆向斜度修形則被過盈配合變形所抵消，整體呈現一定的鼓型，同時也可以看出齒向仍然存在一定的斜度，且斜度方向與逆向修行的斜度方向相反，說明齒向的逆向斜度修形量不夠，不足以完全抵消過盈配合產生的錐度變形，這是上文中齒向逆向斜度修形量趨于保守所致，但也側面印證了我們逆向修形量的有限元計算值是較為準確的。

圖8 氮化后的內花鍵齒向精度報告

同時，圖9和圖10作為內花鍵組件最終的的齒形齒向精度報告，其結果是較為令人滿意的，首先圖9所示的齒形精度為6級，高于設計要求的8級；而圖10所示的齒向呈現鼓型，因此只需重點關注齒向精度中的螺旋線傾斜偏差fHβ，從圖10可看出，左齒面的螺旋線傾斜偏差平均值為18.4μm，右齒面為20.3μm，精度等級為8級，滿足設計要求，當然仍有優化的空間，在實際生產應用中，可將有限元計算結果經轉化后直接作為磨齒逆向修形輸入，最終得到的齒向精度將高于本文。

圖9 過盈裝配后的內花鍵齒形精度報告

結論

圖10 過盈裝配后的內花鍵齒向精度報告

攝影：王舒琪

本文提出了一種高精度、硬齒面內花鍵軸的加工方法，解決了內花鍵硬化后過盈裝配而導致的齒向精度差的問題。相比傳統的內花鍵軸調質后以插齒作為最終工序的工藝，具有齒形齒向精度高、齒面硬度高的特點，其關鍵在于前期的過盈配合有限元計算，以及裝配前的磨齒逆向修形。研究結果總結如下：

（1）過盈配合后內花鍵齒形精度的變形量可以忽略，齒向精度的變形量與過盈量、內花鍵的軸向位置關系直接相關；

（2）逆向修形時，除了考慮齒向總體修形量外，還必須考慮齒向變形規律曲線，適當增加齒向兩端拋物修形量；

（3）過盈裝配的有限元計算結果較為準確，經分析換算后可作為內花鍵磨齒逆向修形的輸入。