湯 亮，何仁杰，龔發(fā)云，李飛揚，劉冠軍，楊 敏

（1.湖北工業(yè)大學(xué)機械工程學(xué)院，湖北武漢430070；2.湖北省制造業(yè)創(chuàng)新方法與應(yīng)用工程技術(shù)研究中心，湖北武漢430070）

隨著能源緊缺問題日益嚴(yán)峻以及風(fēng)電技術(shù)高速發(fā)展，提高轉(zhuǎn)換效率、降低故障率和改善振動與噪聲已成為風(fēng)電技術(shù)研究領(lǐng)域的重點。風(fēng)電齒輪箱作為風(fēng)電機組的核心部件，其傳動性能決定了整個風(fēng)電機組的運行質(zhì)量。因受到變風(fēng)載引起的外部激勵及齒輪嚙合形成的內(nèi)部激勵的影響，風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)產(chǎn)生巨大的振動與噪聲，加速了齒輪箱各零部件的疲勞損壞，造成一定的經(jīng)濟損失。因此，對風(fēng)電齒輪箱進行振動與噪聲的優(yōu)化已成為一項重要研究。

為實現(xiàn)風(fēng)電齒輪箱振動與噪聲優(yōu)化，國內(nèi)外許多學(xué)者已開展了相關(guān)研究，如：Guan等［1］基于所建立的齒輪傳動有限元模型，模擬了傳動系統(tǒng)的誤差激勵，并測得系統(tǒng)在此激勵下的振動響應(yīng)；Zhao等［2］建立了由兩級行星輪系與一級斜齒輪副結(jié)構(gòu)組成的風(fēng)電齒輪箱的振動模型，并分析了在齒輪傳動誤差及嚙合剛度的影響下，風(fēng)電齒輪箱動態(tài)特性的變化情況；Carbonelli等［3］從齒輪嚙合剛度和傳動誤差兩方面探究了齒輪箱輻射噪聲的形成原因，并基于齒輪修形技術(shù)優(yōu)化了齒輪箱的內(nèi)部激勵，改善和減小了其動態(tài)響應(yīng)及噪聲；Switonski等［4］優(yōu)化了齒輪宏觀參數(shù)，通過集中參數(shù)動力優(yōu)化模型得到傳動齒輪的最小振動幅值；劉華朝等［5］通過齒輪齒向及齒廓修形的方式改善了其內(nèi)部激勵，并分析了風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)輸出端響應(yīng)加速度及噪聲的變化情況；方源等［6］通過實驗測試法研究了減速器的動態(tài)性能，為改善其嘯叫噪聲，基于多目標(biāo)優(yōu)化遺傳算法，確定了齒輪最佳修形值，并運用邊界元法分析了減速器輻射噪聲的變化情況；張霖霖等［7］根據(jù)所建立的齒輪傳動純扭轉(zhuǎn)動力學(xué)模型，研究了齒輪模數(shù)、齒數(shù)、螺旋角等宏觀參數(shù)對齒輪動態(tài)特性的影響規(guī)律，并通過Kato 公式預(yù)估了齒輪的輻射噪聲；陳思雨等［8］以齒輪副振動幅度作為衡量齒輪修形優(yōu)劣的指標(biāo)，在較大轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)研究了齒輪修形對齒輪傳動動態(tài)特性的影響。

從以上文獻分析可知，針對風(fēng)電齒輪箱振動與噪聲優(yōu)化問題，現(xiàn)有手段主要是通過齒輪修形來改善齒輪嚙合的內(nèi)部激勵，從而實現(xiàn)齒輪箱傳動系統(tǒng)的減振降噪。但是，上述研究均在單一工況下確定齒輪修形量，而載荷、轉(zhuǎn)速等工況參數(shù)改變后，該修形量未必適用，且運用齒輪宏觀參數(shù)優(yōu)化法來改善風(fēng)電齒輪箱振動與噪聲的研究還較少。對此，筆者在建立風(fēng)電齒輪箱動力學(xué)模型的基礎(chǔ)上，對多工況下風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)進行動力學(xué)仿真分析，應(yīng)用遺傳算法尋求齒輪的最優(yōu)修形量，使它在一定工況范圍內(nèi)有較好的適用性；通過對基本齒條刀具的優(yōu)化，以修改齒頂厚度、齒頂高度及齒根高度的宏觀參數(shù)優(yōu)化法來增大齒輪重合度，并結(jié)合最優(yōu)齒輪修形量來提升風(fēng)電齒輪箱的動力學(xué)特性，以改善其振動及噪聲。

1 風(fēng)電齒輪箱動力學(xué)模型構(gòu)建及風(fēng)載工況模擬

1.1 風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)

以某型號兆瓦級風(fēng)電齒輪箱為研究對象，其傳動系統(tǒng)由兩級行星輪系及三級斜齒輪副組成，通過Romax Designer軟件建立風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)三維模型，如圖1所示。外部轉(zhuǎn)矩經(jīng)一級行星輪系的行星架輸入、太陽輪輸出后，傳遞至二級行星輪系，二級太陽輪將轉(zhuǎn)矩傳遞至三級斜齒輪副輸入軸，最終由輸出軸輸出，以達到增速的效果。風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)各級齒輪副的基本參數(shù)如表1所示。

圖1 風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡圖及三維模型Fig.1 Structure diagram and three-dimensional model of wind turbine gearbox transmission system

表1 風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)各級齒輪副的基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of gear pairs in wind turbine gearbox transmission system

1.2 風(fēng)電齒輪箱剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型

考慮到箱體、行星架等部件的結(jié)構(gòu)柔性，建立箱體及行星架等部件的有限元模型后，采用節(jié)點連接方式將各部件有限元模型與傳動系統(tǒng)三維模型耦合起來，并在箱體扭力臂處施加約束，以模擬機架對箱體的支撐作用。風(fēng)電齒輪箱剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型如圖2所示。

圖2 風(fēng)電齒輪箱剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型Fig.2 Rigid-flexible coupled dynamics model of wind turbine gearbox

圖3 為風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)動力學(xué)模型，圖中Ksi、Kpi、Kri、Kci、Kgη和Csi、Cpi、Cri、Cci、Cgη分別表示太陽輪、行星輪、齒圈、行星架、三級齒輪的耦合支撐剛度和阻尼，Kpiri、Cpiri分別表示行星輪-齒圈的嚙合剛度和嚙合阻尼，其中i=1，2，η=3，4。

圖3 風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)動力學(xué)模型Fig.3 Dynamics model of wind turbine gearbox transmission system

在風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)各支撐部位建立耦合節(jié)點，將軸承、齒圈等部件的支撐剛度及阻尼與箱體有限元模型相耦合，確立耦合支撐剛度和阻尼后，計算各齒輪激勵下風(fēng)電齒輪箱的動態(tài)響應(yīng)。風(fēng)電齒輪箱剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)方程為：

式中：Mt(Mb)為傳動系統(tǒng)（箱體）質(zhì)量矩陣；Ct(Cb)為廣義傳動系統(tǒng)（箱體）阻尼矩陣；Ctb(Cbt)為廣義傳動系統(tǒng)（箱體）耦合阻尼矩陣；Kt(Kb)為廣義傳動系統(tǒng)（箱體）剛度矩陣；Ktb(Kbt)為廣義傳動系統(tǒng)（箱體）耦合剛度矩陣；u¨t、u˙t、ut（u¨b、u˙b、ub）分別為傳動系統(tǒng)（箱體）的加速度、速度、位移向量；F(t)為系統(tǒng)內(nèi)部動態(tài)激勵。

1.3 風(fēng)電齒輪箱外部變風(fēng)載工況

依據(jù)風(fēng)電機組某一運行周期內(nèi)的實測風(fēng)載數(shù)據(jù)及空氣動力學(xué)公式［9］，計算風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)的輸入轉(zhuǎn)矩。為便于分析變風(fēng)載下兆瓦級風(fēng)電齒輪箱的動態(tài)特性，對載荷持續(xù)總時間進行歸一化處理，并將輸入轉(zhuǎn)矩曲線近似離散成10 種不同的轉(zhuǎn)矩工況（L01，L02，…，L10），如圖4所示。

圖4 某一運行周期內(nèi)風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)輸入轉(zhuǎn)矩Fig.4 Input torque of wind turbine gearbox transmission system in a certain operating cycle

2 變風(fēng)載工況下風(fēng)電齒輪箱傳動特性及響應(yīng)分析

2.1 齒輪內(nèi)部激勵

在齒輪傳動系統(tǒng)中，齒輪傳動誤差與嚙合剛度激勵是系統(tǒng)內(nèi)部激勵的重要組成部分，亦是衡量系統(tǒng)振動與噪聲的關(guān)鍵指標(biāo)［10-11］。

圖5（a）為10種工況下各級齒輪的傳動誤差值，可以看出，隨著工況的轉(zhuǎn)變，一級齒圈的傳動誤差曲線出現(xiàn)了較大起伏。L06工況下一級齒圈的傳動誤差如圖5（b）所示，其傳動誤差值（沿嚙合線位移的上下差值）達到最大值，為15.92 μm。一級太陽輪和二級齒圈的傳動誤差曲線的起伏趨勢次之，三級輸出輪及二級太陽輪的傳動誤差曲線較為平穩(wěn)，幾乎未受到工況轉(zhuǎn)變的影響。由此可見，部分齒輪的傳動誤差受工況轉(zhuǎn)變的影響較大。

圖6所示為L06工況下三級斜齒輪的嚙合剛度，對于斜齒輪，綜合嚙合剛度的波動量即代表齒輪嚙合剛度激勵。

圖7為各級齒輪嚙合剛度激勵隨工況的變化曲線。行星架等部件的受載變形使各齒輪產(chǎn)生了偏心誤差，進而改變了齒輪總接觸線長度的變化范圍，造成嚙合剛度激勵發(fā)生變化［12］。由圖可以看出：一級、二級太陽輪的嚙合剛度激勵在前9個工況下均未變化，但在L10工況下均發(fā)生突變；其它齒輪的嚙合剛度激勵在不同工況下有較大變化。

圖5 變風(fēng)載工況下各級齒輪的傳動誤差Fig.5 Transmission error of gears under varying wind load condition

圖6 L06工況下三級斜齒輪嚙合剛度Fig.6 Meshing stiffness of third stage helical gear under L06 working condition

2.2 風(fēng)電齒輪箱振動加速度分析

在齒輪內(nèi)部激勵的影響下，風(fēng)電齒輪箱三級下風(fēng)向軸承座的振動能量最大［5］。因此，對齒輪箱三級輸入輸出軸軸承座進行振動加速度分析。如圖8所示，布置測點以檢測軸承座特定位置的振動加速度，其中：測點1用于輸出軸軸承座的加速度檢測，測點2用于輸入軸軸承座的加速度檢測。

圖7 變風(fēng)載工況下各級齒輪的嚙合剛度激勵Fig.7 Meshing stiffness excitation of gears under varying wind load condition

圖8 風(fēng)電齒輪箱上測點布置Fig.8 Arrangement of measuring points on wind turbine gearbox

圖9為三級輸入輸出軸軸承座振動加速度隨工況的變化曲線。由圖可知，輸出軸軸承座的振動加速度明顯大于輸入軸軸承座，且在L05工況下兩軸承座的振動加速度均達到最大，分別為6.72 和3.91 m/s2。

圖9 風(fēng)電齒輪箱三級輸入輸出軸軸承座振動加速度Fig.9 Vibration acceleration at third stage input and output shaft bearing seat of wind turbine gearbox

3 風(fēng)電齒輪箱各級齒輪副優(yōu)化

3.1 各級齒輪副宏觀優(yōu)化

齒輪傳動的動態(tài)特性受其重合度的影響較大：重合度越高，齒輪傳動振動越小，且嚙合越平穩(wěn)，噪聲越?。?3-14］。以齒輪重合度為優(yōu)化目標(biāo)，以齒頂高度、齒根高度和齒頂厚度為設(shè)計變量，以齒頂間隙、根切間隙及齒條刀尖圓角半徑為約束條件，對風(fēng)電齒輪箱各級齒輪副的宏觀參數(shù)進行優(yōu)化。因優(yōu)化過程中齒輪重合度的增大將導(dǎo)致齒頂厚度減小，從而顯著減小齒輪的彎曲強度，依據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，為滿足齒輪彎曲強度要求，規(guī)定齒頂厚度/模數(shù)＞0.3［15］。

依據(jù)齒輪重合度公式［16］對風(fēng)電齒輪箱各級齒輪副的重合度進行計算，其中式（2）用于計算行星輪系外嚙合齒輪的端面重合度，式（3）用于計算行星輪系內(nèi)嚙合齒輪的端面重合度，式（4）用于計算三級斜齒輪副的端面重合度，式（5）用于換算齒輪齒頂壓力角與全齒高。

式中：εi(s-p)，εi(p-r)，εg3-g4分別為第i級（i=1，2）行星輪系的太陽輪-行星輪、行星輪-齒圈及三級斜齒輪副的端面重合度；zis，zip，zir，zg3，zg4分別為第i級行星輪系太陽輪、行星輪、齒圈及三級輸入輸出輪的齒數(shù)；αis，αip，αir，αg3，αg4分別為第i級行星輪系太陽輪、行星輪、齒圈及三級輸入輸出輪的齒頂圓壓力角；α'i(s-p)，α'i(p-r)，α'g3-g4分別為第i級行星輪系太陽輪-行星輪、行星輪-齒圈及三級斜齒輪副的嚙合角；α包括αis，αip，αir，αg3，αg4，α′包括α'i(s-p)，α'i(p-r)，α'g3-g4，z包括zis，zip，zir，zg3；為齒頂高系數(shù)。

通過增大齒輪副端面重合度，可增大齒輪副總重合度。優(yōu)化前后風(fēng)電齒輪箱各級齒輪副的宏觀參數(shù)和重合度如表2所示。

表2 優(yōu)化前后各級齒輪副的宏觀參數(shù)和重合度Table 2 Macro-parameters and contact ratio of gear pairs before and after optimization

由表2可知，風(fēng)電齒輪箱各級齒輪副的宏觀參數(shù)優(yōu)化后，各級齒輪副的端面重合度及總重合度都得到了有效的提升。盡管優(yōu)化造成齒頂厚度有一定削減，但仍滿足齒頂厚度/模數(shù)＞0.3的規(guī)定，在一定程度上保證了齒輪的彎曲強度。

3.2 各級齒輪副微觀優(yōu)化

齒輪宏觀參數(shù)優(yōu)化后，風(fēng)電齒輪箱的傳動特性已得到一定程度的改善。但由時變風(fēng)載引起的各部件的變形會導(dǎo)致風(fēng)電齒輪箱各齒輪副仍有較大內(nèi)部激勵及偏載。

齒輪修形是減小齒輪內(nèi)部激勵及改善齒輪振動與噪聲的有效方法。由上文分析可知，齒輪傳動誤差及嚙合剛度受工況轉(zhuǎn)變的影響較大，若僅針對單一工況確立修形量，則在其它工況下，該修形量未必適用。因此，需尋得一組在多工況下均能達到理想效果的最優(yōu)修形量。

遺傳算法是一種全局優(yōu)化搜索算法，具有強魯棒性，可以解決復(fù)雜工況下齒輪修形量理論計算值存在偏差的問題，十分適用于齒輪修形設(shè)計研究［17］。

鑒于此，運用遺傳算法對變風(fēng)載工況下各級齒輪修形量進行尋優(yōu)計算，以各級齒輪齒廓鼓形量Cb、齒廓斜度βb、齒向鼓形量Ca及齒向斜度βa為優(yōu)化變量（如圖10 所示，圖中h、b分別表示全齒高度及齒寬），以各級齒輪在所有工況下的內(nèi)部激勵和σΣ最小為優(yōu)化目標(biāo)。在額定工況下運用齒輪修形經(jīng)驗公式確立各級齒輪優(yōu)化變量的取值范圍［18］。考慮到各工況運轉(zhuǎn)周期不同，在計算齒輪內(nèi)部激勵和時應(yīng)考慮各工況運轉(zhuǎn)周期占載荷持續(xù)總時間的權(quán)重，計算公式為：

式中：kn為第n個工況的運轉(zhuǎn)周期占載荷持續(xù)總時間的比值，σn為以某修形量（種群個體）修形優(yōu)化后，齒輪在第n個工況下的內(nèi)部激勵。

圖10 齒輪修形優(yōu)化變量Fig.10 Gear modification optimization variables

設(shè)置遺傳算法種群數(shù)為100，變異系數(shù)為0.3，交叉系數(shù)為0.2，適應(yīng)比為0.1，迭代次數(shù)為20，對變風(fēng)載工況下各級齒輪修形量進行尋優(yōu)計算，具體尋優(yōu)流程如圖11所示。

圖11 基于遺傳算法的齒輪修形量尋優(yōu)流程Fig.11 Optimizing process of gear modification amount based on genetic algorithm

以三級輸出斜齒輪的齒向鼓形量尋優(yōu)為例，通過圖12所示的單一修形量下的優(yōu)化點陣圖可知，三級輸出斜齒輪的內(nèi)部激勵和σ∑的最小值趨近于60。的各級齒輪的最優(yōu)修形量代入Romax齒輪微觀修形模塊中，形成各級齒輪最優(yōu)修形量云圖，如圖13 所示。由于風(fēng)電齒輪箱運行時齒輪僅單向轉(zhuǎn)動，故只對一側(cè)齒面進行修形。

表4 風(fēng)電齒輪箱各級齒輪的最優(yōu)修形量Table 4 Optimum modification amount of gears in wind turbine gearbox 單位：μm

按上述流程對各級齒輪修形量尋優(yōu)，得到風(fēng)電齒輪箱各級齒輪的最優(yōu)修形量，如表4所示。將所得

圖13 風(fēng)電齒輪箱各級齒輪最優(yōu)修形量云圖Fig.13 Nephogram of optimum modification amount of gears in wind turbine gearbox

4 變風(fēng)載工況下優(yōu)化后風(fēng)電齒輪箱動態(tài)響應(yīng)分析

4.1 優(yōu)化后各級齒輪的傳動誤差

對優(yōu)化后的風(fēng)電齒輪箱各級齒輪進行傳動誤差分析，并與優(yōu)化前的傳動誤差進行比較，結(jié)果如圖14所示。

由圖14可以看出：各級齒輪的傳動誤差顯著減小；對比優(yōu)化前，優(yōu)化后各級齒輪的傳動誤差隨工況轉(zhuǎn)變的起伏明顯平緩；在L06工況下，一級齒圈的傳動誤差由15.92 μm下降到了2.52 μm，改善了84.2%；但在某些工況下，該優(yōu)化方法還存在不足，比如在L01、L02、L03工況下，一級齒圈的傳動誤差較優(yōu)化前反而增大。不過從總體看，能取得多工況下的優(yōu)化效果。

圖14 優(yōu)化前后各級齒輪傳動誤差對比Fig.14 Comparison of transmission errors of gears before and after optimization

4.2 優(yōu)化后各級齒輪的嚙合剛度激勵

圖15為優(yōu)化前后風(fēng)電齒輪箱各級齒輪嚙合剛度激勵的對比。

由圖15可知：通過宏觀參數(shù)優(yōu)化和齒輪修形后，各工況下所有齒輪的嚙合剛度激勵均得到了有效改善；相對于傳動誤差的改善，各級齒輪嚙合剛度激勵的改善并未呈現(xiàn)不足。

圖15 優(yōu)化前后各級齒輪嚙合剛度激勵對比Fig.15 Comparison of meshing stiffness excitation of gears before and after optimization

4.3 優(yōu)化后三級輸入輸出軸軸承座振動加速度及噪聲

對優(yōu)化后風(fēng)電齒輪箱的三級輸入輸出軸軸承座進行振動加速度分析，并根據(jù)振動加速度級公式（7）計算三級輸入輸出軸軸承座的結(jié)構(gòu)噪聲，結(jié)果如圖16所示。

圖16 優(yōu)化前后三級輸入輸出軸軸承座振動加速度及結(jié)構(gòu)噪聲對比Fig.16 Comparison of vibration acceleration and structural noise of third stage input and output shaft bearing seat before and after optimization

式中：La為結(jié)構(gòu)噪聲，dB；a為軸承座加速度有效值，m/s2；a0為基準(zhǔn)加速度，a0=1.00×10-6m/s2。

由圖16可以看出，優(yōu)化后，各工況下三級輸入輸出軸軸承座的振動加速度及結(jié)構(gòu)噪聲明顯減小，且相比于輸入軸軸承座，輸出軸軸承座振動加速度及結(jié)構(gòu)噪聲的改善效果更為顯著。以輸出軸軸承座為例，優(yōu)化前后各工況下其振動加速度及結(jié)構(gòu)噪聲分別如表5 和表6 所示。由表可知，L02 工況下輸出軸軸承座振動加速度和結(jié)構(gòu)噪聲的改善效果最優(yōu)，振動加速度減小了17.2%，結(jié)構(gòu)噪聲降低了1.7 dB。

5 結(jié) 論

1）以某型號兆瓦級風(fēng)電齒輪箱為研究對象，考慮到箱體及行星架等部件的結(jié)構(gòu)柔性，將各部件有限元模型與傳動系統(tǒng)三維模型以節(jié)點連接方式耦合起來，建立風(fēng)電齒輪箱剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型，并通過空氣動力學(xué)公式模擬了風(fēng)電齒輪箱傳動系統(tǒng)的輸入轉(zhuǎn)矩。

2）分析了變風(fēng)載工況下風(fēng)電齒輪箱齒輪內(nèi)部激勵變化規(guī)律，得出齒輪傳動誤差及嚙合剛度激勵受工況轉(zhuǎn)變的影響較大；分析了齒輪內(nèi)部激勵下風(fēng)電齒輪箱三級輸入輸出軸軸承座的振動加速度。

3）以齒輪修形量在多工況下有效為前提，以各級齒輪內(nèi)部動態(tài)激勵和最小為優(yōu)化目標(biāo)，基于遺傳算法尋得適用于多工況的最優(yōu)修形量，并與齒輪宏觀參數(shù)優(yōu)化方式相結(jié)合，改善變風(fēng)載工況下風(fēng)電齒輪箱的動態(tài)特性。

4）對比變風(fēng)載工況下優(yōu)化前后風(fēng)電齒輪箱的動態(tài)特性，結(jié)果表明：該風(fēng)電齒輪箱的振動加速度及結(jié)構(gòu)噪聲在各工況下均有明顯改善，振動加速度最大減小了17.2%，噪聲最大減小了1.7 dB。

表5 優(yōu)化前后輸出軸軸承座振動加速度對比Table 5 Comparison of vibration acceleration at output shaft bearing seat before and after optimization

表6 優(yōu)化前后輸出軸軸承座結(jié)構(gòu)噪聲對比Table 6 Comparison of structural noise at output shaft bearing seat before and after optimization 單位：dB