裝配式抬升減速器行星架設計及試驗研究

劉媛媛，張 氫，秦仙蓉，孫遠韜，趙倩瑩

（同濟大學 機械與能源工程學院，上海 201804）

行星架作為抬升減速箱內部連接行星輪與下一級傳動的關鍵部件，直接影響著各行星輪之間的載荷分布，是抬升減速器正常運作的核心，關系到抬升減速器的可靠性和有效壽命［1］.行星架不僅承受較大的工作載荷，還承受惡劣海況下運行時的沖擊載荷，因此極易發(fā)生損壞.

常見的行星架結構有雙臂式和單臂式兩種形式.雙臂式結構剛性好，但軸向尺寸大，加工困難，對齒輪精度等級要求高，且易使行星輪偏載.單臂式結構加工簡單，裝配方便，質量輕且便于行星輪均載，因此得到了越來越廣泛的應用.目前，抬升減速箱越來越多采用單臂式結構，但單臂式結構的行星輪軸呈懸臂狀態(tài)，剛性較差，受載時易產生較大的變形且在懸臂根部產生較大應力，從而導致行星輪軸斷裂［2－4］.如圖1所示，單臂整體鑄造式行星架發(fā)生了斷裂.行星架的損壞失效嚴重影響了海洋平臺的正常作業(yè)，造成了巨大的經濟損失.單臂行星架的制造方法常采用鑄造加工或整體鍛件精加工，但鑄造加工會降低材料的力學性能，還易出現(xiàn)鑄件縮孔等缺陷［5－6］，從而導致行星架強度的降低；整體鍛件精加工需對車床進行專門的改裝，成本高，經濟效益低.目前大部分的相關研究主要集中于行星架的強度與疲勞分析 ，以及結構參數(shù)優(yōu)化等，對單臂行星架的結構形式和制造加工并沒有研究.

圖1 某抬升減速器斷裂損壞后的行星架Fig.1 Broken planet carrier of gearbox on jack－up platform

為解決單臂行星架受力差和制造加工難的問題，本文提出了一種過盈連接加點焊固定的裝配式單臂行星架結構.首先利用有限元分析得到連接可靠且具有較好的強度和剛度性能的裝配式單臂行星架，然后完成了不同過盈量的過盈配合試驗和點焊試驗.行星輪軸通過過盈配合連接在行星架本體上并局部點焊，以保證兩者間具有足夠的摩擦力，使其能夠正常工作而不會串動、脫落.裝配式單臂行星架結構不僅降低了抬升減速器的加工成本，還增加了減速器的可靠性.

1 裝配式單臂行星架結構

采用裝配式結構的行星架，分為行星板和行星輪軸兩個部分，如圖2所示.行星板和行星輪軸可采用性能良好的材料和高效率工藝分別加工制造，不僅減少了加工成本，還增加了零件強度，并且保證行星架上行星輪軸孔的位置精度，大大減少了各行星輪受載不均的情況.

圖2 裝配式單臂行星架結構Fig.2 Structure of assembly planet carrier

裝配式結構連接處采用過盈連接，并在行星輪軸尾部與行星板連接處增加點焊，將行星架與行星板連接成一體.點焊的應用可保證在較大沖擊載荷作用下行星輪軸不會與行星板分離，增強了行星架裝配結構的可靠性.

行星輪軸采用階梯軸形式，在與行星板連接處設有環(huán)狀凸臺，凸臺一側端面與行星架端面貼緊配合，以承受較大的彎矩.兩端端面變化處用大圓角過渡，以減少應力集中和輪軸變形，防止行星輪軸斷裂.

為驗證裝配式單臂行星架具有較好的強度和剛度，利用有限元軟件ANSYS對裝配式行星架進行受力分析.行星輪軸分別采用直徑為150mm的光軸和階梯軸，考慮到結構的對稱性，僅以單個行星輪軸所在的部分行星架作為研究對象，并在行星輪軸與行星輪軸承接觸的地方施加面載荷.行星架受載后的應力云圖如圖3所示.由圖3可知，階梯軸行星架的應力分布比較均勻，且在懸臂根部的應力值也降低了.這主要是由于階梯軸有環(huán)狀凸臺，凸臺一側端面與行星架端面貼緊配合，能承受較大的彎矩，兩端端面變化處的大圓角過渡則減少了應力集中.

圖3 行星輪軸分別為光軸和階梯軸時行星架的應力云圖Fig.3 Stress nephogram of planet carrier with or without multi－diameter form shaft

行星輪軸采用光軸和階梯軸的位移云圖如圖4所示.由圖4可見，兩種形式的行星架變形相似，都在行星輪的尾端出現(xiàn)最大值，但階梯軸形式的位移要小于光軸形式.

圖4 行星輪軸分別為光軸和階梯軸時行星架的位移云圖Fig.4 Deformation nephogram of planet carrier with or without multi－diameter form shaft

表1列出了兩種行星架的最大位移和最大應力.由表1可知，階梯軸形式的行星架相對于光軸形式的行星架，其最大位移減小了30%，最大應力減小了50%.這說明行星輪軸采用階梯軸形式可在一定程度上提高行星架的強度和剛度.

表1 行星輪軸為光軸和階梯軸時行星架的最大位移和最大應力Tab.1 Max stress and deformation of planet carrier with or without multi－diameter form shaft

2 裝配式單臂行星架試驗分析

2.1 過盈量試驗

裝配式單臂行星架連接處采用過盈連接.過盈量太小，行星輪軸易脫落；過盈量太大，行星板和行星輪軸連接處易產生塑性變形，無法保證初始過盈量.

圖5 裝配式單臂行星架過盈試驗裝置Fig.5 Interference fitting test device of assembly planet carrier

行星板與行星輪軸過盈配合量的合理性，是由行星輪軸在不出現(xiàn)滑動情況下所能承受的最大軸向力決定的.因此，以不同過盈量下的試驗來研究最大軸向力與過盈量的關系，試驗裝置如圖5所示.試驗中，軸和軸套的配合長度為90mm，軸的直徑和空洞內徑為150mm；通過過盈連接計算，確定基本過盈量為0.161mm.以0.02mm為間隔，選取4組過盈量值，分別為0.12，0.14，0.16，0.18mm.試驗步驟如下：首先軸套與軸過盈裝配完成并將軸套固定，然后對軸的尾端施以壓力，軸相對軸套開始發(fā)生滑動直至完全脫離，得到這一過程中壓力隨軸位移的變化歷程，如圖6所示.

圖6 行星輪軸軸向力的變化Fig.6 Variation curve of axial force of planet shaft

圖6試驗結果顯示，4種過盈量下軸向力變化趨勢大致相同：隨著軸相對于軸套的位移從0增加至4mm左右，壓力從零點直線上升至最大，此階段為彈性位移段，軸相對于軸套在滑動前處于靜摩擦狀態(tài)，能承受較大的軸向力，可較好地傳遞力及力矩；然后壓力急速下滑至較小值后緩升，此時軸相對軸套開始發(fā)生滑動，軸與軸套處于配合滑動摩擦狀態(tài)，傳遞力及力矩能力大大下降；當軸相對于軸套的位移繼續(xù)增加至70mm時，軸逐漸退出軸套，壓力隨配合面減小，曲線下降；當軸退出一半后，軸相對于軸套的位移達到80mm左右時壓力下降微小，趨于平直.

試驗結果表明，隨著過盈量的增加，軸所能承受的最大軸向力也增加，但過盈量增加到一定程度后，最大軸向力反而減小.由此可見，過盈量大小與最大的傳遞力之間并不是線性關系，不能簡單認為過盈量增加，裝配連接傳遞力及力矩的能力也增加.一旦軸與軸套發(fā)生相對移動，軸向力就會急速下降，所以采用局部點焊以防止兩者間出現(xiàn)滑動，保證高可靠性連接.

2.2 焊接效果試驗

裝配式單臂行星架裝配連接為過盈配合，還采用點焊以保證行星板與行星輪軸間更可靠地連接.但過多點焊產生的高溫易使行星架結構變形，影響行星輪均載，增大行星輪所受的工作載荷.因此，以焊接前后的行星架孔距和行星輪軸的垂直度偏差作為結構變形的檢測標準，來評價焊接效果的合理性.

焊接效果試驗以φ150mm的行星輪軸為例，分別測量2點焊接、4點焊接和周圈焊接3種焊接形式下的焊接前后行星架孔距和行星輪軸的垂直度偏差值，結果見表2.

表2 3種型式焊接前后裝配式單臂行星架的變形情況Tab.2 Deformation of assembly planet carrier before and after welding

由表2可知，焊接形式對孔距和垂直度偏差具有較大影響.采用周圈焊接時，孔距偏差和行星輪軸的垂直度偏差最大；4點焊接次之，2點焊接最小.這主要是由于焊接時產生的高溫使行星架結構產生變形所致.在每種焊接形式下，隨著過盈量的增加，孔距偏差和垂直度偏差都逐漸減小.

采用2點焊接形式且過盈量較大時，孔距偏差及垂直度偏差較小，均在工程允許的誤差范圍內.因此，裝配式單臂行星架采用2點點焊較為合理.

3 結語

（1）裝配式單臂行星架采用鍛制的行星架和軋制的行星輪軸通過精加工組成過盈裝配形式，并且所有行星輪軸均采用階梯軸形式，該結構變形小、受力好，減小了應力集中；解決了整體式單臂行星架加工難和受力差的缺點，降低了加工成本，增加了可靠性.

（2）行星板和行星軸配合處的過盈量并不是越大越好，在靜摩擦狀態(tài)下所承受的軸向力最大，采用局部點焊來保證最大軸向力；當采用2點點焊形式時，孔距偏差和行星輪軸的垂直度偏差較小，均在工程允許的誤差范圍內.

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