风机偏航导电滑环温度分布特性研究

文章编号：2095-6835（2023）14-0059-05
风机偏航导电滑环温度分布特性研究
张维波，王成，陈奔，郭佳豪，金海天
（沃尔研究院深圳沃尔核材股份有限公司，广东深圳518118）
摘要：导电滑环内电刷与导电环间接触发热是导致导电循环温升过高的主要原因。

以风机偏航导电滑环为研究对象，利用有限元法对电刷与导电环间的接触发热进行热电固多物理场耦合的数值仿真，对不同电流、不同接触压力及不同材质的电刷与导电环间的温度场进行模拟，并通过具体试验验证了仿真的合理性。

根据仿真与试验结果可知，在相同电流情况下，不同材质的电刷与导电环触点间的温度都随着电刷与转子间压紧力的升高而下降，且幅度呈变小趋势，其中当压紧力增大达到16.65N时触点温升下降约50%。

铜-石墨电刷的温升整体小于黄铜电刷，因此在导电滑环上使用铜-石墨材质的电刷相比于黄铜电刷具有更好的使用性能，紧力时可大幅减小电刷与导电环接触点间的温升。

关键词：风机偏航；导电滑环；电刷温升；电刷材质
中图分类号：TH117文献标志码：A DOI：10.15913/ki.kjycx.2023.14.017
风机在运行过程中由于风向的变化，需通过偏航来最大化利用风能发电，此时需要在回转部分电路与固定部分电路连接的情况下，通过导电滑环实现电流的动态传输[1-2]。

由于风机内部结构封闭，难以散热，导电滑环内电刷与转子间接触发热是导致导电循环温升的主要原因[3]，导电滑环过热会直接影响风机的正常运行，一旦发生事故，影响范围较大。

导电滑环的主要发热由电刷与转子间的电气损耗产生的焦耳发热与机械摩擦发热组成，近年来很多学者对导电滑环的机械摩擦损耗展开了研究。

孙远航等[4]通过小子样数据处理法和随机性理论对导电滑环的磨损失效进行仿真，得到其变化函数，再通过试验的方式进行验证。

为了从微观的角度分析导电滑环的磨损机理，尹念等[5]借助分子动力学进行了建模，揭示导电滑环上Au-Au涂层的摩擦磨损性能随温度和速度变化的微观机理。

基于滑动电摩擦理论和摩擦学理论，贾清健等[6]从真空和温度角度研究导电滑环的摩擦力矩特性。

为了研究干摩擦状态下载荷、速度和电流密度对水轮发电机电刷集电环磨损的影响，秦红玲等[7]利用了多功能摩擦磨损试验机。

马宏忠等[8]基于电热耦合的方法对风力发电机的导电滑环系统进行三维温度场模拟，在此基础上通过基于复频域的拉普拉斯变换求解热路方程，通过理论计算结果验证仿真模型。

而另一部分学者的研究结果显示，当给予导电滑环合适的载荷后可以有效减少其机械磨损和电气损耗[9-11]。

国内外学者很少对风机偏航所用导电滑环的温度特性展开研究。

风机偏航的导电滑环需要特定的性能，一方面为了减少检修的次数，需要导电滑环具有很好的稳定性；另一方面，由于风电场的自然风风况较为复杂，风向具有时变性，因此在保证风机的稳定运行的情况下，规定风机只在风向超过15°才可开始偏航[12]。

风场现场调研结果表明，风机偏航旋转角度平均每天为1540°，所以风机偏航时其转动频率很低，故在计算导电滑环的发热时可忽略偏航导致摩擦发热的影响，主要考虑电刷与转子之间电接触造成的焦耳发热。

导电滑环发热温升过高会引起电刷与转子的热膨胀，从而导致磨损加剧，久而久之两者间会出现空气绝缘层，在电流击穿后会发生打火，影响风力发电机的使用，具体情况如图1所示。

图1导电滑环的温升情况分析
本文通过SolidWorks建立电刷与转子间的简化模型，通过有限元法进行热-电-力多物理场耦合的温度场数值模拟，再根据试验对仿真结果进行验证，对不同电流、不同接触压力及不同材质电刷的温度分布情况进行对比分析。

大规模检修
小规模检修
打火
出现空气绝缘层
加剧转子磨损
加剧电刷磨损
导电滑环温升
电气损耗
机械磨损
电流密度
接触电阻
接触压力
相对速度
接触面状态
1电接触理论
电接触理论是电刷与导电环间焦耳发热特性分析的基础。

在实际生活中，肉眼可看到平滑的导体表面微观上是凹凸不平的，当2个看上去光滑的导体表面相接触时微观上最高的粗糙顶峰最先接触，粗糙顶峰将会刺破表面氧化层，出现局部应力，顶峰被压缩，稍低的顶峰参与接触，承受载荷，当接触的顶峰的面积和增加到足够承受施加载荷时，接触完成。

真正接触的只会是一个或多个微小的点，这些点建立局部的接触导电路径。

根据电接触理论，往往将2个导体宏观上接触的面积视为名义接触面，而这些实际的局部导电路径被称为接触斑点[13]。

当电流流过这些接触斑点时，由于其尺寸极小往往会造成电流线的收缩，从而延长了电流流过的路径，减小了有效地导电面积。

因此接触斑点局部会出现附加电阻，即收缩电阻R s 。

收缩电阻R s 与接触材料的电阻率ρ成正比，与接触斑点的直径α成反比，即
α
ρ4s =
R 。

如果接触斑点之间存在可导电的表面薄膜，则会导致膜层电阻R f 的存在。

膜层电阻R f 的大小由薄膜的厚度d 、接触斑点的直径α、膜层的电阻率ρf 决定，即
2f f πα
ρd R =。

接触电阻R T 的数值为收缩电阻R s 与膜层电阻R f
之和，即R T =R s +R f 。

通过R T =R s +R f 计算接触电阻需要一些微观尺寸，一般难以获得。

工程上常用宏观手段确定接触电阻的近似值，公式如下：
m
F k R ）
（0.102T
T =式中：k T 为与接触材料与表面情况有关的参数；F 为接触压力的数值[14]；m 为与接触形式、承受载荷等有关的参数，可通过查阅资料确定。

接触电阻的存在使得电流在接触位置会产生大量焦耳热，导致导电滑环温度升高。

因此所需的滑动电接触材料既要具有良好的导电性，又要具有良好的耐磨性。

2多物理场耦合下电刷与转子间温度场模拟
2.1
多物理场耦合分析方法
物理现象并不是单独存在的，导电滑环在其工作状态下，受到电、热、力等多种物理量的综合作用。

导电滑环会在电压和电流以及接触压力的激励下，以恒定电场和应力场为主导，引导温度场变化。

在此期间还需考虑流体场，即热对流的作用。

物理场之间的耦合可根据耦合的强弱分为单向耦合、双向显式耦合、双向隐式耦合及完全耦合。

对于物理场景中耦合强度并不高的问题，一般采用单向耦合的形式，单向耦合的特征是其仿真结果的输入输出具有先后顺序，下游的计算结果并不会对上游的计算结果产生影响[15-17]。

导电滑环物理场间的耦合关系如图2所示。

由于流场对导电滑环电刷与转子的影响仅为热对流换热，相比电场、温度场及结构场较为微弱。

电刷结构场与电场间的作用为单向耦合，电刷通过弹簧施加接触压力紧密贴合，实现导电，而接触压力的变化会导致接触电阻变化，从而改变电场分布。

电场中电能的损耗会导致温度升高影响温度场，而温度场的变化会改变材料的电导率从而反向作用于电场。

电刷施加的接触压力也会导致接触热阻的改变，从而影响温度场，而温度的变化会通过热应力与热应变反馈于结构场中。

图2导电滑环电刷转子间的多物理场耦合
行业内导电滑环设计标准如表1所示。

温升不超过40K 使用最为稳定，而最高温升不得超过60K 。

因此温度场变化所导致的热应力与热应变对结构场的影响极其有限。

而热电分析可实现电场与温度场的双向耦合分析。

为了提高计算效率，可将导电滑环电刷与转子间的多物理场耦合问题转化为结构场与热电场的单向耦合问题。

表1
行业内导电滑环温升评估范围
导电滑环平均温升/K
评估
＜40优良40～50合格50～60有风险＞60
较大风险
2.2电刷温升仿真模型
利用SolidWorks 建立三维模型来模拟电刷与转子
间的温度场。

由于导电滑环转子上往往分布着多个电刷，考虑到计算效率，将模型简化为一根电刷主体（截面直径为8mm ，长度50mm 的圆柱体）与转子局部（截面为10mm ×10mm ，长度为80mm 的长方体）的接触，其三维结构如图3所示。

温度场
电导率
结构场
电场
电流热效应
单位：mm
图3简化后的电刷与转子三维模型
将上述模型导入有限元分析软件中，设置的材料属性如表2所示。

表2材料属性明细表
材料弹性模量/Pa 泊松比热导率/（W·m -1·℃-1）电阻率/（Ω·m ）黄铜 1.06×10110.324108.9007.10×10-8铜-石墨 1.0×10100.300120.0000.09×10-8锡青铜
8×1010
0.350
87.120
9.20×10-8
为了研究不同材料电刷温升情况，设置电刷材料为黄铜及铜-石墨2种，转子材料为锡青铜。

电刷与转子接触时，电刷尾部弹簧提供接触压力。

在确定电刷与转子间接触压力大小前，首先需要确定弹簧的弹性系数。

使用拉伸试验机对电刷上的弹簧进行测试，拉伸试验机可压缩弹簧固定的距离并实时检测所用的压力，选取2种不同材料电刷的弹簧（每种3根）所得到的弹簧压缩量与压力的关系如图4所示。

图4电刷弹簧压缩量与压力之间的关系
结果表明，在弹性范围内，这些弹簧的压缩量与所用压力成正比关系，这说明这些弹簧具有基本相同的弹性系数，根据所得数据计算得出弹簧弹性系数为1.85。

对有限元分析软件的静态结构模块进行稳态分析。

首先进行网格划分，使用扫略的方式生成网格，控制网格尺寸为0.2mm 的六面体网格，如图5所示。

设置转子与电刷之间的接触状态为滑动摩擦接触，多次仔细对比后设置渗透容差值为0.1mm ，法向刚度
为1。

单位：mm
图5
模型的网格划分
在电刷远离转子的端面上施加压力以模拟弹簧的弹力。

弹簧有效压缩长度为15mm ，故在端面上分别施加0N 、5.55N 、11.1N 、16.65N 、22.2N 及27.75N 的压力。

2.3
电刷温升仿真结果
下文暂以黄铜电刷施加5.55N 的压力为例进行说明，首先通过稳态分析得到如图6所示的应变分布云图。

图6 5.55N 压力下黄铜电刷与转子应变分布云图
根据图6可知，电刷端部施加5.55N 的压力后，应变最大值达到4.6×10-3mm ，出现在施加压力的位置。

在电刷与转子接触位置也出现少许应变。

在此基础上，将静态结构模块所得到的应变结果作为边界条件导入热电分析模块。

在热电分析模块中，由于工作台的集成属性，在耦合分析时，模型与材料和网格划分情况进行共享。

在热电分析模块中，施加电流为10A ，设置环境的对流传热系数为5W/（m 2·℃），设置环境温度为27℃。

由于这种电刷与转子接触模型的特殊性，在热电分析中需考虑接触热阻与接触电阻的影响。

通过热电分析设置接触面上的热传导与电传导值。

随后设置载荷子步进行计算，得到5.55N 压力下黄铜电刷与转子接触的温度分布如图7所示。

转子
弹簧压缩长度/mm
2
4
6
8
1012141618
20
电刷
30027024021018015012090603022.50
67.50
22.50
67.50
0.00
45.00
90.00
0.00
45.00
90.00
图7 5.55N压力下黄铜电刷与转子接触的温度分布
根据图7可知，在5.55N压力下导通10A电流（电流密度0.2A/mm2）后，黄铜电刷与转子接触位置处存在明显的温升现象，在接触点中心处温度最高，达到39.75℃，向两端温度递减，且转子上温度略高于电刷上。

这是由于接触电阻的存在，电刷和转子间并未完全接触而引发局部温升，而转子上整体温度略高于电刷是因为转子截面积较大，具有较大的电阻，在电流的热效应作用下带来更大的发热量。

根据上述步骤，分别改变电刷材料、电流与压紧力的大小得到的触点温度如表3所示。

表3不同电流、材料、压紧力的电刷触点温度仿真结果
电流/ A 电刷
材料
压力
级别
压紧
力/N
环境
温度/℃
触点
温度/℃
10黄铜10.0027.0041.79 2 5.5527.0039.75 311.1027.0038.53 416.6527.0035.26 522.2027.0034.04 627.7527.0033.63
10铜-
石墨
10.0027.0044.65
2 5.5527.0039.75
311.1027.0035.67
416.6527.0031.59
522.2027.0030.77
627.7527.0030.37
20黄铜10.0027.0064.23 2 5.5527.0060.15 311.1027.0056.07 416.6527.0055.66 522.2027.0055.26 627.7527.0054.85
20铜-石墨10.0027.0066.27 2 5.5527.0062.19 311.1027.0056.48 416.6527.0051.18 522.2027.0043.83 627.7527.0039.75
3电刷转子温升模拟试验
3.1温升模拟试验过程
为了验证上述仿真路径的准确性，本文设计了如图8所示的温升模拟试验装置进行电刷转子温升模拟试验。

所述电刷安装在电刷固定件上，电刷固定件与底板之间通过紧固螺栓连接，电刷内置弹簧，弹性系数均为1.85，可自由伸缩。

将模拟转子通过紧固螺栓固定在转子固定件上，固定件在底板上滑槽内自由移动，通过2个紧固螺栓将转子固定件固定在滑槽内任意位置。

通过控制转子固定件在滑槽内的位置调整弹簧的压缩量，即接触压力的大小。

图8电刷转子温升模拟试验装置
根据仿真情况选取转子与电刷接触点为温度测点，在测点处通过耐高温胶带将测温端子固定，将测温端子连接到温度采集装置上，如图9所示。

利用温度采集装置可以实时监测测点的温度变化。

将转子和电刷的接线端接在恒流源设备上，将电流分别控制为10A和20A开始试验。

为了排除外界环境因素的影响，需保持室温恒定为27℃，试验在保温罩内进行，保温箱如图10所示。

图9温度采集模块
图10保温箱
试验过程中通过温度采集系统检测接触点处的温度变化记录起始时刻温度，直至温度数据稳定后记录最终温度。

根据GB/T5095.3—1997《电子设备用机电元件基本试验规程及测量方法》标准，认为20min 内温度波动不超过0.2℃为温度稳定状态。

3.2试验结果与仿真结果的对比
通过上述过程获得10A和20A电流（对应电流
电刷转子触点
转子固定件
滑槽
模拟转子
底板
电刷
电刷固定件
密度为0.2A/mm 2和0.4A/mm 2）下黄铜与铜-石墨材质的电刷在不同压紧力下稳定后的接触点温度，并将试验结果与仿真数据进行对比，具体如图11与图12所示。

图110.2A/mm 2
电流密度下不同接触压力对
电刷触点温度的影响
图120.4A/mm 2
电流密度下不同接触压力
对电刷触点温度的影响
根据上述试验与仿真结果的对比可以发现：①相同条件下电刷触点的仿真与试验温度的变化趋势是一致的，两者之间的误差不超过20%，这说明了仿真路径的合理性。

②相同电流下，随着电刷与转子间压紧力的升高，触点间的温度随之下降，且下降的幅度逐渐变小；当压紧力增大达到第4个级别（16.65N ），触点温升下降的幅度极大（超过50%），且16.65N 之后压紧力的变化对触点温升的影响极小。

这是因为压紧力会改善电刷与转子的电接触，从而降低触点温度。

③从温升来看，在10A 和20A 的电流下，铜-石墨电刷的温升整体是小于黄铜电刷的，在第2个压力级别以上的压紧力作用下，这种优势会越发明显。

且对比2种电流级别发现，电流越高则铜-石墨电刷比黄铜电刷的温升更低的优势就会越大。

这是因为铜-石墨
电刷的硬度较低，在一定压紧力作用下更易发生形变，从而改善与转子的接触，减小接触电阻，从而导致温度下降。

而随着压紧力增大到一定状态，接触将不再随着压紧力增大而改善，触点温度也会趋于平稳。

④考虑到行业内对导电滑环温升的评估范围，性能良好的导电滑环温升不应该超过40K ，从试验与仿真结果来看，电刷上的电流密度不得超过0.4A/mm 2。

4结论
本文通过热电固多物理场耦合的方式对风电偏航导电滑环所用的电刷进行温度场模拟，得到不同材料的电刷在不同大小电流作用下，其触点温度随接触压力的变化规律，并在此基础上完成了电刷温升模拟试验。

具体结论如下：①在0.2A/mm 2和0.4A/mm 2电流
密度下，黄铜和铜-石墨2种材料电刷与导电环触点的仿真与试验温度随着压紧力的变化趋势是一致的，两者之间的误差不超过20%，通过试验的方式也验证了仿真结果的准确性。

②根据仿真和试验结果可知，在相同电流下，随着电刷与转子间压紧力的升高，触点间的温度随之下降，且下降的幅度逐渐变小；当压紧力增大达到16.65N ，触点温升下降近50%，且16.65N 之后压紧力的变化对触点温升的影响极小，所以给予电刷一定的压紧力会具有更好的温度特性。

③从温升来看，在0.2A/mm 2和0.4A/mm 2电流密度下，铜-石墨电刷的温升整体是小于黄铜电刷的，在10N 以上压紧力作用下，这种优势会越发明显。

行业内性能良好的导电滑环温升不应该超过40K ，根据试验与仿真结果，即单个电刷上的电流密度应不超过0.4A/mm 2，因此铜-石墨电刷具有更好的温度特性。

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（下转第66页）
接触压力/N
接触压力/N
黄铜电刷触点仿真温度
铜-石墨电刷触点仿真温度黄铜电刷触点实测温度铜-石墨电刷触点实测温度
黄铜电刷触点仿真温度
铜-石墨电刷触点仿真温度黄铜电刷触点实测温度铜-石墨电刷触点实测温度
（e）桩间距10d
图4不同桩间距复合地基数值模拟结果
在数值模拟中，通过改变刚性桩复合地基桩间的距离，可以研究不同桩间距对土拱效应的影响。

根据模拟结果，不同桩间距下的刚性桩复合地基桩间土拱效应特点如下：①桩间距为较小值时（如桩间距为2d），桩之间形成的土拱结构不明显，同时，桩之间的相互作用也比较显著，会对桩的变形特性产生一定的影响。

②桩间距为中等值时（如桩间距为4d、6d），土拱效应较为显著，地基的承载能力也相应增大。

③桩间距离为较大值时（如桩间距为8d、10d），土拱效应逐渐减弱直至完全消失，此时，地基的承载能力仅由桩和土壤的共同作用决定。

④随着荷载的增加，刚性桩复合地基的变形和应力分布也会发生变化。

在桩间距离为较小值时，地基的变形和应力分布相对均匀；在桩间距离为中等值和较大值时，地基的变形和应力分布会出现不均匀的情况，尤其是在桩周附近。

4结论
通过刚性桩复合地基桩间土拱效应的模型试验与数值模拟研究，获得的主要结论如下：①模型试验结果表明，随着桩间距的增大，土拱效应逐渐减弱，直至最后完全消失，当桩间距在4～8倍桩径时，桩间土拱效应明显。

②对不同桩间距的刚性桩复合地基进行数值模拟，计算结果与试验结果基本一致。

证明本次数值模型可以较好地预测刚性桩复合地基桩间土拱效应的变化趋势和规律。

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作者简介：江思卿（2000—），男，安徽六安人，硕士研究生在读，研究方向为岩土工程。

（编辑：王霞）
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作者简介：张维波（1974—），男，本科，机械工程高级工程师，深圳市优秀工程师，主要从事非标设备的研发和技术管理工作。

（编辑：严丽琴）。