葛國(guó)偉，秦聰，尤海飛，程顯，李建

(1.鄭州大學(xué) 電氣工程學(xué)院，河南 鄭州 450001；2.維發(fā)電子科技(常州)有限公司，江蘇 常州 213000)

陶瓷密封直流接觸器廣泛應(yīng)用于新能源電動(dòng)汽車、充電樁、蓄電池供電、變頻器電容預(yù)充電、直流功率控制、電路保護(hù)及其他電動(dòng)車輛的電源開(kāi)關(guān)控制，以及不間斷電源等電控系統(tǒng)[1]。電動(dòng)汽車及其充電系統(tǒng)的電壓等級(jí)不斷提高，對(duì)接觸器的安全性和穩(wěn)定性提出了更高的要求，接觸器是開(kāi)關(guān)模塊功能性失效的主要部件，提高所需高壓直流接觸器的性能和大容量開(kāi)發(fā)迫在眉睫[2]。陶瓷接觸器的動(dòng)靜觸頭處在由特種陶瓷密封且充有高壓滅弧氣體的環(huán)境中，散熱較為困難，因此在重載時(shí)會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的發(fā)熱問(wèn)題。一方面，過(guò)高的溫升會(huì)導(dǎo)致機(jī)械強(qiáng)度降低，引發(fā)觸頭熔焊、疲勞等問(wèn)題，而且會(huì)增加連接部位的接觸電阻，進(jìn)一步影響觸頭的接觸電阻及其電氣性能，使得接觸器的使用壽命大幅縮短。另一方面，直流接觸器向著小型化、大容量的方向發(fā)展，即在不增加接觸器體積甚至減小體積的前提下，使其能夠承受更高電壓、更大電流的負(fù)載[3]，這會(huì)導(dǎo)致接觸器的負(fù)載體積比增大，觸頭與線圈的溫度過(guò)高。因此，為保證接觸器長(zhǎng)時(shí)間安全可靠運(yùn)行，對(duì)其進(jìn)行熱分析十分必要。通過(guò)熱分析得到溫升的影響因素，為接觸器小型化與大容量等方面的性能改進(jìn)提供理論依據(jù)，從而更好地指導(dǎo)產(chǎn)品設(shè)計(jì)，縮短研發(fā)周期。

電力設(shè)備的熱分析是涉及電流場(chǎng)、氣體場(chǎng)和溫度場(chǎng)多個(gè)物理場(chǎng)耦合的復(fù)雜問(wèn)題[4]。國(guó)內(nèi)外對(duì)包括直流接觸器在內(nèi)的電器設(shè)備進(jìn)行了大量的研究工作。Polchow等對(duì)電力連接器進(jìn)行熱場(chǎng)仿真，并且考慮了由于磨損引起接觸電阻增大而對(duì)觸頭溫升產(chǎn)生的影響[5]。Barcikowski等在對(duì)微型斷路器進(jìn)行熱場(chǎng)研究時(shí)，發(fā)現(xiàn)其內(nèi)部的對(duì)流與輻射傳熱過(guò)程對(duì)整體導(dǎo)電回路穩(wěn)態(tài)溫升的影響可以忽略不計(jì)[6]。薄凱等搭建了大電流條件下真空接觸器溫升特性測(cè)試平臺(tái)，實(shí)驗(yàn)研究不同電流下的真空接觸器溫升特性，仿真計(jì)算真空接觸器接觸系統(tǒng)導(dǎo)電回路的溫升特性參數(shù)，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比[7]。紐春萍等針對(duì)某型航空用大功率直流接觸器，利用建立的電-熱-氣多物理場(chǎng)耦合模型，研究接觸器的散熱特性，提出一種基于對(duì)流系數(shù)迭代的熱電耦合計(jì)算方法[8]。羅曉武等對(duì)航空變頻交流真空接觸器的溫度場(chǎng)進(jìn)行電磁熱耦合仿真與實(shí)驗(yàn)分析，分析線圈線徑對(duì)溫升的作用，獲得了航空接觸器溫升特性，利用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了仿真結(jié)果[9]。胡方通過(guò)改變不同影響因素，研究接觸壓力、散熱面積、外殼厚度和材料、連桿材料對(duì)溫度場(chǎng)的影響[10]。張鄭濱以廈門宏發(fā)汽車電子公司生產(chǎn)的某型汽車?yán)^電器為研究對(duì)象，搭建汽車?yán)^電器的電-熱-流多物理場(chǎng)迭代耦合仿真模型，研究繼電器的發(fā)熱與散熱特性[11]。以上文獻(xiàn)對(duì)于熱場(chǎng)仿真有深入的分析，但很少針對(duì)應(yīng)用在電動(dòng)汽車中的高電壓、大電流環(huán)境下的陶瓷密封式直流接觸器進(jìn)行研究，此類接觸器應(yīng)用于電動(dòng)汽車及其充電樁中的充放電系統(tǒng)中，電壓等級(jí)比其他類型的接觸器及繼電器更高，通過(guò)的電流更大，對(duì)于帶負(fù)載能力的要求更高，即應(yīng)用場(chǎng)景對(duì)于安全性與可靠性的要求更高。因此，一些適用于其他類型接觸器的研究結(jié)論無(wú)法直接應(yīng)用于電動(dòng)汽車用直流接觸器。且此類接觸器主要是安置在高壓配電盒中，而配電盒不僅有高壓直流接觸器，還有熔斷保護(hù)器、連接銅板、控制線纜、各類連接端口和外殼等部件，空間封閉且狹小，更不利于接觸器的散熱，因此需要特殊考慮[12]。

目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)大功率直流接觸器，特別是應(yīng)用于電動(dòng)汽車及其充電樁中的高電壓、大電流條件下的陶瓷密封接觸器溫升特性的文獻(xiàn)很少，已有的接觸器溫升研究也主要集中在經(jīng)驗(yàn)公式和電磁機(jī)構(gòu)部分。本文利用斷路器、繼電器以及交流接觸器溫度場(chǎng)分析使用的電場(chǎng)分析與熱場(chǎng)分析方法，來(lái)研究陶瓷密封接觸器的溫升特性。其次，為探究直流接觸器及其連接銅板整體的溫升，特別是試驗(yàn)過(guò)程中無(wú)法測(cè)量的位置(如滅弧室內(nèi)部觸頭及電磁線圈等)的溫升特性，建立三維電-熱場(chǎng)強(qiáng)分析模型并采用COMSOL多物理場(chǎng)耦合有限元軟件進(jìn)行仿真計(jì)算，提取接線端子處的溫度數(shù)據(jù)與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，以證明仿真模型正確性。

本文首先基于電磁場(chǎng)理論對(duì)接觸器進(jìn)行電磁場(chǎng)仿真，獲得接觸器內(nèi)不同部件的發(fā)熱功率，再基于能量守恒定律建立傳熱微分方程，獲得接觸器內(nèi)部不同位置的溫度分布，通過(guò)分析不同因素對(duì)溫度分布的影響，指導(dǎo)產(chǎn)品的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、材料選擇以及參數(shù)優(yōu)化，滿足小型化及大容量的要求。

1 接觸器熱場(chǎng)建模與參數(shù)計(jì)算

1.1 研究對(duì)象

本文研究對(duì)象的結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由磁路系統(tǒng)、滅弧室、觸點(diǎn)和引出端等部件組成。

圖1 陶瓷密封直流接觸器結(jié)構(gòu)

為便于分析，對(duì)該模型進(jìn)行如下假設(shè)[13]：

a)在建模時(shí)，忽略模型中的細(xì)小圓角、螺孔等幾何特征；

b)在進(jìn)行熱特性分析時(shí)，忽略彈簧系統(tǒng)等微小部件的發(fā)熱及傳熱特性。

1.2 熱源分析及參數(shù)計(jì)算

接觸器在正常導(dǎo)通時(shí)有些部件會(huì)產(chǎn)生功率損耗從而導(dǎo)致發(fā)熱，因此對(duì)這些發(fā)熱部件進(jìn)行準(zhǔn)確的損耗分析是溫度場(chǎng)仿真的基礎(chǔ)[14]。接觸器的熱損主要來(lái)自主回路中觸頭間的接觸電阻和磁路系統(tǒng)中的線圈電阻2個(gè)部分。

1.2.1 磁路部分發(fā)熱分析

該接觸器的磁路部分采用直流驅(qū)動(dòng)，不必考慮磁滯和渦流損耗，只需考慮線圈的發(fā)熱。接觸器一般采用雙線圈，即啟動(dòng)線圈與保持線圈。在閉合過(guò)程中，啟動(dòng)線圈中流通的電流會(huì)產(chǎn)生較大的發(fā)熱量，但由于合閘時(shí)間很短，因此穩(wěn)態(tài)仿真分析中不考慮此部分的發(fā)熱，只考慮保持線圈的發(fā)熱量。在仿真中將線圈等效為空心圓柱體，如圖2所示[15]。其中，r1為線圈外徑，r2為線圈內(nèi)徑，h為線圈高度。

圖2 線圈等效電阻模型

線圈電阻的等效發(fā)熱率計(jì)算公式為

(1)

式中：qv為等效發(fā)熱率；P為線圈熱損；V為線圈體積；U為線圈電壓；R為線圈電阻值。

1.2.2 主回路發(fā)熱分析

主回路中的發(fā)熱量主要分為2個(gè)部分：第1部分是動(dòng)靜觸頭間的接觸電阻產(chǎn)生的焦耳熱；第2部分是連接線與接線端子之間的接觸熱損。其中第2部分是固定接觸，損耗較小，可以忽略。

接觸器的觸頭接觸方式為面接觸，但實(shí)際工作時(shí)，觸頭之間是通過(guò)導(dǎo)電斑點(diǎn)流通電流的，從而構(gòu)成導(dǎo)電通路[16]。導(dǎo)電斑點(diǎn)的存在使電流線收縮，電流密度增大，功率密度升高，因此接觸電阻成為影響主回路溫升的主要因素[17]。目前常用的接觸電阻仿真方法有導(dǎo)電橋法和接觸薄層法，本文電磁分析時(shí)采取導(dǎo)電橋法來(lái)模擬觸頭電流收縮現(xiàn)象，在熱場(chǎng)分析時(shí)采用接觸薄層來(lái)代替接觸電阻[18]。導(dǎo)電橋模型和薄層模型分別如圖3和圖4所示。

圖3 導(dǎo)電橋模型

圖4 接觸薄層模型

導(dǎo)電橋的等效導(dǎo)電半徑

(2)

式中：F為觸頭間的預(yù)壓力；ξ為與觸頭表面接觸狀況有關(guān)的修正系數(shù)，其范圍在0.3～1之間；H為材料的布氏硬度。

1.3 散熱特性分析及參數(shù)計(jì)算

1.3.1 熱傳導(dǎo)

接觸器的熱傳導(dǎo)在內(nèi)部與外部均有發(fā)生。內(nèi)部熱傳導(dǎo)發(fā)生在各個(gè)部件的內(nèi)部以及其接觸面上，外部熱傳導(dǎo)主要發(fā)生在接線端子與連接線的回路中[20]。熱傳導(dǎo)滿足傅里葉定律，即

(3)

式中：q為熱流密度，單位J/(m2·s)；λ為材料熱導(dǎo)率，單位W/(m·K)；n為沿法線方向的長(zhǎng)度；T為各個(gè)部件的溫度，單位K。

接觸器各個(gè)部件的熱導(dǎo)率可以根據(jù)材料進(jìn)行相應(yīng)的設(shè)置。接觸薄層的熱導(dǎo)率由Wiedemann-Franz公式得到，即

(4)

式中：L為洛倫茲數(shù)，其值為2.4×10-8(V/K)2；ρ為接觸薄層的電阻率；Tc為薄層溫度，單位K。

1.3.2 熱對(duì)流

接觸器內(nèi)外發(fā)生的熱對(duì)流均為自然對(duì)流。內(nèi)部熱對(duì)流發(fā)生于密閉氣體與相鄰部件的流固耦合交界面上，屬于有限空間內(nèi)的自然對(duì)流；外部熱對(duì)流發(fā)生于接觸器的外表面與大氣環(huán)境中，屬于大空間中的自熱對(duì)流[21]。熱對(duì)流的基本公式為牛頓冷卻公式，即

q=h(Tw-Tf).

(5)

式中：h為對(duì)流散熱系數(shù)，單位W/(m2·K)；Tw為壁面溫度，單位K；Tf為流體溫度，單位K。

對(duì)于接觸器外殼，每個(gè)熱面的對(duì)流系數(shù)可以采用實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式求解：

數(shù)據(jù)采用SPSS Statistics 17.0軟件分析，不同處理間差異顯著性檢驗(yàn)采用 Duncan法（P＜0.05）。

(6)

式中：Gr為格拉曉夫數(shù)；g為重力加速度；β為體脹系數(shù)；v為氣體運(yùn)動(dòng)黏度；l為特征長(zhǎng)度(單位m)；Nu為努賽爾數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；C和m為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，其取值由熱面的朝向、形狀等決定。表1給出了各項(xiàng)參數(shù)的選擇依據(jù)。本文在此基礎(chǔ)上計(jì)算了接觸器各向表面的對(duì)流散熱系數(shù)，見(jiàn)表2[22]。

表1 對(duì)流散熱系數(shù)計(jì)算的參數(shù)選擇

表2 接觸器外表面各向?qū)α魃嵯禂?shù)

接觸器內(nèi)部的熱對(duì)流分析屬于有限空間內(nèi)的自然對(duì)流散熱問(wèn)題，以?shī)A層厚度δ為特征長(zhǎng)度的格拉曉夫數(shù)Grδ如式(7)所示。對(duì)于豎直夾層氣體，當(dāng)Grδ≤2 860時(shí)換熱完全依靠熱傳導(dǎo)[23]。

(7)

式中ΔT為壁面與流體的溫差，單位K。

本模型中內(nèi)部氣體的最大厚度為13 mm，外壁溫度為330.25 K時(shí)，Grδ為 2 340，因此可僅考慮熱傳導(dǎo)，不必考慮內(nèi)部對(duì)流散熱。

1.3.3 熱輻射

不同物體的輻射能量可以由Stefan-Boltzmann定律得到：

(8)

式中：E為輻射能量；ε為物體的發(fā)射率；σ為黑體輻射常數(shù)；Ts為物體表面溫度，單位K；T0為環(huán)境溫度，單位K[24]。

接觸器內(nèi)部的空間有限，溫度差異不大，因此可以將內(nèi)部的輻射能量視為0。而對(duì)于接觸器外部而言，需要考慮外表面對(duì)于外界環(huán)境的輻射散熱。因此，將外殼的輻射發(fā)射率設(shè)置為0.90，銅部件的輻射發(fā)射率設(shè)置為0.22。

2 熱分析結(jié)果

在進(jìn)行熱場(chǎng)分析時(shí)，導(dǎo)電橋模型被接觸薄層模型代替，將電磁場(chǎng)分析中得到的功率損耗分配到薄層中。首先通過(guò)AC/DC模塊計(jì)算出導(dǎo)體的電流密度分布情況，進(jìn)而計(jì)算出各個(gè)導(dǎo)體相應(yīng)的發(fā)熱功率。在此基礎(chǔ)上，將發(fā)熱功率對(duì)應(yīng)添加到各個(gè)部件中，利用固體與流體傳熱，在溫度為27 ℃時(shí)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)熱場(chǎng)分析。接觸器截面溫度分布如圖5所示。

圖5 直流接觸器中心截面溫度分布

由圖5可知：帶連接線的接觸器的最高溫度(78.2 ℃)出現(xiàn)在主觸點(diǎn)附近，接線端子的溫度為75.8 ℃，滿足標(biāo)準(zhǔn)要求；外接銅板的溫度從連接處向外逐漸降低，并呈現(xiàn)梯度變化；線圈也有一定的溫升，溫度為71.2 ℃。溫度場(chǎng)的分布符合發(fā)熱和散熱特性，滿足相關(guān)規(guī)律，定性說(shuō)明了仿真結(jié)果的正確性。此外，在接觸器的溫升試驗(yàn)中，得到接線端子處試驗(yàn)溫升為50.1 ℃，而仿真溫升為48.8 ℃，誤差僅為2.6%。因此也可以驗(yàn)證該仿真模型的準(zhǔn)確性，可將該模型用于下文的溫度場(chǎng)影響因素分析。產(chǎn)生誤差的原因有2個(gè)：一是沒(méi)有考慮接線端子與連接銅板和螺釘之間的接觸電阻；二是在建模時(shí)進(jìn)行了簡(jiǎn)化。

3 溫度場(chǎng)影響因素分析

3.1 外部影響因素

接線端子通過(guò)螺釘固定連接銅板與電源相連，銅板會(huì)通過(guò)熱傳導(dǎo)和熱對(duì)流帶走一定的熱量，因此必須考慮銅板的影響。本文研究連接銅板的截面積對(duì)接觸器溫升的影響，如圖6所示。

圖6 觸頭溫升與銅板橫截面積的關(guān)系

由圖6可知：初始模型中的橫截面積為35 mm2，觸頭溫升為49.2 ℃；當(dāng)橫截面積增大47%，即增大到85 mm2，溫升下降8.0 ℃。這是因?yàn)楫?dāng)橫截面積增大時(shí)，不僅主回路的熱傳導(dǎo)效應(yīng)會(huì)增強(qiáng)，而且整體的散熱面積也會(huì)增大，增強(qiáng)了熱對(duì)流與熱輻射。因此在實(shí)際應(yīng)用中，可以根據(jù)接觸器的安裝與使用環(huán)境，選用橫截面積稍大的連接銅板。

3.2 內(nèi)部影響因素

3.2.1 接觸壓力的影響

觸頭溫升與接觸壓力的關(guān)系如圖7所示。

圖7 觸頭溫升與接觸壓力的關(guān)系

由圖7可知，隨著接觸壓力的增加，觸頭的溫升逐漸下降。這是因?yàn)橛|頭間的接觸壓力是影響接觸電阻的重要因素，且接觸壓力越大接觸電阻越小。接觸形式為半搭型橋式雙斷點(diǎn)的面接觸，接觸面粗糙度為0.4 μm。在接觸形式與接觸材料一定時(shí)，通過(guò)增加觸頭間的接觸壓力，可以有效降低接觸電阻與溫升，從而提高觸頭的抗熔焊能力，提高接觸器性能，延長(zhǎng)使用壽命。但增加接觸壓力會(huì)使得磁路系統(tǒng)的尺寸增大，因此在設(shè)計(jì)時(shí)需要綜合考慮。在不顯著增大磁路尺寸即接觸器整體體積的前提下，接觸壓力增加1～2 N為佳。

3.2.2 外殼材料對(duì)溫度場(chǎng)的影響

接觸器產(chǎn)生的熱量大部分經(jīng)由外殼與外界進(jìn)行傳遞，因此外殼屬性是影響溫升的重要因素之一。原接觸器的外殼材料導(dǎo)熱系數(shù)為0.24 W/(m·K)。較低的導(dǎo)熱系數(shù)將導(dǎo)致接觸器內(nèi)部熱量堆積，增大接觸器的散熱壓力。改用導(dǎo)熱系數(shù)為3.0 W/(m·K)的BMC材料作為接觸器外殼殼體材料后，接觸器各關(guān)鍵點(diǎn)溫升與原接觸器模型對(duì)比如圖8所示。

圖8 改變外殼材料后關(guān)鍵部位溫升情況分布

由圖8可知，選用導(dǎo)熱性能更好的外殼材料能夠降低觸頭、線圈部位溫升，但是外殼溫升將增大。導(dǎo)熱性能好的材料可以增強(qiáng)接觸器與外部環(huán)境的熱量交換，因此內(nèi)部的零部件與接線端子溫度下降，而外殼溫度不降反升。

3.2.3 線圈的線徑對(duì)溫度場(chǎng)的影響

在不改變接觸器基本結(jié)構(gòu)的前提下，改變電磁線圈的線徑，即改變線圈的電阻值，進(jìn)而影響磁路系統(tǒng)的發(fā)熱特性。此外，由于線圈絕緣材料和磁路中空氣氣隙的影響，線圈的線徑改變時(shí)，其自身的熱導(dǎo)率也會(huì)發(fā)生變化，從而影響磁路系統(tǒng)的散熱特性。線圈的熱導(dǎo)率經(jīng)驗(yàn)公式為

(9)

式中：a、b為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，取值分別為1.45、1.60；λ1為絕緣漆熱導(dǎo)率，單位W/(m·K)；λ0為空氣的熱導(dǎo)率，單位W/(m·K)；d1為導(dǎo)線的直徑，單位mm；d2為絕緣厚度，單位mm[25]。

由表3可知，增大線圈的線徑，線圈溫升減小。一方面，增大線徑使得線圈的熱導(dǎo)率下降，增強(qiáng)了傳熱效果；另一方面，在不改變安匝數(shù)的前提下，線圈的線徑越大，其電阻值越小，熱損越小，溫升也就越小。但是由于接觸器的體積較小，并有向更為小型化發(fā)展的趨勢(shì)，若線圈線徑過(guò)大，可能導(dǎo)致匝數(shù)不足，因此實(shí)際設(shè)計(jì)時(shí)需要綜合考慮。

表3 不同線圈線徑下熱導(dǎo)率及線圈內(nèi)部溫升仿真值

3.3 溫度場(chǎng)優(yōu)化分析

在不改變接觸器的基本結(jié)構(gòu)、不增大其體積的前提下，從連接銅板的橫截面積、觸頭間的接觸壓力、外殼材料、線圈線徑幾個(gè)方面對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化。圖9為優(yōu)化前后各關(guān)鍵部件的溫升。

由圖9可知，優(yōu)化后各關(guān)鍵部件的溫升均有下降，且觸頭溫升下降幅度最大(4.1 ℃)，證明了上述優(yōu)化措施的有效性。同時(shí)，在不改變接觸器的基本結(jié)構(gòu)和不增大其體積的前提下，采取上述優(yōu)化措施，能夠有效降低接觸器各部件的溫升，提高接觸器中流通的電流等級(jí)，使其能承受更大容量的負(fù)載。

圖9 優(yōu)化前后各關(guān)鍵部件的溫升

4 結(jié)論

本文基于三維有限元方法建立陶瓷密封直流接觸器的模型，對(duì)動(dòng)靜觸頭間接觸電阻和電磁系統(tǒng)中線圈進(jìn)行等效處理并計(jì)算散熱系數(shù)，對(duì)一額定電流為300 A的直流接觸器在環(huán)境溫度為27 ℃條件下進(jìn)行溫度場(chǎng)仿真。應(yīng)用本文建立的接觸器模型和仿真方法，可在設(shè)計(jì)階段通過(guò)熱計(jì)算了解不同設(shè)計(jì)方案下開(kāi)關(guān)電器內(nèi)部的溫度場(chǎng)分布，為材料選擇、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以及裝配提供依據(jù)，指導(dǎo)開(kāi)關(guān)產(chǎn)品的設(shè)計(jì)。得到結(jié)論如下：

a)利用該接觸器熱分析模型，分析連接銅板的橫截面積對(duì)于接觸器溫度場(chǎng)的影響。結(jié)果表明，隨著連接銅板橫截面積的增大，觸頭的溫升下降。

b)分析了接觸壓力接觸器溫度場(chǎng)分布的影響，結(jié)果表明，增大觸頭的接觸壓力，可以減小接觸電阻，從而降低觸頭的溫升，且在原基礎(chǔ)上增大1～2 N為佳。

c)分析了外殼材料對(duì)接觸器溫度場(chǎng)分布的影響，結(jié)果表明，選用導(dǎo)熱能力更強(qiáng)的外殼材料能夠降低內(nèi)部各部位溫升，但會(huì)增大外殼的溫升。

d)分析了在不改變線圈安匝數(shù)的情況下線圈線徑對(duì)接觸器溫度場(chǎng)的影響，結(jié)果表明，線圈線徑的增加從發(fā)熱和散熱特性2個(gè)方面都有利于溫升的降低。