图1 电弧物理过程
Fig.1 Physical process of arc
摘要 栅片材料与结构对断路器的灭弧性能有着重要的影响。该文建立了永磁体作用下灭弧室内磁场的计算模型与电弧磁流体动力学（MHD）模型，实现了两者的耦合。在此基础上，对永磁体作用下栅片材料与栅片结构对电弧动态特性的影响进行了仿真，同时考虑电源极性的影响，得出了永磁体作用下灭弧室内磁场的空间分布、电磁耦合作用下灭弧室内温度分布与气流分布，提取了灭弧室内平均温度与电弧燃弧时间等关键参数，讨论了栅片材料与栅片结构对电弧特性的影响。结果表明，外施磁场作用下铁栅片会造成灭弧室内磁短路现象。相同仿真条件下，含铁栅片的灭弧室燃弧时间最长；动触头作为阳极更有利于弧根跃迁，燃弧时间缩短；当分断电流相同时，铜-绝缘栅片对电弧的冷却效果最佳；栅片倾角可以改变气流场分布，从而影响燃弧时间。
关键词：直流空气断路器 空间磁场分布 栅片材料 栅片倾角 电源极性
直流空气断路器是直流输配电系统中的关键设备之一，在城市轨道交通、舰船推进、电动车充电等领域得到了广泛应用[1]。传统的直流空气断路器通过器壁产气的方式吹弧，当开断电流较小时，器壁产气量不足，难以驱动电弧进入栅片，无法实现快速开断，有时甚至会出现开断失败的情况，给设备安全带来巨大隐患。因此对于需要实现快速分断的场合，应采用具有永磁体吹弧装置的断路器。具有永磁体吹弧装置的断路器，栅片材料和结构会影响磁场在灭弧室内的空间分布，同时也会对灭弧室内气流场产生影响，进而影响电弧的运动过程。直流空气断路器通过栅片建立近极压降完成限流开断，栅片决定了断路器的灭弧性能[2–4]。在耦合外部磁场的条件下对不同材料和结构的栅片进行灭弧性能研究，可以发现外磁场对直流空气电弧的影响规律，探究电弧调控方法，从而指导直流空气断路器设计，达到开断电流范围更广，且能够快速开断的目的。
早期对电弧的研究多以实验为主，近年来，有关电弧研究的实验方法也逐渐多样化，主要包括通过高速摄像机拍摄电弧动态演变过程及测量电弧电压电流曲线[5-7]、电弧光谱特性分析[8-9]、测量电弧作用下触头的烧蚀量与质量转移、观测触头微观形貌[10-11]。对于具有外部磁吹装置的断路器，由于导磁板的存在，导致拍摄电弧时存在阻挡点，该实验方法受到限制。近年来，为了深入探究电弧的物理机理，人们进行了大量的仿真工作，通过建立电弧模型，分析复杂的电弧过程，提出新的电弧调控措施。由于空气电弧建模涉及复杂的灭弧室结构和多物理场耦合，计算量大，早期的仿真多建立简化模型来研究电弧运动特性，忽略近极鞘层的作用。在建立简化灭弧室模型的基础上，A. Mutzke等研究了栅片切割电弧过程[12]；李兴文等研究了电弧起弧位置、出气孔尺寸和产气材料对电弧运动特性的影响[13]；吴翊等研究了灭弧室宽度与出气口面积对电弧运动特性的影响，通过温度场分析了简化灭弧室模型中的电弧形态[14-15]。空气断路器主要通过栅片建立近极压降完成限流开断，随着计算机性能的提高，人们开始在简化模型的基础上考虑近极鞘层的作用，提出近极区鞘层假设。Yin Jianning等在考虑鞘层近似的情况下建立了简化灭弧室三维磁流体动力学（Magnetohydrodynamic, MHD）模型，研究了并联接触系统中不同电流下电弧的演化过程及气流、频率对电弧特性的影响[16-18]。M. Lindmayer等建立简化三维灭弧室模型，引入与电流相关的鞘层电导率假设，更好地模拟了栅片上新弧根的形成过程[19]。近年来，为了更加真实地预测电弧在灭弧室内的运动过程，人们建立了包含完整灭弧室的整体模型并考虑近极鞘层的作用。张明等建立包含气吹装置的灭弧室模型，研究了引入气吹后的电弧特性[20]；K. Kim等建立了包含触头打开过程的三维低压电弧模型，同时考虑了鞘层和非线性铁磁材料的影响，针对燃弧时的弧压弧流特性进行分析[21]；李静等建立了直流接触器整体模型，研究了分断速度、外施不同横向磁场对弧根演变规律的影响[22]；孙浩等建立了大容量直流空气断路器模型，研究了阻性、感性和容性负载下的电弧现象[23]；H. Hofmann等建立大容量双触点直流接触器三维模型，对其温度场进行了仿真分析[24]；马瑞光等建立了大容量直流空气断路器的三维MHD模型，研究了灭弧室宽度对电弧运动的影响[25]。
综上所述，磁场与气流场是影响电弧运动的重要因素。由于在耦合永磁体空间磁场的情况下建立包含完整灭弧室的电弧模型，难以保证算法的数值稳定性且计算量大幅增加，因此现有模型都是考虑定磁的作用，未考虑灭弧室内空间磁场分布。
本文建立了永磁体磁场与电弧MHD耦合的完整灭弧室模型，并引入鞘层假设，对含不同材料、不同倾斜角度栅片的灭弧室分断不同等级电流时的灭弧特性进行建模仿真，更真实地反映电弧在灭弧室内的运动规律。在此基础上对灭弧室内温度分布与气流分布做了深入分析，在考虑电源极性的情况下，提取不同仿真条件下的燃弧时间，得出电弧燃弧时间与栅片材料及栅片倾角之间的关系。该研究可为新型栅片材料的探索与研发提供理论依据，对优化灭弧室与栅片结构从而实现断路器快速分断具有一定意义。
本文以某直流空气断路器产品为研究对象，建立了500V栅片式直流空气断路器的灭弧室磁场计算模型与MHD耦合模型。
电弧物理过程如图1所示，是一个复杂的多物理场相互作用的过程。电弧建模采用MHD模型，控制方程如式（1）～式（6）所示。
图1 电弧物理过程
Fig.1 Physical process of arc
质量守恒方程：
（1）
式中，ρ为电弧流体密度；t为时间；u为电弧的运动速度矢量。
动量守恒方程：
（3）
式中，p为电弧流体压力；μ为动力粘度；I为单位矩阵；F为洛伦兹力；J为电流密度；B为磁感应强度。
能量守恒方程：
（4）
（5）
（6）
式中，H为焓；λ为热导率；cp为比定压热容；T为热力学温度；SH为电弧热源，包括3项：(1/σ)J2为焦耳热项，Srad为总体积辐射项，
为电子焓传递项，即电流携带的能量；kB为玻耳兹曼常数（kB＝1.38×10-23J·K-1）；e为元电荷（e＝1.60×10-19C）。
考虑电弧自生磁场与永磁体外磁场的共同作用，在计算灭弧室内磁场分布时，将麦克斯韦方程组与永磁体静磁场的控制方程进行耦合，即
（7）
在永磁体外部：
（8）
在永磁体内部：
（9）
式中，φ为标量电位；σ为电导率；E为电场强度；A为矢量磁位；μ0为真空中的磁导率（μ0＝4π×10-7H/m）；μr为永磁体材料的相对磁导率；H为磁场强度；M为磁化强度。
本文不考虑触头打开过程，忽略液桥产生过程，只关注电弧在触头间产生后运动至被栅片切割直至熄灭的过程。基于此，本文做了如下假设：
1）电弧的高温弧柱区完全电离，其电弧流体的物性参数仅是温度和压力的函数[26]。
2）电弧流体为牛顿流体，流动形式为层流且为不可压缩流动。
3）忽略触头间与灭弧室内金属蒸气的影响。
4）不考虑触头与栅片的相变。
图2为直流空气断路器灭弧室结构三维模型，磁场计算采用该模型，电弧仿真计算采用该模型的中间切面，如图3所示。该模型中栅片长、宽、厚分别为32mm、10mm、1.5mm，触头开距为10mm，灭弧室宽和高分别为47mm和68mm。
图2 直流空气断路器灭弧室结构
Fig.2 Arc chamber of DC air circuit breaker
图3 电弧仿真几何模型
Fig.3 Geometry model of arc simulation
根据电子与离子的能量守恒方程，得出阴极的热边界条件为
（10）
（11）
（12）
（13）
式中，Uion为等离子体电离电位[14]；Jion为离子电流密度；Jelec为电子流密度；
为阴极材料表面功函数；|J·n|为面电流密度的模；AR为理查德森常数；
为电极表面有效逸出功；JR(T)为Richardson-Dushman电流密度。
阳极的热边界条件为
（14）
式中，
为阳极材料表面功函数。
对触头施加电压激励，入口和出口处气压为1atm（1atm＝1.01×105Pa），开放边界处设置温度为293K。
本文首先对灭弧室内磁场分布进行计算，磁场计算得到空间任意节点磁动势，为电弧MHD仿真提供不同空间位置的磁场分布数据，实现永磁体在灭弧室内产生的磁场与电弧MHD模型的耦合。仿真流程如图4所示，仿真模型中材料的物性参数见表1。
图4 仿真耦合流程
Fig.4 Coupling flow chart of simulation
表1 模型中材料的物性参数
Tab.1 Physical property parameters of materials in the model
材料参数数值 铜密度/(kg/m3)8 940 热导率/[W/(m·K)]400 比定压热容/[J/(kg·K)]385 电导率/(S/m)5.998×107 相对磁导率1 铁密度/(kg/m3)7 870 热导率/[W/(m·K)]76.2 比定压热容/[J/(kg·K)]440 相对磁导率400 永磁体相对磁导率1.03 矫顽力/(kA/m)1 000 导磁板相对磁导率5 000 环境初始温度/K293 初始压强/Pa1.01×105 空气相对磁导率1
由于电弧的近极压降是微观粒子相互作用的结果，在传统MHD模型中无法体现，因此为了体现电弧被栅片切割所形成的近极压降，在栅片周围设置了一个高电导率的非线性电阻区。文献[16,18]提出了空气电弧栅片鞘层非线性电压-电流密度特性，本文根据前人研究[18,22,27]，将鞘层区厚度设置为0.1mm。在大气压空气中自由燃炽的电弧铜电极与铁电极的近极压降数值不同，对于大气压空气电弧-铜电极，其近极压降约为10～14V，大气压空气电弧-铁电极，其近极压降约为13～20V[28-29]，因此本文将铜栅片鞘层电导率假设为空气电导率的1.1倍，铁栅片电导率假设为空气电导率的1.14倍。鞘层电导率假设如图5所示。由于电弧在绝缘栅片表面不形成鞘层，在绝缘栅片-电弧交界面不存在近极压降，因此未对绝缘栅片作鞘层假设。
图5 鞘层电导率假设
Fig.5 Assumption of sheath conductivity
图6为按图2所示中间切面提取的磁场分布云图，为了便于观察，图中只显示磁感应强度大于5mT的区域。如图6所示，含铜-绝缘栅片与含铜栅片的灭弧室内磁场分布均匀，栅片间磁感应强度较大；含铁栅片的灭弧室内磁感应强度相对较小，特别是栅片间磁感应强度小于5mT。这是由于铁的磁导率远大于空气磁导率，在含铁栅片的灭弧室内，铁栅片短路了灭弧室内的磁场，磁场主要由铁栅片内部通过，因此栅片间磁场小。在含铜-绝缘栅片与铜栅片的灭弧室内，由于铜、陶瓷与空气的磁导率接近，磁场均匀通过栅片内部和栅片间，在灭弧室内形成均匀分布的磁场。
图6 切面磁场分布
Fig.6 Magnetic field distribution in tangent plane
沿图3所示的灭弧室中线提取磁场数据如图7a所示，含铜-绝缘栅片和铜栅片的灭弧室中线磁感应强度曲线几乎重合；含铁栅片的灭弧室中线磁感应强度明显小于其他两种结构。导磁板覆盖区域磁感应强度最大且分布均匀，这能使电弧快速运动至栅片进而被栅片切割；在导磁板未覆盖的区域，磁场急剧减小。沿图3所示截线提取的磁场数据如图7b所示，含铁栅片的灭弧室截线上的磁感应强度远小于其他两种结构，且分布呈波动状态；含铜-绝缘栅片和铜栅片的灭弧室截线上的磁感应强度曲线几乎重合，灭弧室入口区域磁感应强度最大，这样的设计有助于将磁场集中在触头间和灭弧室入口处，使高温电弧迅速进入栅片，有利于缩短弧根在触头上的停留时间，减小电弧对触头的烧蚀。在电弧燃弧后期，凭借气流场及电弧自身惯性足以驱散灭弧室内的残余高温气体。
图7 磁感应强度分布
Fig. 7 The magnetic flux density distribution
根据图6所示的磁场分布云图与图7的磁场分布曲线可得，灭弧室内磁场分布受导磁板结构影响较大，磁场总是集中在导磁板覆盖范围内。当导磁板结构相同时，磁场分布主要受栅片材料磁导率的影响，由于铜材料与绝缘材料磁导率接近，故含两种材料栅片的灭弧室内磁场分布情况几乎相同；铁栅片磁导率大，短路了灭弧室内的磁场，因此含铁栅片的灭弧室内磁感应强度较小。
为了获得栅片材料对分断电弧特性的影响，首先固定栅片倾角为0°，对含不同材料栅片的灭弧室进行分断不同电流情况下的仿真。
提取不同材料栅片间的电弧电势得到如图8所示的栅片间电弧电势曲线。由图8可得，引入鞘层高电导率假设后，铜栅片的近阳极压降为13V，近阴极压降为10V。铁栅片的近阳极压降为18V，近阴极压降为14V，这与文献[28-29]所观测的结果一致。
图8 不同材料栅片间电弧电势
Fig.8 Electric potential of arc between splitter plates with different materials
图9为动触头作为阳极时，含铜-绝缘栅片、铜栅片和铁栅片的灭弧室内温度分布。1ms时刻，含铜-绝缘栅片灭弧室的下侧弧根运动最快。1～2ms期间含铜-绝缘栅片的灭弧室内电弧整体运动速度最快，2ms时刻电弧已经开始被栅片切割，而此时含铜栅片的灭弧室电弧刚运动到栅片位置，含铁栅片的灭弧室内电弧还未抵达栅片位置。当电弧进入栅片后，含铜-绝缘栅片、铜栅片的灭弧室内电弧在栅片中运动速度较快，4ms时电弧被拉断，6ms时含铜-绝缘栅片灭弧室内温度最低。在含铁栅片的灭弧室内，电弧进入栅片后几乎停滞，难以继续向右侧灭弧室出口运动，电弧温度下降缓慢。这是由于灭弧室内磁场分布差异造成的，含铜-绝缘栅片、铜栅片的灭弧室内磁感应强度大，电弧受到充足的磁吹力，电弧运动速度快；含铁栅片的灭弧室内磁感应强度小，磁吹力不足，难以驱使电弧在栅片间运动。
图9 含不同栅片材料灭弧室内温度分布
Fig.9 Temperature distribution of arc chamber with different materials of splitter plates
动触头作为阳极时，电弧熄灭时刻灭弧室内平均温度如图10中实线所示。随着分断电流等级增加，电弧熄灭时灭弧室内平均温度增加。由于电弧在灭弧室内做的功最终都表现为热效应，因此电弧电流越大，电弧功率越大[22]，电弧燃烧时对灭弧室的加热也越剧烈，电弧熄灭时灭弧室内平均温度越高。含不同材料栅片的灭弧室分断相同等级电流时，含铁栅片的灭弧室温度最高，这是含铁栅片灭弧室内电弧燃烧时间长造成热量积累的结果；含铜-绝缘栅片灭弧室内温度低于含铜栅片灭弧室内温度，这是因为绝缘栅片材料的比热容大于铜材料的比热容，绝缘栅片的材料为陶瓷，其比热容为0.78×103J/(kg·K)，铜的比热容为0.39×103J/(kg·K)，因此在栅片切割电弧时，绝缘栅片可以吸收更多的热量，使得含铜-绝缘栅片灭弧室内的温度低于含铜栅片灭弧室内温度。
图10 电弧熄灭时刻灭弧室内平均温度
Fig.10 Average temperature of arc chamber while the arc is extinguished
动触头作为阳极时，不同分断电流下的燃弧时间如图11中实线所示。燃弧时间随电流增大而减小，且变化率趋于平缓。同一电流等级下，含铁栅片灭弧室内电弧燃弧时间远大于含铜栅片与铜-绝缘栅片灭弧室内电弧的燃弧时间；而含铜-绝缘栅片灭弧室内电弧燃弧时间略小于含铜栅片灭弧室内电弧燃弧时间，且这种差异随分断电流等级减小而越发显著。这是由于陶瓷栅片材料的热导率小于铜的热导率，在断路器中通常使用高热导率陶瓷，其热导率为25～200W/(m·K)，仿真设置值为100W/(m·K)，而铜的热导率为400W/(m·K)，热导率越小的材料传热效率越低。当断路器分断电流等级小时，电弧燃弧时间长，绝缘栅片才能吸收更多的热量。因此分断电流等级越小，绝缘栅片对电弧的冷却效果越好。
图11 不同分断电流时燃弧时间
Fig.11 Arc duration of different interrupting current
本文同时考虑了电源极性对分断电弧的影响。对相同仿真条件下，动触头作为阴极的情况进行了仿真，获得电源极性对灭弧性能的影响规律。
动触头作为阴极时，电弧熄灭时刻灭弧室内平均温度如图10中虚线所示。相同仿真参数下，动触头作为阴极时，电弧熄灭时刻灭弧室内平均温度更低，且这种差异在分断电流为200～300A时最为显著。这是因为当动触头作为阴极时，燃弧时间长，电弧散热主要为辐射散热，其简化计算公式为[20]
（15）
式中，T0为环境温度；α为Stefan-Boltzmann常数（α＝5.670 57×10-8W/(m2·K4)）；n为吸收系数，n＝13p/p0，p0为环境压强。
由电弧等离子体的热平衡方程式（5）可得，电弧燃弧后期，电流密度减小，因此电弧产生的焦耳热(1/σ)J2与电子运动产生的焓传递
均逐渐减小，电弧对灭弧室的加热作用减弱，且由于此时电弧温度高，因此电弧释放的热量
较多。当单位时间内电弧产生的热量(1/σ)J2+小于电弧释放的热量Srad时，电弧散热占主导，电弧温度开始下降。当动触头为阴极时，电弧燃弧后期散热占主导的时间增加，因此电弧熄灭时灭弧室内平均温度较低。
动触头作为阴极时，不同分断电流下的燃弧时间如图11中虚线所示。相同的仿真参数下，当动触头作为阳极时电弧燃弧时间更短。这是由于电弧在动触头向跑弧道运动的过程中存在弧根跃迁现象，当动触头作为阴极时，弧根跃迁至跑弧道前弧根温度为1.1×104～1.3×104K，低于动触头作为阳极时此刻的弧根温度（1.3×104～1.5×104K）。空气的动力粘度如图12所示，当温度大于1.1×104K时，空气的动力粘度随温度的增加而下降[30]，因此当动触头作为阳极时，弧根温度高，其动力粘度小，更有利于弧根跃迁[31]。此外，由于阳极弧根温度高，阳极弧根呈聚集态，有研究称其为收缩模式[32]，该模式下阳极弧根电流密度大。由式（3）可知，弧根电流密度越大，所受电磁力越大，越有利于弧根跃迁，因此动触头作为阳极时弧根跃迁速度更快。弧根的快速跃迁使得电弧较早被栅片切割，缩短了燃弧时间。
图12 空气的动力粘度
Fig.12 Dynamic viscosity of air
由图11可得，分断100～200A小电流时的燃弧时间相比分断大电流时明显增加，一是由于在分断小电流时，弧根为扩散模式[32]，因此弧根处电流密度低，电磁力不足，难以驱使弧根从动触头跳跃至跑弧道完成跃迁；二是由于小电流燃弧期间，阳极弧根的温度约为1.1×104K，空气的动力粘度在1.1×104K附近处于较大值（如图12所示），不利于弧根跃迁。加之小电流燃弧期间弧柱所受电磁力小，电弧主体部分运动较慢，较晚被栅片切割，因此在分断100～200A小电流时燃弧时间明显增加。
为了获得栅片倾斜角度对分断电弧特性的影响规律，首先固定分断电流为500A，对含不同材料、不同倾斜角度栅片的灭弧室分断电流进行仿真。
动触头作为阳极，3.5ms时刻含不同倾斜角度的铜-绝缘栅片断路器分断500A电流时，灭弧室内流速分布如图13所示。栅片倾斜0°时灭弧室入口处气流流速最大，这是由于该结构栅片间气流方向与栅片平行，栅片对气流阻碍最小。当栅片倾斜角度的绝对值相同时，倾斜角度为正值时栅片间气流场较大；当栅片倾斜角度正负号相同时，栅片倾斜角度绝对值越小其对气流的阻碍也越小。综上所述，栅片倾斜角度对气流的阻碍作用由大到小排序为-10°＞10°＞-5°＞5°＞0°。
图13 灭弧室内流速分布
Fig.13 Velocity distribution of arc chamber
含不同倾斜角度栅片的灭弧室内电弧燃弧时间如图14所示，动触头作为阳极时，含铁栅片的灭弧室燃弧时间最长。由于含倾斜-5°铁栅片的灭弧室在5.643ms时刻发生了重击穿，因此其分断电弧的时间增加至7.47ms。对于含铜-绝缘栅片与铜栅片的灭弧室，栅片倾角为5°时燃弧时间最短，栅片倾角为-10°时燃弧时间最长。
图14 分断电流500A电弧燃弧时间
Fig.14 Arc duration at 500A interrupting current
由以上分析可得，栅片倾角0°时对气流场的阻碍作用最小，栅片倾角5°时燃弧时间最短。因此，取动触头作为阳极，倾角0°和5°的铜-绝缘栅片，对电弧刚进入栅片时刻的温度场、电磁力与灭弧室内压力分布进行分析，分别如图15和图16所示。图15的电弧温度分布只显示温度高于1 000K的部分。同一时刻，栅片倾角0°的灭弧室内电弧温度最高，其下侧弧根所受电磁力较小，造成下侧弧根运动速度相对较慢；栅片倾角5°的灭弧室中，下侧弧根受到充足的电磁力，足以驱使其沿跑弧道快速运动。由图16可得，同一时刻，栅片倾角5°的灭弧室内电弧后方压力梯度较大，表明电弧运动速度较快，且电弧前方压力梯度较小，有利于电弧在栅片间运动，从而达到快速提升弧压实现限流开断的目的。
图15 灭弧室内温度场与电磁力分布
Fig.15 Temperature field and electromagnetic force distribution of arc chamber
图16 灭弧室内压力场分布
Fig.16 Air pressure field distribution of arc chamber
将动触头作为阴极进行相同条件下的仿真，得到含不同栅片材料、不同栅片倾斜角度的灭弧室内电弧燃弧时间也表示在图14中。除了含倾角-5°铁栅片的灭弧室内电弧燃弧时间缩短外，其余情况燃弧时间均略有增加。这是由于当动触头作为阴极时，含倾角-5°铁栅片灭弧室内，在电弧即将熄灭时其灭弧室内平均温度较低，燃弧后期没有发生重击穿现象，因此燃弧时间缩短。这表明当动触头作为阴极时可以有效抑制弧后重击穿，提高其分断电流可靠性。
本文建立了直流空气断路器灭弧室的磁场计算模型并耦合电弧MHD模型，对永磁体作用下，直流空气断路器栅片材料与栅片结构对电弧特性的影响进行了仿真，得出以下结论：
1）直流空气断路器灭弧室内的磁场分布受栅片材料磁导率的影响，高磁导率的材料会短路灭弧室内的磁场，造成灭弧室内磁场分布不均匀，栅片间磁感应强度小，难以驱使电弧运动。在外磁场吹弧断路器中使用铁栅片，燃弧时间明显增长。在含外磁场吹弧装置的断路器中，栅片应采用磁导率与空气接近的材料。
2）含铁栅片的灭弧室内电弧燃弧时间最长，电弧熄灭时灭弧室内温度最高。含铜-绝缘栅片的灭弧室内电弧熄灭时温度最低，其对电弧的冷却效果最佳，可利用此特性合理设置绝缘栅片来调控灭弧室内温度。
3）栅片倾角0°情况下电弧熄灭时灭弧室内平均温度最低，其对灭弧室内气流场阻碍最小。栅片倾角5°情况下燃弧时间最短。可通过合理设置栅片倾斜角度来调控灭弧室内气流场，达到电弧在灭弧室内快速被栅片切割的目的。
4）动触头作为阳极时，动触头上的弧根更容易发生跃迁，电弧燃弧时间缩短；动触头作为阴极时，燃弧时间增加，电弧燃弧后期散失的热量多，可有效抑制弧后重击穿现象。在需要快速开断的应用场合，可以采取动触头作为阳极的设计；在对稳定性要求较高的应用场合，可采取动触头作为阴极的设计。
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Research on the Effect of Splitter Plate Material and Structure on Arc Extinguishing Performance with Coupling Magnetic Field
Abstract The material and structure of splitter plates have significant influence on the arc extinguishing performance of circuit breaker. The magnetic field calculation model and arc magnetohydrodynamic (MHD) model were established in this paper under the action of permanent magnet and the two models are coupled. The influences of splitter plates material and splitter plates structure on arc dynamic characteristics under the action of permanent magnet were simulated and analyzed on the basis of the models with considering the influence of the polarity of the power source. The spatial distribution of magnetic field in arc chamber under the action of permanent magnet, temperature distribution and air flow distribution in arc chamber under the action of electromagnetic were obtained. The key parameters such as average temperature in arc chamber and arc duration time were extracted, and the effects of splitter plates material and splitter plates structure on arc characteristics were discussed. The results show that the iron splitter plates will cause magnetic short circuit phenomenon in arc chamber under the action of external magnetic field. Under the same simulation parameters, the arc duration time with iron splitter plates in arc chamber is the longest, and the moving contact as the anode is more conducive to arc root commutation so as to shorten arc duration. For the same interrupting current, the cooling effect of copper-insulated splitter plates are the most effective. Airflow field distribution can be distorted by the inclination angle of splitter plates, which affects the arc duration time.
keywords：DC air circuit breaker, spatial magnetic field distribution, splitter plates material, inclination angle of splitter plates, polarity of power source
DOI:10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.212149
中图分类号：TM561
国家自然科学基金（51977132）、辽宁省重大科技专项（2020JH1/10100012）和辽宁省教育厅面上项目（LJKZ0126）资助。
收稿日期 2021-12-31
改稿日期 2022-05-07
彭世东 男，1997年生，博士研究生，研究方向为电弧放电等离子体及直流开断技术。E-mail：pengshidong@hotmail.com
李 静 女，1977年生，博士，副教授，博士生导师，研究方向为微观电器电弧理论及气体绝缘应用。E-mail：lijing@sut.edu.cn（通信作者）
（编辑 李冰）