（1）
式中，d(t)为触头开距，mm；D为触头直径，D= 100 mm；Dpix为触头直径像素值；dpix(t)为触头开距像素值。因此，可通过测量图像中的已知触头直径D对应的像素值Dpix，计算出实际触头开距d(t)。
图1 测试电路和设备示意图
Fig.1 Schematic of the test circuit and equipment
摘要 合理设计纵磁触头真空断路器的分闸速度特性，可有效避免大电流开断过程中真空电弧阳极斑点的形成或缩短阳极斑点持续时间，显著提升断路器短路电流开断性能。然而，现阶段仍然缺乏线圈式纵磁触头真空断路器全行程分闸速度特性的量化设计方法。该文试验研究了电弧电流、分闸速度对2/3匝线圈式纵磁触头大电流真空电弧阳极放电模式演变的影响规律，获得了不同分闸速度下线圈式纵磁触头阳极放电模式图，据此提出线圈式纵磁触头分闸速度的量化设计方法：初始分闸速度v1应不小于其从强电弧模式演变为扩散态电弧模式的临界触头开距峰值所对应的分闸速度；平均分闸速度v2应不大于大开距活跃阳极放电模式形成的临界触头开距峰值所对应的分闸速度；同时，对比实际开断过程中触头间隙磁感应强度与阳极放电模式演变的临界纵向磁感应强度，可校验上述分闸速度特性设计的合理性，并能预测该纵磁触头以任一分闸速度开断任一短路电流时的阳极放电模式演变特性。应用上述方法，该文确定了126 kV单断口真空断路器的分闸速度特性设计值为v1=3.5 m/s、v2=3.0 m/s，并通过型式试验验证了断路器在上述分闸速度特性下的短路电流开断性能。
关键词：纵向磁场 大开距 真空断路器 阳极放电模式 分闸速度
真空断路器采用真空环境作为触头间的绝缘和灭弧介质，在我国已有半个多世纪的生产和使用历史。真空断路器以其优异的绝缘强度和熄弧能力，在配电网应用中占据着主导地位，额定电压为12～40.5 kV的真空断路器的额定短路开断电流范围已覆盖10～80 kA[1-4]。在“双碳”目标下，随着电网容量的不断增大，真空断路器作为环境友好型开关设备逐渐应用于高电压等级交直流系统，研究人员致力于开发更高电压等级的无功补偿用真空断路器、发电机真空断路器、直流断路器等更多应用场景的真空开关替代技术[5-9]，研究也主要集中在通过扩大触头间隙和触头直径来提高真空间隙的击穿电压和大电流的开断能力，寻找合适的真空灭弧室触头材料及研究真空电弧控制技术[10-11]。磁场控制型真空灭弧室触头结构主要分为纵向磁场（Axial Magnetic Field, AMF）触头及横向磁场（Transverse Magnetic Field, TMF）触头两种类型。相对于TMF触头，AMF触头在提升真空断路器的开断能力方面具有较大的优势[11-13]。线圈式AMF触头是纵磁触头的一种，具有较强的纵向磁场分量，可以有效地限制电弧等离子体在大开距、大电流开断中的收缩现象，2/3匝线圈式纵磁触头设计更为简洁，更利于在高电压等级、大开距场景中应用[14-17]。
大电流开断过程中阳极斑点的形成往往预示着AMF触头真空断路器开断电流已达其极限值。真空电弧燃弧过程中阳极斑点的温度高达触头材料的沸点。电流过零后，在恢复电压的作用下，阳极斑点区域将持续向触头间隙发射带电粒子、金属微粒、液滴等，极易导致开断失败[18-21]。因此，在大电流开断燃弧过程中，应尽可能地避免阳极斑点模式的形成或缩短其持续时间。文献[17]通过实验确定了2/3匝线圈式纵磁触头开断40 kA的非对称短路电流时所需的纵向磁场强度，并确定了开断的燃弧时间窗口，即最大燃弧时间为16.4 ms，最小燃弧时间达6.4 ms。文献[21-22]揭示了阳极斑点形成的临界纵向磁场强度与峰值电弧电流的关系。
提高纵磁触头真空断路器大电流开断性能的另一种方法是设计合适的分闸行程特性曲线。依据该思路，文献[23-24]提出当断路器以较高的起始刚分速度，且以相对较低的平均分闸速度进行分闸时，能够有效地避免强电弧模式或阳极斑点模式的形成。文献[25]也提出相似的真空断路器分闸速度设计方案，认为断路器分闸特性的设计宜在d/4或d/2开距区域内具有较高的初始分闸速度，在满开距d区域内具有较平缓的分闸速度。文献[26-30]研究了真空开关起始分闸速度特性对断路器开断短路电流性能的影响。文献[31]针对杯状纵磁触头的真空断路器，依据电弧模式的演变数据提出了相应的分闸速度特性量化设计方法。当施加于线圈式纵磁触头间隙电弧等离子体上的纵向磁场由触头本身提供时，由于纵向磁场、电弧电流、触头开距等皆为变量且相互影响，在断路器分闸过程中其阳极放电模式图中各模式演变的边界线的变化极其复杂。
综上所述，真空灭弧室电弧阳极放电模式的演变极其复杂且难以预测，现阶段有关2/3匝线圈式纵磁触头的分闸速度特性的定量设计方法仍未见报道。本文针对线圈式纵磁触头分闸速度特性的量化设计，搭建真空电弧研究试验平台，研究2/3匝线圈式纵磁触头在不同分闸特性曲线下的阳极放电模式演变规律，设计合理的分闸特性曲线关键参数（包含初始分闸速度参量v1及平均速度参量v2），分析v1和电弧电流Irms对强电弧模式持续时间的影响，以及v2和Irms对大开距活跃阳极放电模式形成时间的影响。同时，对阳极放电模式演变的临界纵向磁场进行研究，分析阳极放电模式演变过程中的临界纵向磁场与Irms、v1、v2的关系，以验证分闸速度特性设计的合理性。研究成果可为真空断路器大电流开断性能的提升提供理论依据。
试验在真空电弧研究试验平台上进行，测试电路和设备示意图如图1所示。试验采用55.8 mF的电容器组CS和186.7 μH的电感器LS用于产生接近50 Hz工频的电弧电流。设置电弧电流以4 kA为步长，从4 kA增加到40 kA。当电容器组升压到设定的电压时，主合闸开关（Main Switch, MS）合闸，LC放电回路即产生预期的电弧电流。试品采用可拆卸式真空灭弧室（Demountable Vacuum Chamber, DVC），辅助断路器（Auxiliary Breaker, AB）串联于回路中以避免电弧重燃引起触头过度烧蚀。试验中不同燃弧时间可通过调节DVC永磁操动机构的分闸触发时间来实现，将MS动作时间作为参考，以第一个半波或第二个半波电流过零点为基准，调节AB及试品DVC的动作延时，可获得9.0 ms的预期燃弧时间。电弧电流由罗氏线圈（Rogowski coil, Rog）测量，电弧电压由阻容分压器（Voltage Divider, VoD）测量，并采用示波器（Oscillogram, OS）测量电弧电流和电弧电压。试验采用高速摄影仪CCD（charge-coupled device）对阳极放电模式的演变进行观测，相机拍摄速率为10 000帧/s，曝光时间为 2 μs，光圈值为4，且整个试验过程中保持不变。由于触头开距与CCD拍摄图像像素点成一一对应关系，且满足
（1）
式中，d(t)为触头开距，mm；D为触头直径，D= 100 mm；Dpix为触头直径像素值；dpix(t)为触头开距像素值。因此，可通过测量图像中的已知触头直径D对应的像素值Dpix，计算出实际触头开距d(t)。
图1 测试电路和设备示意图
Fig.1 Schematic of the test circuit and equipment
触头间隙纵向磁场能有效削弱电弧的自收缩效应，提升阳极斑点形成的临界电流，提高真空断路器开断能力。试验用2/3匝线圈式纵磁触头结构如图2所示，其主要包括导电杆、钢托、线圈、触头片及触头片支撑。触头直径为100 mm，触头片采用CuCr50材料，为防止涡流效应引起的磁滞现象，触头表面均匀开槽，槽长27.5 mm。
图2 2/3匝线圈式纵磁触头
1—导电杆（无氧铜） 2—钢托（不锈钢） 3—2/3匝线圈（无氧铜） 4—触头片（CuCr50） 5—触头片支撑（不锈钢）
Fig.2 2/3 coil-type axial magnetic field contact
通过Ansys Electronics Desktop中的Maxwell/ 3D模块可仿真获得2/3匝线圈式纵磁触头在不同间隙距离下的纵向磁感应强度，其触头间隙中心平面最大纵向磁感应强度及磁场滞后时间随触头开距d的变化如图3所示。同时，本文也采用与文献[16]相同的试验方法对上述计算结果进行了校验。触头间隙中心平面最大纵向磁感应强度及其对应磁场滞后时间随开距的增大而减小，其对应的函数关系拟合为
（2）
式中，Baxial为开断1 kA电弧电流时触头间隙中心平面纵向磁感应强度最大值，mT；tB为触头开距中心平面纵向磁场强度滞后于电流的时间，ms。当触头开距d=20 mm时，其最大纵向磁感应强度为9.03 mT，对应的磁场滞后时间为1.16 ms；当触头开距d增大至40 mm时，其最大纵向磁感应强度减小为6.34 mT，对应磁场滞后时间为0.86 ms。
图3 纵向磁场及磁场滞后时间与触头开距关系
Fig.3 Dependence of the axial magnetic flux density and its lagged time on contact gap
试验中触头开距在分闸位置设置为50 mm，并使用了9对2/3匝线圈式纵磁触头以获得阳极放电模式图及其演变过程。
试验依据2/3匝线圈式纵磁触头阳极放电模式的演变，研究大开距真空断路器分断短路电流过程中，强电弧模式演变为扩散态电弧模式的开距区域d1内的分闸速度v1以及大开距活跃阳极放电模式的开距区域d2内的分闸速度v2对阳极放电模式演变特性的影响规律。设置自触头刚分时刻起至d/3开距区间内三种不同的平均分闸速度v1分别为1.8、2.4、2.7 m/s，以及自触头刚分时刻起至2d/3开距区间内三种不同的平均分闸速度v2分别为2.4、2.7、3.0 m/s。试验过程中对于同一对触头，首先在同一个分闸特性曲线下进行试验，通过改变电弧电流的大小以及燃弧时间得到该对触头在此分闸特性曲线下的阳极放电模式图；随即调节试品可拆真空灭弧室的分闸特性重复该试验。分闸速度特性定义示意图如图4所示。图4中，d为126 kV单断口真空断路器的额定开距，d=60 mm；
为可拆真空灭弧室分闸位置触头开距，=50 mm。
图4 分闸速度特性定义示意图
Fig.4 Schematic of the opening velocity characteristics
试验中观察到的阳极放电模式可划分为扩散态电弧模式、点状斑点模式、阳极斑点模式和强电弧模式四类。扩散态电弧模式即小电流电弧模式，在放电过程中，阳极被动接收阴极发射的粒子（电子、离子、原子以及宏观金属微粒、液滴等），真空电弧的形态主要由阴极控制。点状斑点模式的出现表征阳极在真空放电过程中开始处于活跃状态。随着电弧电流的增大以及触头开距的增加，灭弧室触头间隙充满相对明亮的扩散态电弧，阳极表面出现一个或多个较小的亮斑，并伴随着阳极熔化现象但不致大面积熔化，该亮斑即为点状斑点。阳极斑点模式即大电流电弧模式，放电过程中带电粒子不断轰击阳极，造成阳极表面温度上升至阳极材料的沸点，致使大量金属蒸气从阳极表面蒸发，且蒸发的金属蒸气对弧柱区等离子体产生强烈影响，阳极在整个放电过程中呈现极其活跃状态。强电弧模式一般出现于触头间隙较小的情况下，阳极射流贯穿于触头间隙到达阴极表面，触头间隙被明亮的弧柱所填充，并且弧柱覆盖于阴极及阳极表面[17-19]。由于每种放电模式都保持独有的特性，可以通过获取阳极表面上出现或没有出现的光斑、电弧柱的扩散或收缩以及电弧电压波形来检测每种模式的转变。2/3匝线圈式纵磁触头的四种典型阳极放电模式图如图5所示。
图5 典型阳极放电模式图
Fig.5 Typical anode-discharging modes
在设计断路器分闸速度特性时，为实现大开距高电流开断性能，在四种放电模式中，图5a所示的扩散态电弧模式是所期望的。图5d所示的强电弧模式发生在触头刚分、间隙距离较小的情况下，对阴极和阳极表面具有剧烈的烧蚀作用。与图5a中所示的扩散态电弧模式不同，图5b中所显示的点状斑点模式总是伴随着电压波形的较大波动，以及弧柱区电弧的不稳定燃弧，且点状斑点处的温度通常为触头材料的熔点。随着电弧电流的持续增大，当点状斑点发展形成阳极斑点时，局部区域温度将达到触头材料的沸点。图5c中所形成的阳极斑点的特征在于形成阳极射流和阴极射流，且各射流相互融合。阳极斑点处的区域是弧后金属蒸气、微粒、液滴的主要来源，严重影响弧后介质强度的恢复。本文将点状斑点模式和阳极斑点模式统称为大开距活跃阳极放电模式。
通过真空电弧阳极放电的电弧图像可以获得每次燃弧试验过程中的阳极放电模式演变点。将每个演变点对应的电弧电流瞬时值与触头开距相对应，可获得不同分闸速度条件下2/3匝线圈式纵磁触头的燃弧模式图，如图6所示。图6中，实线显示出了每个模式转换的可能边界，虚线是从4～40 kA（有效值）的预期燃弧曲线，同时标识出了对应分闸速度的d/3、2d/3参考触头开距区域；符号“△”表示扩散态电弧模式到点状斑点模式的演变，“▲”表示点状斑点模式到扩散态电弧模式的演变，“□”表示强电弧模式到扩散态电弧模式的演变，“○”表示点状斑点模式到阳极斑点模式的演变，“●”表示阳极斑点模式到点状斑点模式的演变。
图6 不同速度特性下的2/3匝线圈式纵磁触头阳极放电模式图
Fig.6 Anode-discharging mode diagrams of 2/3 coil-type AMF contacts under different kinds of opening velocity cases
图6为20 mm开距区域及40 mm开距区域不同分闸特性曲线速度参量下的阳极放电模式图。可见，点状斑点模式及阳极斑点模式形成的触头开距皆大于26 mm，且二者均属于活跃阳极放电模式，对真空断路器的开断能力均有不利影响。
不同分闸特性下线圈式纵磁触头强电弧模式演变为扩散态电弧模式的最大开距区域不同，分闸速度v1=1.8 m/s及v2=2.4 m/s情况下的阳极放电模式不会有点状斑点模式或阳极斑点模式形成，强电弧模式演变为扩散态电弧模式所对应的最大触头开距为11.0 mm。分闸速度v1=2.4 m/s及v2=2.7 m/s情况下，强电弧模式演变为扩散态电弧模式的最大触头开距为14.4 mm；扩散态电弧模式演变为点状斑点模式的最大触头开距为40.3 mm；点状斑点模式演变为阳极斑点模式的最大触头开距为41.8 mm。分闸速度v1=2.7 m/s及v2=3.0 m/s情况下，强电弧模式演变为扩散态电弧模式的最大触头开距为11.4 mm，扩散态电弧模式演变为点状斑点模式的最大触头开距为39.7 mm，点状斑点模式演变为阳极斑点模式的最大触头开距为40.9 mm。
在第一个电弧电流半波中，仅能观察到强电弧模式向扩散态电弧模式的转变。随着电弧电流的增加，并且当其超过24 kA（有效值）时，电弧发生重燃且在重燃的电弧电流半波中，可观察到点状斑点及阳极斑点模式的形成及演变。当电弧电流低于20 kA（有效值）时，没有观察到点状斑点模式或阳极斑点模式。在0～20 mm的触头开距区域内，没有发生点状斑点模式或阳极斑点模式的转变。d/3的触头开距覆盖了强电弧模式到扩散态电弧模式的所有转变点，在这种情况下，分闸速度特性对放电模式转变的影响可以通过v1来评估。扩散态电弧模式向点状斑点模式的转变或向阳极斑点模式的连续转变发生在20～40 mm的相对较大的触头开距区域，2d/3的触头开距区域几乎可以覆盖所有这些转变点。因此，v2可以用于评估分闸速度特性对阳极斑点模式形成的影响。
为确定2/3匝线圈式纵磁触头断路器的分闸特性曲线，还需确定分闸速度参量对各阳极放电模式演变时间的影响。
2.3.1 强电弧模式持续时间tI
分闸速度特性对强电弧模式向扩散态电弧模式转变的影响可以使用v1来评估，瞬时触头开距和瞬时电弧电流都与电弧的燃弧时间密切相关。因此，可以从图6中提取各强电弧模式向扩散态电弧模式演变的数据点，以获得强电弧模式的持续时间tI与电弧电流分闸速度v1的关系，如图7所示。
图7 不同v1条件下强电弧模式的持续时间与电弧电流的关系
Fig.7 The relationship between lasting time of the intense-arc mode and the arcing currents under different v1
强电弧模式持续时间随着电弧电流的增大而增大，随着分闸速度v1的增大而减小。试验结果显示，v1=1.8 m/s情况下强电弧模式的持续时间最小为 1.8 ms，最大为7.2 ms；v1=2.4 m/s情况下强电弧模式的持续时间最小为0.9 ms，最大为7.0 ms；v1=2.7 m/s情况下强电弧模式持续时间最小值为1.3 ms，最大为5.0 ms。由于电弧电流与分闸速度相互独立，可通过回归分析获得强电弧模式持续时间tI（ms）与分闸速度v1（m/s）和电弧电流有效值Irms（kA）的关系，表达式为
（3）
从物理意义来看，式（3）意味着大电弧电流或低分闸速度将产生较长的强电弧模式持续时间；相反，如果提升断路器的分闸速度v1，则强电弧模式的持续时间显著缩短，可削弱强电弧模式对触头表面的剧烈烧蚀，从而有利于成功开断。
2.3.2 阳极斑点形成的燃弧时间
分闸速度特性对扩散态电弧模式或点状斑点模式转变为阳极斑点模式的影响可通过分析分闸速度v2对各模式演变的影响获得。通过提取图6中阳极斑点模式形成的模式转换点，可获得在不同平均分闸速度v2条件下，形成阳极斑点所需的电弧持续时间与电弧电流有效值Irms的关系，如图8所示。
使用线性回归分析，可获得（ms）与Irms（kA）和v2（m/s）的关系式为
（4）
式（4）的置信区间为[0, 99%]，R2=0.959。式（4）的物理意义在于较高的电弧电流Irms或较大的分闸速度v2都倾向于导致阳极斑点的过早形成；相反，在低Irms或小v2的情况下，可以延长阳极斑点的形成时间，或可避免阳极斑点的形成。在大电流开断过程中，分闸速度v2越大，瞬时触头开距越大，触头间隙纵向磁场强度将显著降低，难以抑制大电流自生磁场对弧柱区等离子体的箍缩效应，导致阳极表面局部区域电流密度急剧提升，并最终形成阳极斑点，显著不利于真空断路器的成功开断。
图8 不同分闸速度v2下阳极斑点模式形成的电弧持续时间
Fig.8 Arcing time required for the formation of anode-spot mode under different v2
纵向磁场对真空电弧等离子体的作用在于束缚带电粒子的运动，进而减小弧柱等离子体向外扩散，并抑制电弧自生磁场的自收缩效应，提高阳极斑点形成的临界电流。弱的纵向磁场强度对电弧等离子体的控制作用减弱，其电弧电压明显增大；但过强的纵向磁场又会加剧粒子碰撞，造成弧柱区能量耗散的增大，亦使得电弧电压升高。2/3匝线圈式纵磁触头阳极放电模式的试验结果显示，在第一个电弧电流半波内，阳极放电模式由强电弧模式直接演变为扩散态电弧模式；在电弧电流的第二个半波内，点状斑点模式及阳极斑点模式才出现。图9给出了电弧电流波形及对应强电弧模式演变为扩散态电弧模式时的瞬时电流，以及点状斑点模式和阳极斑点模式形成时的瞬时电流。
图9 模式演变过程的瞬时电流及时间的对应关系
Fig.9 Correlations of instantaneous current with time in the process of mode evolution
对于2/3匝线圈式纵磁触头，采用瞬时电弧电流评估电弧模式演变所需要的临界纵向磁感应强度，能够准确地反映不同短路电流等级下阳极放电模式的演变过程。将纵磁触头真空断路器分闸过程中触头间隙中心平面纵向磁感应强度Baxial分别与强电弧模式演变为扩散态模式的临界纵向磁感应强度Bcri_intense、阳极斑点模式形成的临界纵向磁场强度Bcri_anode进行比较，可对该断路器分闸特性曲线速度参量的设计值进行校验，且能够预测断路器在任一燃弧时间、任一分闸速度参量情况下开断任一短路故障电流过程中阳极放电模式的演变过程，如图10所示。
图10 纵磁触头真空断路器阳极放电模式演变的预测
Fig.10 Prediction of the evolution of anode discharge mode in VCB with AMF contact
3.1.1 初始分闸速度v1
对于灭弧室或断路器设计者而言，若将强电弧模式演变为扩散态电弧模式的临界触头开距用与之对应的燃弧时间和分闸速度进行描述，即可直观地观测断路器以任一分闸速度、开断任一短路电流时的真空电弧演变过程。本文将自触头刚分至d/3开距区域内的分闸速度v1作为断路器的初始刚分速度。从强电弧模式过渡到扩散态电弧模式的临界触头开距dI可以表示为
（5）
由此可得到2/3匝线圈式纵磁触头在开断不同故障电流条件下，强电弧模式演变为扩散态电弧模式的临界触头开距dI与分闸速度v1的关系，如图11所示。图11中，T10、T30、T60、T100s分别对应国标GB/T 1984—2014《高压交流断路器》中有关出线端短路故障开断试验的试验电流条件，即分别对应10%、30%、60%和100%额定短路开断电流。分闸速度v1近似为图4中从触头刚分到d/3开距区域内的线性斜率。
图11 强电弧模式与分闸速度v1的关系
Fig.11 The relationship between intense-arc mode and opening velocities v1
在本文中，应用2/3匝线圈式纵磁触头的单断口126 kV真空断路器的额定短路开断电流为40 kA。结合图7和图11可见，不同分闸速度参量v1下的临界触头开距dI计算结果曲线几乎覆盖所有试验测量触头开距。由此可得，采用式（5）能够准确地评估强电弧模式演变为扩散态电弧模式时所对应的临界触头开距。
同时，由图11可见，在分闸速度v1的变化范围内，对于不同的开断电流，分别存在一个最大临界触头开距dI_max，即临界触头开距相对分闸速度具有峰值效应。例如，对于T10短路电流的开断，当v1=1.8 m/s时，dI_max=4.94 mm；对于T30，当v1= 2.1 m/s时，dI_max=6.55 mm；对于T60，当v1=2.5 m/s时，dI_max=9.40 mm；对于T100s，v1=3.05 m/s时，dI_max=14.00 mm。当断路器以不小于该最大临界触头开距所对应的分闸速度v1分断短路电流时，可将强电弧模式的持续时间大幅度降低，有利于成功开断。同时，图11中强电弧模式转变为扩散态电弧模式的临界触头开距亦揭示了对于系统中不同的短路故障电流，纵磁触头真空断路器可采用不同的分闸速度特性进行开断。
3.1.2 平均分闸速度v2
真空断路器平均分闸速度v2的设计可用阳极斑点模式形成时刻的临界触头开距及分闸速度参量和电弧电流有效值的形式给出，表示为
（6）
在真空断路器分闸燃弧过程中，若分闸速度过高，将导致瞬时触头开距大于阳极斑点模式形成的临界触头开距，引起电弧阳极斑点模式的形成；反之则保持扩散态电弧模式。由此可见，对于大开距真空断路器分闸特性曲线速度参量v2的设计，应在分闸速度参量v1确定的情况下，选择不大于大开距活跃阳极放电模式形成的临界触头开距
最大值所对应的分闸速度，如此可最大程度地延长大开距活跃阳极放电模式的形成时间，甚至避免阳极斑点的形成。
当真空断路器以v1=2.4 m/s和2.7 m/s，v2=1～4 m/s的分闸特性曲线分别开断T60及T100s短路电流时，其阳极斑点模式形成时的临界触头开距如图12所示。对式（6）中的v2求偏导，可得临界触头开距的变化率为
（7）
图12 大开距活跃阳极放电模式与v1和v2的关系
Fig.12 The relationship between the discharge mode of active anode with large contact gap and the v1 and v2
在真空断路器分闸操作特性的设计中，应适当地匹配v1及v2，使得临界触头开距达到最大值，并且在分闸过程中尽可能地避免大开距活跃阳极放电模式的形成。参考额定短路开断电流情况下大开距活跃阳极放电模式临界触头开距dII_max所对应的速度参量v2_max，基于操动机构特点和分闸特性曲线的实现，以及大开距活跃阳极放电模式形成时间
与分闸速度参量v2的关系，实际分闸速度参量v2的设计值不应大于v2_max。当v1=2.4 m/s时，对应于T100s和T60的最大临界触头开距_max分别为38.1 mm和41.2 mm，该最大临界触头开距对应的分闸速度v2_max分别为3.2 m/s、3.4 m/s；当v1=2.7 m/s时，对应于T100s和T60的最大临界触头开距_max分别为38.4 mm和40.9 mm，该最大临界触头开距所对应的分闸速度v2_max分别为3.2 m/s和3.4 m/s，与v1=2.4 m/s时相同。因此，合理的v2设计应该确保触头间隙距离尽可能小，使触头间隙产生较高的纵向磁场，避免阳极斑点的形成。
将强电弧模式演变为扩散态电弧模式的临界纵向磁感应强度或大开距活跃阳极放电模式形成的临界纵向磁感应强度与触头分闸过程中触头间隙的纵向磁感应强度进行比较。将试验设置的分闸速度及电弧电流、燃弧时间作为初始条件，分析计算短路电流开断过程中阳极放电模式的发展，校验本文所提出的纵磁触头真空断路器分闸特性设计方法的准确性，计算结果如图13和图14所示。
图13 不同分闸速度v1参数下阳极放电模式演变的计算结果
Fig.13 Calculated transitions of anode discharging mode under different kinds of opening velocity v1
对比线圈式纵磁触头在三种分闸速度特性下的试验结果与计算结果可以得到：
1）当v1=1.8 m/s和v2=2.4 m/s时，试验结果显示，28.0 kA电弧电流在9.3 ms燃弧时间条件下，阳极放电模式在5.3 ms后由强电弧模式演变为扩散态电弧模式，如图7a所示；20.0 kA电弧电流在21.0 ms燃弧时间条件下，阳极放电模式不会有大开距活跃阳极放电模式的形成。而计算结果显示，28.0 kA、9.3 ms燃弧条件下，强电弧模式持续时间为4.8 ms，如图13a所示，误差为0.5 ms；20.0 kA、21.0 ms燃弧条件下，同样无大开距活跃阳极放电模式的形成，如图14a所示。
图14 不同分闸速度v1和v2条件下阳极放电模式演变的计算结果
Fig.14 Calculated transitions of the anode diacharging mode under different kinds of opening velocites v1 and v2
2）当v1=2.4 m/s和v2=2.7 m/s时，试验结果显示，28.1 kA电弧电流在10.2 ms燃弧时间条件下，阳极放电模式在5.2 ms后由强电弧模式演变为扩散态电弧模式，如图7b所示；24.5 kA电弧电流在21.5 ms燃弧时间条件下，大开距活跃阳极放电模式的形成时间为14.8 ms，如图8b所示。而计算结果显示，28.1 kA电弧电流在10.2 ms燃弧时间条件下，强电弧模式持续时间为3.6 ms，如图13b所示，误差为1.6 ms；24.5 kA、21.5 ms燃弧条件下，大开距活跃阳极放电模式形成时的燃弧时间为15.4 ms，如图14b所示，误差为0.6 ms。
3）当v1=2.7 m/s和v2=3.0 m/s时，试验结果显示，28.0 kA电弧电流在8.0 ms燃弧时间条件下，阳极放电模式在3.4 ms后由强电弧模式演变为扩散态电弧模式，如图7c所示；21.2 kA电弧电流在20.8 ms燃弧时间条件下，大开距活跃阳极放电模式的形成时间为13.7 ms，如图8c所示。计算结果显示，28 kA、8.0 ms燃弧条件下，强电弧模式持续时间为3.1 ms，如图13c所示，误差为0.3 ms；21.2 kA、20.8 ms燃弧条件下，大开距活跃阳极放电模式的形成的燃弧时间为14.7 ms，如图14c所示，误差为1.0 ms。
在已经确定了2/3匝线圈式纵磁触头的分闸速度的下限和上限的情况下，基于弹簧型操动机构实现了适用于126 kV单断口真空断路器的分闸速度特性，即v1=3.5 m/s、v2=3.0 m/s。126 kV单断口真空断路器分合闸特性曲线如图15所示。可知在2 000次分合闸操作后，初始分闸速度v1的偏差为±0.2 m/s，平均分闸速度v2的偏差为±0.2 m/s。
图15 126 kV单断口真空断路器分合闸特性曲线
Fig.15 Opening and closing characteristic curve of 126 kV single-break VCB
126 kV单断口真空断路器已通过型式试验验证，并在系列短路电流开断试验方式中，验证了上述2/3匝线圈式纵磁触头真空断路器分闸速度特性设计方法，其中T100a试验时典型强电弧模式到扩散态电弧模式的演变及阳极斑点模式形成的验证情况如图16所示。
图16 T100a试验方式下由纵向磁场判断的阳极放电模式演变图
Fig.16 Evolution of anode discharge mode under type test duty T100a based on comparison of axial magnetic flux density with the critical value
从图16中可以看出，当触头分离2.47 ms后，触头间隙纵向磁感应强度Baxial减小至强电弧模式演变为扩散态电弧模式的临界值Bcri_intense=464.9 mT，阳极放电模式由强电弧模式演变为扩散态电弧模式。随着燃弧时间的增加，在试验电流的小半波区间内，阳极放电模式一直保持扩散态电弧模式至第一次电流过零点，在电弧电流过零点处经延弧回路的触发电弧重燃。在试验电流大半波区间内，起始时由于触头间隙纵向磁感应强度Baxial大于阳极斑点模式形成的临界纵向磁感应强度Bcri_anode，因此电弧一直保持扩散态电弧模式直至触头开距增大至触头间隙纵向磁感应强度Baxial=Bcri_anode，此时阳极放电模式由扩散态电弧模式演变为阳极斑点模式，且持续5.68 ms后，Baxial＞Bcri_anode，电弧模式又重新演变为扩散态电弧模式。
纵磁触头真空断路器分闸速度的合理设计，可显著提升其短路电流开断性能。本文采用可拆式真空灭弧室，研究了电弧电流、分闸速度对2/3匝线圈式纵磁触头大电流开断过程中真空电弧阳极放电模式演变的影响规律，获得了不同分闸速度特性下的2/3匝线圈式纵磁触头样机阳极放电模式图，据此提出了2/3匝线圈式纵磁触头分闸速度量化设计方法，并对比实际开断过程中触头间隙纵向磁场与阳极放电模式演变的临界纵向磁场，校验了分闸速度特性的设计方法，主要结论如下：
1）2/3匝线圈式纵磁触头真空断路器设计的初始分闸速度v1应不小于其强电弧模式演变为扩散态电弧模式的临界触头开距峰值所对应的分闸速度，且越高越好，有利于强电弧模式快速演变为扩散态电弧模式，削弱强电弧模式对触头表面的烧蚀。
2）平均分闸速度v2应不大于大开距活跃阳极放电模式形成的临界触头开距，且越低越好，有利于延长大开距活跃阳极放电模式形成的燃弧时间，甚至可避免点状斑点或阳极斑点的形成。
3）对断路器分闸过程中触头间隙中心平面纵向磁感应强度Baxial与阳极放电模式发生转变的临界纵向磁感应强度Bcri_intense、Bcri_anode进行比较，验证了分闸速度v1、v2确定方法的准确性。
4）采用弹簧式操动机构设计实现的126 kV单断口真空断路器的初始速度参量为3.5 m/s，平均速度为3.0 m/s，并在型式试验中验证了126 kV真空断路器在上述分闸速度特性下的开断性能。
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Abstract The development of vacuum circuit breakers (VCBs) towards transmission voltage is an effective alternative of SF6 CBs on background of carbon dioxide emission and carbon neutrality nowadays. In the VCBs, the axial magnetic field (AMF) contacts have been widely mounted tends to promote the breaking capability of circuit breakers. The vacuum arc plasma can be constrained by the axial magnetic field lines to counteract the pinch force of conducting current, which always concentrate the arc plasma at local anode surface to generate an anode spot in high current interruption process. In this case, a rational design of opening velocities for the VCBs with coil-type AMF contacts could effectively regulate the flux density of the axial magnetic field imposed on the electrode space. However, there is still a lack of quantitative design method for a full stroke opening velocities of the VCB with coil-type AMF contacts.
This paper experimentally investigates the influence of arcing current and opening velocities on evolution of vacuum arc anode discharging modes. Couples of coil-type AMF contacts, tending to be applied in a 126 kV single-break vacuum circuit breaker, were mounted in a demountable vacuum chamber to investigate the influence of opening velocities on transitions of vacuum arc anode discharging mode. A high charge coupled device (CCD) was used to photograph these transitions. Two kinds of opening velocities, v1 and v2, were used to define an opening travel-curve: v1 is an initial opening velocity, which defines as an average velocity over 1/3 contact stroke, d, of 60 mm; while, v2 is an average velocity over 2d/3. In the experiment, v1 varied from 1.8 m/s to 2.4 m/s and 2.7 m/s, respectively. Correspondingly, v2 varied from 2.4 m/s to 2.7 m/s and 3.0 m/s. The arcing current was set to rise from 4 kA to 40 kA, stepped by 4 kA. Test result shows that v1 has significant impact on the transition of intense arc mode into diffuse arc mode in the first arcing current loop, while v2 significantly influences the formation of both footpoint mode and anode spot mode in the rest arcing current loop.
The design of v1 should higher than the threshold velocity of3.5 m/s, which corresponds to a peak critical contact gap for the transitions of intense arc mode into diffuse arc mode. While, v2 should not exceed the threshold velocity of 3.0 m/s, which corresponds to a maximum critical contact gap for the formation of footpoint mode and anode spot mode. In this case, the high current vacuum arc could quickly transit from the intense arc mode into diffuse arc mode in short arcing time high current interruption. Meanwhile, the formation of anode spot could be effectively avoided in long arcing time high current interruption. In addition, the transition of anode discharging mode for the test AMF contact could be predicted by comparing the actual axial magnetic flux density, Baxial, with the critical quantities, Bcri_intense and Bcri_anode. These critical axial magnetic flux densities were experimentally determined for the transitions of intense arc mode to diffuse arc mode, and diffuse arc mode to footpoint mode and anode spot mode, respectively. The above v1 and v2 were applied on a 126 kV single-break VCB, and proved to be effectiveness by passing series of short-circuit current breaking type test. The result could provide reference and foundation for VCBs developing towards transmission voltage level.
keywords：Axial magnetic field, large-gap, vacuum circuit breakers, anode discharge mode, opening velocity
DOI:10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.230608
中图分类号：TM561.2
宁夏回族自治区重点研发计划项目（2022BDE93011）和国网宁夏电力有限公司科技项目（5229DK22000B）资助。
收稿日期 2023-05-04
改稿日期 2023-05-31
马飞越 男，1986年生，硕士，高级工程师，研究方向高电压技术及高压开关技术。E-mail：fyma.1986@163.com
姚晓飞 男，1985年生，博士，副研究员，研究方向为高压开关真空电弧理论与技术。E-mail：yaoxf85@mail.xjtu.edu.cn（通信作者）
（编辑 李 冰）