图1 几何模型
Fig.1 Geometric model
摘要 大容量自激式直流空气断路器（SE-DCCB）广泛应用于轨道交通电力系统中，其可以快速切断大等级短路电流。但是SE-DCCB分断几百安小电流时自激磁场较小，导致电弧燃弧时间较长甚至开断失败。该文通过耦合自激线圈磁场的改进磁流体动力学（MHD）模型，仿真得出双气流涡旋和弧根黏滞是SE-DCCB开断小电流失败的主要原因。为了提高SE-DCCB开断小电流的能力，对其结构进行改进，改进结构SE-DCCB采用安装导磁条的导磁板，并减小跑弧道转弯角半径，可以加快弧根运动速度、削弱小电流开断时的双气流涡旋和弧根黏滞现象，从而缩短燃弧时间。同时，改进结构SE-DCCB降低了电弧熄灭时刻灭弧室入口处的温度，能够减小电弧熄灭后重燃的概率，提升其开断小电流的性能。该研究揭示了SE-DCCB小电流难以开断的物理本质，可为轨道交通用空气断路器提供研发指导。
关键词：自激式直流空气断路器（SE-DCCB） 小电流 结构改进 双气流涡旋 弧根黏滞
轨道交通机车通过接触网获得电力[1]，列车制动过程中会产生反向电流回馈给接触网，因此保护装置需要双向开断直流电流，实现无极性开断。自激式直流空气断路器（Self-Excited DC air Circuit Breaker, SE-DCCB）采用串联励磁方式，电弧电流产生的自激磁场总能驱动电弧向灭弧室内运动，实现机车电力系统的双向保护[2]。但在实际工况下，SE-DCCB存在小电流工作状态的开断要求，自激磁场无法产生足够的磁吹力驱动电弧进入灭弧室，电弧长时间燃烧，对轨道交通电力系统和机车车辆造成安全威胁。
若增加自激线圈匝数来满足SE-DCCB开断小电流的需要，一方面会增大断路器的质量和体积，另一方面断路器在额定工作状态下开断短路大电流时会产生过强的磁场，扩大燃弧区域以及产生过电压。SE-DCCB灭弧室结构对燃弧过程中磁场、气流场和温度场等物理场的分布有很大影响，从而决定了电弧在灭弧室内的运动状态，影响SE-DCCB小电流开断性能。因此，对SE-DCCB灭弧室结构进行改进是解决其开断小电流电弧困难问题的可行方法。
SE-DCCB小电流灭弧性能优化可通过导磁结构改进和灭弧室结构改进两个方面进行。导磁结构影响灭弧室内磁场的大小和分布，灭弧室结构则通过影响温度场和气流场从而决定电弧能量的逸散。文献[3]发现跑弧道斜率会改变电弧在灭弧室内所受到的磁吹力，且两者成正比关系。文献[4]发现在外加恒定磁场的情况下，跑弧道结构只能改变灭弧室内磁场极值的分布，不能改变磁场的强弱。在断路器触头处安装永磁体是一种简单的解决磁驱力不足的方法[5]，但是永磁体极性固定，无法满足断路器应用在轨道交通领域的无极性开断需求。文献[6]考虑了直流空气断路器开断临界电流时磁场与电弧驱动力的关系，通过改变永磁体的安装位置实现双向开断，将直流空气断路器的临界开断电流降低到128 A，但永磁体的使用增加了断路器的体积和质量，在对断路器体积有特殊要求的轨道交通领域并不是最优的解决方案。灭弧室结构变化引起的气流场改变也会影响电弧运动特性，受气流场作用，电弧在灭弧室内的运动形态取决于电弧前端的等离子体体积[7]。在不同结构下，灭弧室内气流场分布不均会导致电弧出现反向运动、拖尾现象[8]，增加开断时间，甚至发生电弧重击穿现象，导致开断失败。不同的灭弧室宽度会产生不同温度梯度，电弧在灭弧室内运动过程中出现的黏滞和反向现象都与此有关，在合理范围内减小灭弧室宽度可以削弱电弧黏滞，缩短燃弧时间[9]。空气断路器结构的变化伴随着多种物理场的变化，导致电弧在灭弧室内的运动形态难以预测，因此很难提出一种开断小电流电弧的最优断路器灭弧室结构。
电弧研究方法可以分为实验和仿真两种，实验方法包括采用高速摄影机拍摄电弧在灭弧室内的运动过程以及使用光谱仪分析燃弧介质组分等[10-11]，但是SE-DCCB的导磁结构会阻挡实验中对电弧运动形态的观测，M. I. Al-Amayreh采用光纤阵列来确定电弧的位置[12]，但该方法难度较高且观测效果不佳。为了深入了解SE-DCCB灭弧室内电弧燃弧过程及其物理机理，建立电弧数值模型成为电弧研究的另一种有效手段。文献[13]分析了栅片材料、栅片间距和入口气压对电弧电压提升的影响，但是没有考虑近极效应的影响。文献[14]发现由于热离子发射和双极扩散效应使得阳极鞘层拥有较高的电导率，将鞘层电导率处理为与电流密度相关的函数，建立了考虑非线性磁场和鞘层影响的三维数学模型。但现有仿真研究大多通过外加恒定均匀磁场的方式研究电弧开断问题。而SE-DCCB的励磁电流来自电弧电流，磁场和电弧电流高度耦合，由于栅片近极压降的存在，鞘层研究往往需要小尺度空间网格剖分，计算量大。因此，为提高SE-DCCB开断小电流电弧特性，在仿真过程中分别计算三维磁场模型和二维电弧模型，并将两者耦合，对电弧自激磁场影响下的电弧行为及场量关系进行深入研究，提出合理有效的改进结构。
综上所述，为解决SE-DCCB开断小电流电弧困难的问题，本文建立了耦合三维灭弧室磁场的磁流体动力（Magneto Hydrodynamic, MHD）电弧模型。对灭弧室内的温度场、磁场、气流场进行分析，发现SE-DCCB开断小电流时产生的自激磁感应强度不足和灭弧室入口处形成的双气流涡旋是导致小电流电弧难以熄灭的主要原因。本文对SE-DCCB做出结构改进，使得灭弧室内的气流场和磁场更有利于电弧向灭弧室内部移动，进一步降低小电流电弧的燃弧时间。对改进后的SE-DCCB开断小电流能力进行了仿真验证，结果符合预期。
本文SE-DCCB原始结构来自某企业生产的实际产品，其极限小电流开断能力为300 A，结构如图1a所示。包含60个厚度为2.5 mm的栅片，栅片和跑弧道材料均为铜，铁心的材料为电磁软铁，导磁板材料为硅钢，相对磁导率为8 000，两侧有半径为10 mm的圆形出气口。图1b为灭弧室中间截面的二维几何模型。
图1 几何模型
Fig.1 Geometric model
1—铜栅片 2—跑弧道 3—出气口 4—自激线圈 5—上母排 6—下母排 7—静触头 8—动触头 9—导磁链接件 10—导磁板 11—跑弧道转弯角
相比于采用永磁体获得驱弧磁场的传统直流空气断路器，SE-DCCB驱弧磁场由励磁线圈产生，励磁电流来自电弧电流。由于SE-DCCB的磁场并非均匀分布在灭弧室内，并且磁场大小随时间变化，若建模过程中在灭弧室内施加均匀磁场进行仿真模拟，则得到的结果与实际情况存在较大误差。将该三维磁场模型中的瞬态磁场和二维MHD电弧模型耦合，得到能够准确反映SE-DCCB开断电弧过程的改进MHD电弧模型。
SE-DCCB可以实现无极性开断，在SE-DCCB开断过程中，电流从任意一侧线圈流入，通过电弧再与另一侧线圈连通形成电流回路，自激线圈通电产生自激磁场，通过覆盖在灭弧室两侧的导磁板将自激磁场约束在灭弧室内，形成铁心-上导磁板-灭弧室气隙-下导磁板-铁心的磁回路。电弧沿着跑弧道向灭弧室内部运动，在这个过程中电弧不断被拉长，接触到灭弧室内的栅片后，电弧被栅片切割成多段短弧，电弧弧根在磁场和气流场的作用下继续沿着跑弧道向灭弧室两侧运动，使得电弧不断被栅片切割直到电弧熄灭。
在SE-DCCB分断电弧的过程中，包含着多种物理场的耦合关系，使仿真过程变得极为复杂。在满足数值求解精度的前提下，开展大规模的耦合仿真研究工作还需要合理降低计算量，提高收敛性[15]。断路器触头运动将液桥拉断后，阴极在强电场的作用下发射电子进入触头之间，电子在电场作用下向阳极运动并不断与中性粒子/离子碰撞电离形成电弧[16]。电弧形成时间与小电流电弧开断时间相比占比很小，电弧生弧过程对电弧在灭弧室内的运动特性几乎没有影响。长燃弧时间下，弧柱区等离子体完全电离，满足局部热力学平衡状态[17]。此外，小电流电弧能量较低，对灭弧室器壁烧蚀作用不明显，灭弧室内金属蒸气浓度极低[18]，因此本研究忽略金属蒸气及器壁产气对电弧的影响。SE-DCCB灭弧室体积较大，湍流对电弧等离子体的热传递有更大影响[19]，这与实验[20]相符合。基于以上原因，仿真做如下假设：①假设电弧在两个固定间距的触头之间产生；②忽略电弧对器壁的烧蚀以及烧蚀产生的金属蒸气；③假设电弧为不可压缩的牛顿流体[21]；④假设电弧在灭弧室中的流动性质程是湍流。
空气断路器灭弧原理是利用栅片将电弧切割成多段短弧，由近极效应产生近极压降提升电弧电压完成限流开断。为了真实地反映这一过程，需要考虑近极鞘层的空间电荷区，进行鞘层假设。SE- DCCB依靠栅片将长弧切割成数段短弧，根据栅片材料的不同，每个短弧的近阴极与近阳极鞘层区会产生十几伏到几十伏的电压降[22-23]，近阴极与近阳极压降的产生说明该区域比电弧弧柱区具有更低的电导率，这些低电导率鞘层区的串联可以使SE- DCCB完成限流开断。
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，为了在仿真中体现电弧被栅片切割而形成的近极压降，本研究在栅片周围设置了一个低电导率的非线性电阻区模拟近极鞘层的作用[24]，并将非线性电阻区厚度设置为0.1 mm[25-26]。引入鞘层假设后，铜栅片的近阳极电压降是13.1 V，近阴极电压降是10.1 V[27-28]，铜栅片间的电弧电压如图2所示，与实验结果一致。
图2 铜栅片间电弧电压
Fig.2 Arc voltage between copper splitter plates
在电弧MHD模型中，将电弧等离子体作为可导电的连续流体介质进行计算，只关心流体单元的总体效果。因此，模型的基本控制方程为质量守恒方程、能量守恒方程、求解电磁场的麦克斯韦方程和湍流方程，通过这些方程来求解断路器开断过程中电弧等离子体的动态特性[29]。
1）质量守恒方程
（1）
式中，
为电弧等离子体密度；u为电弧等离子运动的速度矢量。
2）能量守恒方程
（2）
（3）
（4）
式中，H为热焓；t为时间；
为热导率；cp为定压比热容；
为热力学温度；J为电流密度；SH为等离子体热源，SH包括三项，第一项为焦耳热项，
为总体积辐射项，
为电子焓传递项，即电流携带的能量；s 为电导率；kB为玻耳兹曼常数；e为元电荷。
3）电磁场控制方程
电弧等离子体中电磁场计算主要包括电位、电流密度和矢量磁位之间的耦合，其中电位与电流密度的计算采用拉普拉斯方程和安培定律方程。磁场求解采用矢量磁位法，静磁场的矢量磁位满足矢量泊松方程。
（5）
式中，
为电位；E为电场强度；A为矢量磁位；B为磁感应强度；m0为空气中的磁导率。
4）湍流模型
本研究采用标准的
模型来描述灭弧室内的湍流过程。模型包括基于湍流动能k和湍流耗散率
的输运方程。
k的输运方程为
（6）
的输运方程为
（7）
湍流动能为
（8）
湍流黏度为
（9）
式中，m 为空气的动力黏度；
为湍流黏度；
为湍流模型中的5个经验常数，值由电流大小决定。由于本文涉及的电流等级较小，根据文献[30]分别取值1.44、1.92、0.09、1.00、1.30。
线圈激励与电流密度有关，有
（10）
式中，N为线圈匝数；
为电流；
为线圈截面面积。
根据能量平衡原理，阴极表面热边界条件被定义为
（11）
（12）
（13）
（14）
阳极表面热边界条件为
（15）
式中，
为等离子体电离电位；
为阴极表面功函数；
为离子电流密度；
为电子电流密度；
为输入电流密度模；
为理查德森常数；
为电极表面有效逸出功；JR(T)为理查德森电流密度；Tc为阴极表面温度；
为阳极表面功函数。。
该模型中使用的边界条件如图3和表1所示。
图3 模型边界条件设置示意图
Fig.3 Schematic diagram of the model’s boundary conditions setting
表1 边界条件
Table.1 Boundary conditions
边界开放边界壁边界阳极阴极电子发射边界 电场=1 800 V耦合求解 磁场耦合求解 温度场耦合求解耦合求解耦合求解耦合求解 气流场1个标准大气压————
断路器等效回路中施加1 800 V直流电压源，灭弧室的初始温度为环境温度293.15 K，磁场大小由三维磁场模型计算得出。
根据SE-DCCB的工作原理，电弧电流注入励磁线圈中，在灭弧室内产生磁场，磁场反作用于电弧，推动电弧运动，从而改变灭弧室内气流场与温度场分布，影响电弧电流，该过程是一个电弧电流-自激磁场相互耦合的复杂过程。为了在仿真中体现这一过程，本研究通过Matlab调用COMSOL程序，实现电弧自激磁场计算和MHD模型耦合，其耦合求解流程如图4所示。
图4 耦合求解流程
Fig.4 Flow chart of coupled solution
因为鞘层区域空间尺寸小[31]，模型剖分网格尺寸取0.01 mm。由于MHD模型包含场量之间复杂的相互作用关系，需要时域小尺度剖分，再加上自激磁场与电弧模型的耦合、小网格尺寸的剖分，对计算资源的需求巨大。为减少计算量实现磁电联合仿真，本文采用二维电弧MHD模型和三维磁场模型，电弧与磁场耦合采用5 ms的时间步长求解。
基于上述模型，本节以SE-DCCB极限开断小电流300 A为分断条件，对原始结构SE-DCCB开断过程中气流场、温度场与电磁场分布进行了仿真研究，探求小电流开断时的场量关系及开断失败的主要原因，提出改进结构，缩短燃弧时间，成功地实现了小电流条件下SE-DCCB的开断。
图5为原始结构SE-DCCB开断时灭弧室内磁场与温度场的分布。电弧在30 ms时刻开始被栅片切割，此时弧根处磁感应强度为43.52 mT。随着电弧不断向灭弧室内移动，自激磁感应强度也逐渐降低，说明电弧电流在逐渐下降。50 ms时刻电弧弧根黏滞在跑弧道转弯角上，此时弧根处磁场为25.89 mT。60 ms时弧根反向延长，出现电弧拖尾现象，84.4 ms时刻电弧趋于熄灭，电弧温度下降，但是灭弧室入口处的温度仍然很高，电弧拖尾现象最严重，弧根处磁场降低到2.47 mT。电弧弧根处温度较高，对跑弧道产生严重的烧蚀。电弧拖尾现象使得高温气体在灭弧室入口聚集，导致灭弧室入口区域介质恢复强度降低，增加了电弧重燃的概率[32-33]。
图5 原始结构灭弧室中间截面磁场和温度场分布
Fig.5 Electromagnetic field and temperature profiles in the middle cross-section of the original structure arc chamber
针对60 ms时刻出现的电弧拖尾现象，本文提取了电弧温度分布、所受磁吹力和气流场分布，如图6所示，图中红色箭头代表磁吹力，蓝色箭头代表气流方向。弧根黏滞现象产生的原因是气流涡旋的存在。从气流方向可以看出，气流涡旋的出现导致靠近栅片一侧的气流方向向左，而靠近跑弧道一侧的气流方向向右。这使得跑弧道和栅片之间区域的电弧呈现倾斜形态，导致电弧所受磁吹力方向指向跑弧道，加剧电弧弧根在跑弧道上的黏滞。弧根黏滞使弧柱不能充分延展，降低了栅片的利用率，不利于电弧开断。
图6 原始结构灭弧室60 ms时刻阳极弧根所受磁吹力和气流方向
Fig.6 Electromagnetic force and airflow direction on anode arc root of original structure arc chamber at 60 ms
SE-DCCB开断小电流困难的主要原因是磁吹力不足导致的弧根黏滞和电弧拖尾，需要对SE-DCCB进行结构改进，实现在不增加励磁电流的前提下增加弧根处的磁感应强度，削弱不利于SE-DCCB开断小电流电弧的现象。
由于灭弧室工作气隙空气介质的磁导率比导磁体的磁导率低2～4个数量级，因此若不改变励磁电流大小增大灭弧室内的磁场，只能提高气隙磁导。气隙磁导与上下导磁板间距成反比，在导磁板上安装导磁条，可以缩短跑弧道之间上下两个导磁板的间隙，提高跑弧道内电弧移动路径上的气隙磁导，增大电弧所受的磁吹力。
改进结构导磁板如图7所示。导磁板由整体变为分裂式，并且安装高15 mm，宽20 mm的导磁条。导磁条采用楔形结构，安装在导磁板和跑弧道的连接处，几乎不会对灭弧室的气流场产生影响。
图7 改进结构导磁板
Fig.7 Magnetic conduction plate of improved structure
较大的跑弧道转弯角半径会在灭弧室入口处给双气流涡旋提供足够的空间，使得弧根处的高温气体卷入双气流涡旋形成电弧拖尾现象。为了削弱这种不利于小电流电弧开断的现象，考虑减小跑弧道转弯角半径，抑制双气流涡旋形成。本研究进行了跑弧道转弯角半径分别为60、45、30、10、0 mm的仿真，发现其最优的跑弧道转弯角半径为10 mm。将跑弧道转弯角半径由原来的60 mm改为10 mm，经过改进后的SE-DCCB如图8所示。
图8 改进结构SE-DCCB三维结构
Fig.8 Three-dimensional structure of improved SE-DCCB
1—铜栅片 2—跑弧道 3—出气口 4—自激线圈 5—上母排 6—下母排 7—静触头 8—动触头 9—导磁链接件 10—导磁板 11—跑弧道转弯角
对结构改进后，进行开断300 A小电流的仿真，灭弧室中间截面温度场分布如图9所示。改进结构SE-DCCB中，电弧在30 ms时刻已经被灭弧栅片切割成多段短弧并且电弧弧根转移到了水平跑弧道上，在原始结构SE-DCCB中，电弧在30 ms时刻才刚刚接触到灭弧栅片，弧根仍处于跑弧道转角处（见图5）。随着时间推移，改进结构SE-DCCB在30～64.6 ms期间电弧弧根以近似垂直于跑弧道的形态向灭弧室两侧移动，磁吹力可以完全用于向两侧吹弧，而原始结构SE-DCCB中电弧弧根黏滞在跑弧道转角处，电弧和跑弧道之间出现夹角，不利于电弧被更多栅片切割。电弧在改进结构SE-DCCB中没有发生弧根黏滞和电弧拖尾现象，燃弧时间也更短，说明改进结构SE-DCCB可以抑制弧根黏滞和电弧拖尾，更有利于熄灭小电流电弧。
图9 改进结构灭弧室中间截面温度场分布
Fig.9 Temperature profile in the middle cross-section of the improved structure arc chamber
改进结构SE-DCCB导磁结构使用的材料为硅钢，由其磁化曲线可知，饱和磁感应强度为1.7 T，在大电流情况下导磁板磁饱和，不会因为磁场过大使得灭弧室内产生不被允许的过电压，影响大电流开断。
改进结构SE-DCCB更有利于小电流开断。 图10为改进结构与原始结构SE-DCCB中弧根处电弧电流和磁感应强度大小随时间的变化。如图10a所示，改进结构SE-DCCB中电弧电流总是稍小于原始结构SE-DCCB中的电弧电流，但是结合图10b可知，前35 ms内相同时刻下改进结构SE-DCCB在弧根处产生的磁感应强度反而大于原始结构。在35 ms时刻两种结构在弧根处产生的磁感应强度相等，此时改进结构SE-DCCB中电弧电流已经下降到110.18 A，而原始结构SE-DCCB中电弧电流只下降到154.26 A。说明在开断小电流电弧时，改进结构SE-DCCB凭借较小的励磁电流就可以在弧根处产生比原始结构SE-DCCB更大的磁感应强度，证明在导磁板上安装导磁条可以增加跑弧道上方的磁感应强度。
图10 电弧电流和弧根处磁感应强度随时间变化
Fig.10 Arc current and electromagnetic flux intensity at arc root versus time
在40～70 ms期间两种结构SE-DCCB跑弧道上弧根形态及所受磁吹力如图11所示。电弧弧根在沿水平方向移动的过程中，采用改进结构的导磁板后弧根移动速度更快，在40 ms时刻可以明显看出，电弧弧根移动距离已经超过了原始结构中的弧根移动距离，因此改进结构SE-DCCB中电弧电流下降得更快，电流密度比原始结构SE-DCCB中的更小。在64.4 ms时刻改进结构中的电弧已趋于熄灭，而原始结构中的弧根由于出现了弧根黏滞，相比前一段时间并没有明显的移动。
两种结构的灭弧室开断300 A电流时，电弧弧根到灭弧室中线距离随时间变化如图12所示。在相同时刻，改进结构SE-DCCB中的电弧弧根到灭弧室中线的距离总是大于原始结构SE-DCCB，说明安装导磁条可以使得电弧弧根移动更快。10～40 ms电弧向着灭弧室内运动，40 ms后两种结构中的弧根都已经移动到了水平跑弧道上，最终改进结构SE-DCCB中的弧根距离灭弧室中线更远，说明改进结构对弧根黏滞现象有抑制作用，有助于电弧弧根移动到更远的位置，增大了弧柱长度及栅片利用率，从而使电弧能量更快耗散。
图11 两种结构弧根形态及所受磁吹力
Fig.11 The arc root morphology and the electromagnetic force of the two structures
图12 电弧弧根与灭弧室中线距离随时间变化
Fig.12 The distance from the arc root to the center line of the arc chamber versus time
改进结构SE-DCCB对气流场也产生了较大的影响，减弱了气流涡旋，加快了电弧能量耗散。图13说明了电弧熄灭时刻原始结构与改进结构气流涡旋形成的原理以及弧根黏滞现象得以削弱的原因。如图13a所示，原始结构靠近栅片侧的气流流速快，靠近跑弧道侧的气流流速慢，跑弧道与栅片间气流速度不均匀，因此会形成如图13b所示的气体压力差。跑弧道上电弧弧根处的气流会因为弧根加热的作用发生反向运动，在压力差的进一步作用下，跑弧道和栅片之间的区域形成了两股方向相反的气流，这两股方向相反的气流在灭弧室入口处汇聚后导致在跑弧道转弯的空间内形成了如图13c所示的对称双气流涡旋。改进结构SE-DCCB跑弧道转角气流场分布如图13d所示，减小跑弧道转弯角半径后，灭弧室入口处的双气流涡旋现象被显著削弱，双气流涡旋形态也发生了明显的改变。图13c原始结构SE-DCCB中产生的双气流涡旋呈现两个圆形，有明显的气旋中心，并且两个气流涡旋距离为45.09 mm。若气流交汇则可能使得此处区域发生电弧重击穿现象。灭弧室跑弧道转弯角半径减小后，气流涡旋不再呈圆形，两个气流涡旋距离增大。中间气流流通路径由45.09 mm增大至65.08 mm，电弧弧柱受到向灭弧室内运动的气流场的作用区域更大，更有利于电弧向灭弧室内运动。跑弧道转弯角上的反向气流明显减弱，电弧弧根移动过程中受到反向气流的影响减小，因此电弧弧根黏滞现象得以削弱。
图13 原始结构与改进结构气流涡旋形成原理
Fig.13 Principle of airflow vortices formation in original structure and improved structure
原始结构SE-DCCB在开断时出现了双气流涡旋，从而引起弧根黏滞和电弧拖尾现象。按图3所示截线提取原始结构和改进结构SE-DCCB电弧熄灭时刻温度数据，该截线温度可体现灭弧室入口处的温度横向分布。电弧熄灭时刻灭弧室入口处截线温度如图14所示，在电弧熄灭时刻，原始结构SE-DCCB的灭弧室入口温度有四个峰值，结合图5中84.4 ms电弧温度分布云图可知，这四个峰值从左至右分别为阳极弧根处温度（3 071 K）、阳极电弧拖尾处温度（1 701 K）、阴极电弧拖尾处温度（1 761 K）和阴极弧根温度（3 128 K）。改进结构SE-DCCB灭弧室入口左右两侧的温度为1 000 K左右，灭弧室入口中心温度仅500 K，原始结构SE-DCCB灭弧室入口中心处的温度远高于改进结构，高温会导致灭弧室入口处的介质恢复强度降低，容易引起电弧重燃。
图14 电弧熄灭时刻灭弧室入口处截线温度
Fig.14 Temperature along the transversal line at the entrance of arc chamber at the moment of arc extinguishing
为了验证改进结构SE-DCCB开断不同等级小电流电弧的有效性，本文对SE-DCCB开断400、500、600 A小电流电弧进行了仿真。在原始结构和改进结构SE-DCCB中，电弧燃弧时间如图15所示。在300～600 A电弧电流下，改进结构SE-DCCB中的燃弧时间均短于原始结构。600 A电流下，改进结构SE-DCCB相比原始结构燃弧时间缩短了10.07%，300 A电流下，该值为23.46%。以上结果表明，改进结构普遍适用于不同等级小电流电弧的开断。
图15 不同等级小电流下的燃弧时间
Fig15 Arc duration of different small current
为了保证改进结构SE-DCCB能够在开断小电流的情况下不影响大电流正常开断，本节对改进结构SE-DCCB开断短路大电流进行校验，并将仿真结果与文献[34]中的实验结果进行了对比。仿真的电压、电流以及负载特性与文献[34]相同。图16a为文献[34]测量得到的电弧电压、电流曲线，仿真得到的电弧电压、电流曲线如图16b所示。
图16 12 kA短路开断时电弧电压与电弧电流
Fig16 Arc voltage and arc current at 12 kA short circuit breaking
由图16b可得，仿真所得电弧电压波形在上升过程中比较平滑，电弧电压在9.05 ms到达1.8 kV，表明改进结构SE-DCCB能够成功开断12 kA短路电流。分断实验的波形有明显的振荡现象，电压在18.99 ms稳定在1.80 kV。仿真所得电弧电压和电弧电流变化趋势与实验一致、幅值接近，表明仿真模型能够准确地反映电弧燃弧过程中的电压电流 特性。
由于实验采用永磁体吹弧式直流空气断路器，而本研究采用的模型为改进结构SE-DCCB，因此仿真与实验在电弧燃弧时间上存在差异。该仿真中忽略了触头打开过程，加上自激磁场相比永磁体在大电流时有更强的吹弧能力，因此改进结构SE-DCCB能够成功开断大电流且燃弧时间更短。
本文以实际投入使用的SE-DCCB为研究对象，以300 A小电流开断为例，分析了小电流开断困难的原因，对导磁结构和跑弧道结构进行了改进，提高了SE-DCCB小电流开断的性能，得到以下结论：
1）SE-DCCB在开断小电流电弧的过程中，电弧弧根容易黏滞在跑弧道转角上，灭弧室入口处产生双气流涡旋会造成电弧拖尾现象，这是导致SE-DCCB难以开断小电流的原因。
2）跑弧道上方的磁感应强度和磁场分布会影响电弧弧根黏滞程度，改进的导磁结构可以实现在不改变励磁电流大小的条件下增强跑弧道上方的局部磁感应强度，使得相同时刻电弧弧根沿跑弧道向两侧移动更远，增加了电弧弧长，利于小电流电弧 熄灭。
3）减小SE-DCCB跑弧道转弯角半径可以抑制灭弧室入口处双气流涡旋的产生，从而削弱电弧拖尾现象，消除电弧拖尾带来的潜在的电弧重燃和开断失败问题。
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Enhance Small Current Breaking Performance of Self-Excited DC Air Circuit Breaker Based on An Improved Structure
Abstract With the development of urban rail transit in China, the performance of self-excited direct current air circuit breaker (SE-DCCB), which plays the protective function, has been put forward higher requirements. Series excitation is used in the SE-DCCB to generate a magnetic field to drive the arc into the arc chamber. Thus, bi-directional breaking can be realized. However, when the equipment on the electric locomotive is in the standby state, the train is in the working state of a small current, which cannot generate enough self-excited magnetic field to drive the arc into the arc chamber. The arc fails to be extinguished in time, endangering rail transit’s reliability. Improving the performance of SE-DCCB in breaking small current arcs has become an urgent problem.
A magneto-hydro-dynamic (MHD) arc model coupled with a three-dimensional self-excited magnetic field of the SE-DCCB is established. The sheath is processed precisely so that the effect of space charge near the electrode on the arc can be simulated accurately in the model. Taking SE-DCCB breaking 300 A small current as an example, the arc morphology, magnetic field strength, temperature field, and airflow field in the arc chamber are analyzed, and the main reasons for the difficulty in small current breaking in SE-DCCB are explored. During the breaking process of SE-DCCB, the arc root sticks to the arc runner's turning angle, making it difficult to move along both sides of the arc runner, and the utilization rate of splitter plates is reduced. In addition, the double airflow vortices generated at the entrance of the arc chamber make the arc tailing, resulting in a high temperature at the entrance of the arc chamber, and the possibility of arc re-strike is increased.
This paper proposes an improved structure of SE-DCCB by simulation analysis. The magnetic conductance strip is installed on the magnetic conductance plate, and the turning radius of the arc running path is reduced. The improved structure of SE-DCCB can speed up arc root motion, increase arc ductility, reduce the adverse factors affecting the small current arc extinction, and shorten the arc burning time. Meanwhile, it can effectively reduce the inlet temperature of the arc extinguishing chamber and reduce the reignition probability after the arc is extinguished.
Through simulation analysis, the following conclusions are drawn. (1) In the process of small current breaking, the arc root of SE-DCCB is easy to stop at the turning angle of the arc runner, and the double airflow vortices at the entrance of the arc chamber cause the arc tailing phenomenon, which is challenging makes it difficult for small current breaking of SE-DCCB. (2) The magnetic field strength and distribution above the arc runner affect the viscosity of arc roots. The improved magnetic conductivity structure can enhance such magnetic field strength without changing the excited current. As a result, the arc roots move farther to both sides along the arc runner, and the arc is elongated, facilitating the arc extinguishing with a small current. (3) Reducing the turning radius of the SE-DCCB arc runner can inhibit the generation of double airflow vortices at the entrance of the arc chamber, thus weakening the arc root tailing phenomenon and eliminating the potential arc reignition and breaking failure problems.
The improved model established in this paper can accurately predict arc behaviors in the self-excited field of SE-DCCB, which provides a practical way to optimize the small current arc extinguishing performance of SE-DCCB.
Keywords：Self-excited DC air circuit breaker(SE-DCCB), small current, structure improvement, double airflow vortices，arc root stagnation
中图分类号：TM561.5
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.231597
国家自然科学基金项目（51977132）和辽宁省教育厅面上项目（LJKZ0126）资助。
收稿日期 2023-09-27
改稿日期 2023-10-07
李 静 女，1977年生，博士，教授，博士生导师，研究方向为微观电器电弧理论、高电压与绝缘技术。
E-mail: lijing@sut.edu.cn
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、直流开断技术。
E-mail: pengshidong@hotmail.com（通信作者）
（编辑 崔文静）