图1 灭弧室几何模型
Fig.1 Geometric model of arc chamber
摘要 高原轨道交通和电工产业转型对起关键保护作用的大容量直流空气断路器（LC-DCCB）提出了更高要求，但现有产品在高海拔地区的开断仍存在一定问题。该文以轨道交通用LC-DCCB为研究对象，首先基于磁流体动力学（MHD）理论，考虑湍流效应的影响，对其在高海拔环境下开断18 kA短路电流进行仿真；然后对电弧形态及灭弧室内温度场、电磁场、气流场进行分析，得出高海拔地区空气电弧开断困难的主要原因；最后根据仿真与理论分析，考虑采用合理数量和布局的间插式U型栅片改善电弧开断特性。结果表明：随着海拔的升高，电弧前期运动速度加快，但断路器的灭弧性能降低；在高海拔环境下电弧存在严重的弧根粘滞和弧根拖尾现象，弧根拖尾畸变空间电场，不利于熄弧；同时，在不同海拔环境下，电弧会产生不同程度的反向运动现象，易导致弧后重燃。该研究深入揭示了高海拔环境下LC-DCCB电弧演变过程及复杂开断现象背后的物理本质，可为该类产品研发提供理论指导。
关键词：高海拔 大容量直流空气断路器 弧根拖尾 电弧反向 弧后重燃
大容量直流空气断路器（Large-Capacity Direct Current air Circuit Breaker, LC-DCCB）灭弧室与大气连通，抗震能力强，无漏气风险，作为车载断路器广泛应用于城市轨道交通领域[1]。由于城市化进程加快，机车编组增长、功率增加，车载直流空气断路器逐步向大电流、大容量方向发展[2]。近年来，我国中西部高海拔城市大力推进城市轨道交通建设，直流空气断路器工作环境也转向高海拔地区。海拔每升高1 km气压约下降10 kPa，当直流空气断路器在高海拔地区开断短路电流时，开断失败的概率增加，严重影响高海拔地区城市轨道交通运行的可靠稳定性。因此，新国标[3]对高海拔开关设备提出了更高要求，高海拔环境下的开断问题受到研究者的关注，逐渐成为城市轨道交通领域亟待解决的关键技术问题。
直流空气断路器的开断过程可通过电弧动态演化过程表征，因此建立电器电弧数值仿真模型，模拟电弧演变过程中相互耦合的多物理场，获得影响开断的关键因素及调控措施，提升开断能力，是当前直流空气断路器的研究重点[4-5]。国内外学者对直流空气断路器灭弧性能进行了大量研究，Huo Jindong等研究了材料产气作用下断路器灭弧特性，并考虑了Stefan流的影响，结果表明使用产气材料可为直流快速开断提供新的解决思路[6]。彭世东等使用耦合永磁体磁场的磁流体动力学（Magneto-Hydro Dynamics, MHD）模型研究了栅片材料与结构对灭弧性能的影响，发现栅片倾角与材料的优化可以加速电弧开断过程[7]。赵杰等将磁流体仿真与正交实验相结合，通过仿真实验与优化算法，从跑弧道形状、栅片数量等角度出发对灭弧性能进行优化[8]。Ma Ruiguang等建立大容量直流空气断路器三维模型，发现随着灭弧室宽度增加，燃弧时间增长[9]。杨茜等发现灭弧室内弧根拖尾现象，认为灭弧室内气流场是导致弧根拖尾的主要原因[10]。Huo Jindong等通过改进的MHD模型，发现了灭弧室内电弧的反向运动现象[11]。本课题组也通过高速摄像机拍摄到了磁吹直流空气断路器中弧根跃迁时的双弧根现象，证明鞘层是引起双弧根的主要原因，触头熔蚀产生的铜蒸气并不总是对开断起阻碍作用[12]。但上述研究都是针对0 km海拔环境下的开关电器灭弧性能研究。
高海拔（低气压）环境下的分断电弧过程与 0 km海拔环境不同，由于高海拔环境气压低，放电发生时电子碰撞的平均自由程更长，电弧的形成和发展与低海拔存在明显区别。在航空航天领域，研究者对极低气压环境下的表面放电、电晕放电等问题进行了相关研究[13-14]，其中对航空直流开关电器电弧的研究主要集中在电弧侵蚀[15]和磁场调控[16]方面。此外，在其他设备中的低气压电弧研究方面，文献[17-19]研究了高海拔环境下气体间隙放电特性、击穿特性和电弧发展规律；文献[20-21]研究了弓网电弧在高海拔环境下的运动特性和发展规律。在高海拔环境下的开关电器电弧开断研究方面，研究者对电力系统开关设备[22]、微型空气断路器[23]和塑壳断路器[24]的工作状态进行了研究，得出海拔环境对开关电器的操作性能、热电性能、温升、电接触寿命等参数的影响规律，并对高海拔用低压开关设备的工作电压等参数进行了修正。但上述研究主要涉及高海拔环境微型/小型直流空气断路器，且对高海拔环境下开关设备灭弧性能的研究不足。关于LC-DCCB在高海拔环境下的开断问题和灭弧性能研究目前还未见报道。
为此，本文建立高海拔环境下LC-DCCB瞬态电弧模型，考虑湍流效应的影响，对其在不同海拔环境下短路电流分断过程中的电弧动态运动特性进行仿真，并分析了弧根粘滞和弧根拖尾现象的成因以及其对灭弧性能的影响，得出高海拔环境下LC-DCCB分断短路电流困难的根本原因。结合仿真结果与理论分析，考虑采用间插式U型栅片改善电弧特性。该研究可为高海拔用LC-DCCB的设计和改进提供理论依据和参考。
本文以城市轨道交通用LC-DCCB为研究对象，根据不同海拔环境下相应空气介质的物性参数，建立磁流体动力学（MHD）电弧模型，进行高海拔环境下LC-DCCB分断18 kA（实际产品开断短路电流参数）短路电流过程的电弧仿真。
本文所采用的LC-DCCB灭弧室几何模型如图1所示，几何尺寸在图中标注。其中金属栅片和跑弧道为铜质材料，绝缘器壁为石英材料。灭弧室内含栅片60个，栅片间距为5 mm。
图1 灭弧室几何模型
Fig.1 Geometric model of arc chamber
LC-DCCB分断短路电流时，电弧首先在触头间产生，弧根在触头上短暂停留后即在磁吹力的作用下迅速跳跃至跑弧道并向栅片运动。当电弧跳跃至跑弧道后，大电流电弧强烈的热效应作用在大容量灭弧室内形成湍流[25]，电弧烧蚀产生的金属蒸气迅速在灭弧室内扩散。由于灭弧室体积大，金属蒸气浓度在整个燃弧期间均较低。栅片切割电弧是空气断路器灭弧的关键，因此本文主要关注电弧运动及栅片切割电弧过程，不考虑弧前过程与触头打开过程。基于此，本文作出如下假设：①电弧弧柱区完全电离，处于局部热力学平衡状态；②忽略金属材料相变过程和灭弧室内金属蒸气的影响；③灭弧室内流体流动为湍流且为不可压缩流动；④电弧等离子体的物性参数视为仅与温度和压强相关的函数[26]。
本文以考虑湍流效应的MHD模型为基础，建立LC-DCCB在不同海拔环境下电弧瞬态数学模型。MHD模型控制方程可以用统一的形式表示为
（1）
式中，ρ为电弧等离子体密度，大小与温度、压强相关；t为时间；V为等离子体速度矢量；Φ为场变量；ΓΦ为电弧等离子体对应场的物性参数；SΦ为对应场的源项。式（1）中的变量与参数见表1。表中，u和v分别为x方向和y方向的气体流速；μ为流体动力粘度；H为焓；λ为热导率；cp为比定压热容；φ为电位；σ为电导率；A为矢量磁位。
表1 式（1）中的变量与参数
Tab.1 Variables and parameters of Equ.(1)
方程ΦΓΦSΦ 质量守恒方程100 x方向动量守恒方程uμSu y方向动量守恒方程vμSv 能量守恒方程Hλ/cpSH 电场方程φσ0 x方向磁场方程Ax1SAx y方向磁场方程Ay1SAy
本文采用k-ε湍流模型描述灭弧室内的剪切流输运，模型包含关于湍流动能k和湍流耗散率ε的两个输运方程[27]。
描述湍流动能k的输运方程为
（2）
描述湍流耗散率ε的输运方程为
（3）
式中，Pk为湍流生成项；μT为湍流粘度；
、
、
、
为湍流方程中的经验常数，分别取值为1.00、1.30、1.44和1.92。
由于电弧温度高，其辐射散热不可忽略。本文根据文献[28]采用简化计算公式描述电弧辐射散热过程，有
（4）
式中，T和T0分别为电弧温度和环境温度；α为Stefan-Boltzmann常数，α=5.67×10-8 W/(m2·K4)；
为吸收系数，
，其中，p为电弧等离子体压强，
为不同海拔对应的环境气压。
来自阳极的正离子在电场的加速下运动到阴极被阴极吸收，并在阴极表面产生热量。随着阴极被逐渐加热，更多的电子在阴极发射，将导致阴极冷却。阴极热平衡方程为
（5）
（6）
（7）
（8）
式中，Jion为离子电流密度；Jelec为电子电流密度；|J·n|为阴极表面电流密度模；AR为Richardson常数；JR(T)为Richardson-Dushman电流密度；
为阴极表面功函数；Uion为电弧等离子体的电离势；kB为玻耳兹曼常数；e为电子电荷；
为铜电极的有效逸出功。
阴极发射的电子在电场的作用下向阳极加速运动并碰撞产生电子，电子运动到阳极被吸收并在阳极产生热量。阳极只考虑电子加热，其热平衡方程为
（9）
式中，
为阳极表面功函数。
本文研究对象为自激吹弧式断路器，根据文献[29]的研究，在整个模型计算区域施加均匀分布的20 mT横向磁场模拟外部磁吹装置的作用，边界条件的设置见表2。
表2 边界条件
Tab.2 Boundary conditions
边界压力边界磁场边界电场边界传热边界 AB, EF1 atm (101.3 kPa) BCDE FGHA
本文根据GB/T 20645—2021《特殊环境条件高原用低压电器技术要求》相关规定[3]，将海拔0～5 km划分为5个等级，见表3。
物性参数是求解MHD方程的基础，不同海拔环境下的空气物性参数显著不同，各海拔环境下空气物性参数使用文献[26]提供的方法计算得到。
表3 不同海拔环境下大气压强和温度
Tab.3 Air pressure and ambient temperature at different altitudes
海拔高度/km平均气压/kPa平均环境温度/K 0101.32293.15 280288.15 370283.15 462278.15 554273.15
为了提高模型收敛性并保证计算精度，模型网格采用三角形网格剖分。根据灭弧室内近壁面湍流特性，在空气和金属交界面使用矩形边界层网格。
海拔0 km灭弧室内温度及气流场分布如图2所示。图中灭弧室中线左侧为温度分布，右侧为气流场分布。5 ms时，电弧尚未进入栅片区，弧根由水平跑弧道经过跑弧道弯角，电弧逐渐拉长；7 ms时，电弧即将进入栅片，此时弧根已完全经过跑弧道弯角处，电弧形态呈倒“C”字型；10 ms时，电弧被栅片切割，灭弧室中线处电弧运动速度最快，两侧运动较慢，同时弧根沿水平跑弧道分别向左右两侧运动，弧根后部有高温气体残留；14 ms时，弧根运动速度减慢，出现弧根粘滞现象，有明显的高温气体在弧根后部停留（弧根拖尾）；18 ms时电弧完全进入栅片，栅片利用率达100%，同时电弧中心部分冲出栅片区；22 ms时，电弧弧根通过热击穿完成由水平跑弧道向竖直跑弧道上的弧根转移，此时电弧形态呈多峰状态，位于灭弧室中线两侧附近电弧发生反向运动，且水平跑弧道上仍然存在弧根产生的高温气体；26 ms后电弧温度快速下降，电弧趋于熄灭。
图2 海拔0 km灭弧室内温度及气流场分布
Fig.2 Temperature and airflow field distribution in the arc chamber at 0 km altitude
海拔2～5 km灭弧室内温度分布如图3所示。由图3可知，当弧根在水平跑弧道上运动时，海拔高度对电弧形态影响不大，电弧都是由倒“C”字型演变为多峰状态；但电弧进入栅片时刻随着海拔升高而提前，海拔0 km时，电弧在7 ms时刻进入栅片，海拔5 km时，电弧在4.8 ms时刻进入栅片，表明海拔越高，电弧在进入栅片前运动速度越快。这是由于海拔越高，空气密度越小，动力粘度越小，越有利于电弧运动[30]。
图3 海拔2～5 km灭弧室内温度分布
Fig.3 Temperature distribution in the arc chamber from 2 km to 5 km altitudes
海拔环境对电弧开断过程的影响在弧根由水平跑弧道转移至竖直跑弧道后更显著。图4为不同海拔高度电弧电流、电弧电压及电弧功率随时间变化曲线。由图4可得，海拔0 km下，23.5 ms时电弧电压上升至电源电压，电弧电流和电弧功率下降至0，电弧熄灭。海拔2 km和3 km下，电弧燃弧后期电弧功率下降更为缓慢，在40 ms后电弧熄灭，其燃弧时间长于海拔0 km下电弧的燃弧时间，且在70 ms后发生电弧重燃（电弧电压由电源电压陡然下降，电弧电流由0突变）。海拔高度4 km和5 km下，电弧未能成功熄灭，断路器开断失败。这是由于随着海拔的升高，空气热导率下降，不利于电弧能量耗散。根据巴申定理，在一定范围内，气压减小，击穿电压下降，电弧重燃的概率增大，同时高海拔环境会削弱空气介质恢复强度，导致海拔2 km和3 km易发生电弧重燃。海拔4 km和5 km时，电弧行为与海拔0 km相比有显著不同，因为海拔 5 km的气压只有海拔0 km下的一半，且空气介质物性参数有明显区别，因此海拔升高，灭弧室热量耗散能力下降，易于高温电弧维持燃烧，导致海拔4 km和5 km环境下断路器难以完成开断。
图4 不同海拔高度电弧电流、电弧电压及电弧功率随时间变化曲线
Fig.4 Curves of arc current, arc voltage, and arc power varying with time at different altitudes
图4中，电弧电流在20 ms左右存在一定程度的上升，对应电弧电压存在一定程度下降。结合图3可知，这是弧根由水平跑弧道转移至竖直跑弧道所致，这种弧根转移现象导致电弧弧长突然变短，因此电弧电压下降，电弧电流上升。
根据上述分析，将不同海拔环境下的电弧关键行为归纳为表4。由表4可得，随着海拔高度的增加，电弧进入栅片时刻提前，但燃弧时间反而增加。由于高海拔环境本身不利于电弧能量耗散，加之灭弧室密集的栅片结构限制了电弧辐射散射，断路器在高海拔环境下开断时，电弧过早地进入栅片区反而更利于电弧维持高温燃烧状态。同时，由于高海拔环境下的气压、热导率、电导率差异，将共同导致高海拔环境下燃弧时间增加。
表4 电弧关键行为及其发生时刻
Tab.4 The moment when the arc key behavior occurs
电弧关键行为0 km2 km3 km4 km5 km 进入栅片时刻/ms6.96.15.75.44.8 全栅片利用时刻/ms17.216.115.615.114.1 弧根转移时刻/ms20.719.718.918.517.1 是否熄弧是是是否否 燃弧时间/ms23.543.444.7＞90＞90 是否重燃否是是—— 重燃时刻/ms—78.572.5——
综上所述，电弧运动过程中会出现弧根粘滞、弧根拖尾和电弧反向现象，这些现象会对不同海拔环境下LC-DCCB的开断性能产生不同的影响，下文将结合仿真数据对这些现象进行深入分析。
2.2.1 高海拔环境下弧根粘滞和拖尾现象
本文将断路器分断电弧过程中，弧根长时间不运动或运动速度极为缓慢的现象称为弧根粘滞现象，将弧根运动过程中在所经过区域产生的高温气体长时间难以消散的现象称为弧根拖尾现象。为了更清晰地呈现弧根运动状态，提取灭弧室左侧弧根在水平跑弧道运动时，其与灭弧室中线的距离随时间的变化如图5所示，该时间段内弧根处的温度分布及气流场分布如图6所示。
由图5可知，随着时间增加，弧根与灭弧室中线距离变化率逐渐减缓，即弧根运动速度逐渐降低。同时高海拔环境下弧根与灭弧室中线距离变化率更快，表明弧根运动速度下降更快。由图6可得，15 ms左右，弧根仅在水平跑弧道上小范围运动，发生弧根粘滞现象，且在弧根经过区域，有明显的高温气体聚集在水平跑弧道附近（蓝色框线表示高温气体聚集区范围），产生弧根拖尾现象。
图5 弧根与灭弧室中线距离随时间变化
Fig.5 The distance between arc root and center line of the arc chamber versus time
图6 电弧左侧弧根温度及气流场分布
Fig.6 Temperature and airflow field distribution at left arc root
弧根由灭弧室入口转移至水平跑弧道要经过跑弧道弯角，导致弧根运动速度减慢，有利于弧根附近高温气体的产生。当弧根经过跑弧道弯角后，在气流场和电磁力的共同作用下，弧根将沿水平跑弧道运动，但高温气体不能快速消散，形成图6所示的高温气体聚集区。高温气体聚集形成温度梯度差，温度梯度差进一步导致区域压力差，进而形成气流漩涡。随着时间的增加，该气流漩涡不断扩大，携带高温气体向跑弧道入口处移动。同时，气流漩涡会使弧根受到与其运动方向相反的力，产生弧根粘滞现象。
不同海拔环境下弧根在水平跑弧道上运动阶段的y方向电流密度如图7所示。可见，海拔越高，同一时刻电弧电流密度越小。这是由于高海拔环境下气压低，空气密度小，且同一温度下动力粘度小，因此海拔越高，弧柱半径越大，电流密度越小。由公式F=J×B（F为电磁力，J为电流密度，B为磁通密度）可知，电流密度越小，电磁力越小，越不利于弧根运动，因此海拔5 km弧根粘滞最严重。海拔越高，电流密度下降速度越快，弧根运动速度也下降越快。
图7 左侧弧根y方向电流密度
Fig.7 Current density in y direction of left arc root
弧根拖尾会畸变空间电场。图8为弧根转移至竖直跑弧道前一时刻，不同海拔环境下弧根拖尾处的空间电场分布。海拔0 km时，弧根拖尾对灭弧室电场产生的畸变程度最小；随着海拔高度增加，弧根拖尾处高温气体聚集区范围扩大，其对电场的畸变程度加大。电场畸变会导致电弧熄灭后，灭弧室入口处电场强度更大，加之灭弧室入口处高温气体聚集使该处电导率升高，因此在高海拔环境下灭弧室入口处易发生电弧重燃，这是高海拔环境下断路器开断困难的主要原因。
图8 电弧左侧弧根电场分布
Fig.8 Electric field distribution at left arc root
2.2.2 高海拔环境下电弧反向现象
高海拔环境对LC-DCCB开断的影响，不仅表现在弧根处，还表现在弧柱区，即被栅片切割的短弧产生不同程度的反向现象，这同样影响断路器的灭弧性能。
图9a为局部电弧反向时灭弧室内流场速度分布，流速大于0表示气流方向沿y轴向上，流速小于0表示气流方向沿y轴向下。图9b为栅片间短弧受力分析示意图。短弧所处位置不同，其产生的自生磁场磁通密度Bself方向不同，该自生磁场对短弧产生的电磁力记为Fself，其中位置靠上的短弧受到方向向上的Fself作用，位置靠下的短弧受到方向向下的Fself作用[11]。同时，栅片间位置靠下的短弧受到向下的气流场作用力Faif。虽然外部磁场对短弧的作用力Fext始终向上，但当Faif+Fself＞Fext时，短弧受到的合力方向向下，短弧向下运动，即发生电弧反向现象；当Faif+Fself＜Fext时，短弧受到的合力方向向上，短弧则向上运动。
图9 短弧反向运动机理
Fig.9 The mechanism of sub-arcs reverse motion
由图3可知，电弧反向现象在海拔2 km和 3 km时最严重。下面以海拔2 km为例分析电弧反向现象的成因。海拔2 km灭弧室内温度分布和气流场分布如图10所示。可见，12 ms时刻，水平跑弧道附近形成的气流漩涡改变了栅片间气体流速，栅片间短弧在不同流速气流场作用下形成位置差。随着气流漩涡不断扩大，气流漩涡中心气体压强较低，压强差使部分栅片间形成反向气流（如18 ms时刻），此时方向向下的Faif开始作用。当某一时刻方向向下的Faif +Fself占主导时，电弧反向现象开始出现。随后，部分反向电弧在28 ms时刻反向冲出栅片区（如图10中绿色圈中所示），在气流场的作用下，反向电弧高温气体向跑弧道弯角处移动。高温气体在灭弧室入口处累积，78 ms时刻，在畸变电场和高温气体的共同作用下，灭弧室入口处发生电弧重燃。
图10 海拔2 km灭弧室内温度与气流场分布
Fig.10 Arc temperature and airflow field distribution in the arc chamber at 2 km
提取海拔0 km、3 km、5 km反向电弧即将冲出栅片区域时y方向的自生磁场与外磁场电磁力合力Fexty+Fselfy分布以及气流场分布分别如图11和图12所示，图11中红色箭头代表该合力，图12中白色箭头代表灭弧室内气流方向，绿色虚线表示反向气流场作用范围（宽度）。由图11可得，海拔0 km电弧反向冲出栅片时刻，电弧即将熄灭，电弧电流密度小，反向短弧所受合力Fexty+Fselfy较小。由图12可得，海拔3 km时反向气流场作用范围最大，海拔5 km时反向气流场作用范围最小。海拔5 km电弧所受合力Fexty+Fselfy大于海拔3 km的情况，且海拔5 km反向气流作用范围小，因此海拔5 km电弧反向运动最轻微，而海拔3 km电弧受大范围反向气流场的影响，因此海拔3 km电弧反向运动最严重（见图3）。
图11 电弧电磁力局部分布
Fig.11 Arc electromagnetic force local distribution
图12 气流场局部分布
Fig.12 Airflow field local distribution
根据2.2节仿真分析可知，高海拔地区电弧反向和弧根拖尾是影响其开断性能的主要因素，而气流场的分布是造成上述现象的重要原因。U型栅片的半封闭结构能在空间场内阻止气流反向，因此，可利用U型栅片优化灭弧室内气流场分布，改善电弧开断能力，但栅片U型化会减少近极压降，不利于电弧拉伸与电弧电压的提升，这对于采用栅片近极压降限流开断的空气断路器又是不利的。因此针对本文研究对象，综合考虑多种影响因素，对间插式U型栅片数量及分布进行了仿真研究，最终发现3组间插式分布的U型栅片灭弧室灭弧性能最佳。3组间插式分布U型栅片灭弧室几何结构如图13所示。
图13 3组间插式U型栅片结构灭弧室
Fig.13 Arc chamber with 3 interleaved U-shaped splitter plates
图14为相同时刻未使用间插式U型栅片（改进前）和使用间插式U型栅片（改进后）的y方向气流场分布，红色箭头表示气流方向。改进前，灭弧室中线两侧会出现沿y方向向下的反向气流；改进后，由于U型栅片的半封闭结构阻断了反向气流流通路径，U型栅片附近区域气流均沿y方向向上流动，未出现反向气流。通过对栅片结构的改进，灭弧室内气流场流通路径得到改善，从而有效地抑制了栅片间反向气流的出现。
图14 间插式U型栅片使用前后y方向气流方向分布
Fig.14 The y-direction airflow distribution before and after interleaved U-shaped splitter plates adopted
灭弧室内气流场的改善会影响电弧运动形态。海拔3 km和5 km电弧完全进入栅片时刻，灭弧室温度及气流场分布如图15所示。可以看出，结构改进后，电弧多峰状态消失，电弧反向现象不再出现，表明间插式U型栅片结构可以抑制电弧反向，从而降低电弧重燃概率。
图16为间插式U型栅片使用前后电弧电压随时间变化曲线。相比于未使用间插式U型栅片的结构，使用间插式U型栅片后，电弧电压提升速度更快，且开断均在30 ms前完成。海拔5 km虽发生弧后重燃，但相比于未使用间插式U型栅片的结构电弧不能熄灭的状态，其灭弧性能已得到了较大改善。
图15 间插式U型栅片使用前后温度及气流场分布
Fig.15 Distribution of temperature and airflow field before and after interleaved U-shaped splitter plates adopted
图16 间插式U型栅片使用前后电弧电压随时间变化
Fig.16 Arc voltage versus time before and after interleaved U-shaped splitter plates adopted
本文以城市轨道交通用LC-DCCB为研究对象，对其分断18 kA短路电流进行仿真研究，分析了海拔环境对开断的影响以及开断过程中的电弧特殊行为，得出如下结论：
1）在电弧尚未进入栅片前，电弧运动速度随着海拔升高而加快。由于高海拔环境下气压低，热导率低，介质恢复强度弱，海拔越高电弧熄灭越困难。因此，海拔0 km时短路电流电弧正常熄灭；海拔 2 km和3 km时，电弧熄灭后发生重燃；海拔4 km以上时电弧难以熄灭。
2）LC-DCCB在分断短路电流时，弧根附近气流漩涡与电磁力的共同作用导致跑弧道上出现弧根粘滞和弧根拖尾现象。海拔越高，弧根粘滞和弧根拖尾现象越显著，其对电场造成的畸变越强烈。弧根粘滞和弧根拖尾不利于断路器分断短路电流。
3）在气流场和电磁力的共同作用下，电弧进入栅片后，栅片间部分电弧发生反向运动。海拔3 km时，电弧反向现象最严重，并且在海拔2 km和3 km时，高温气体反吹会导致灭弧室入口处发生电弧重燃，电弧反向会严重影响LC-DCCB高海拔灭弧性能。
4）采用合理数量和分布的间插式U型栅片可以在一定程度上改善灭弧室气流场分布，抑制电弧反向运动，加快电弧弧压提升速率，提高LC-DCCB高海拔灭弧性能。
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Study on Interrupting Characteristics of Large Capacity DC Air Circuit Breaker at High Altitude
Abstract In Recent years, with the rapid development of urban rail transit at plateau and transformation and booming of the electrotechnical industry in China, it has put higher requirements for large-capacity DC air circuit breaker (LC-DCCB) which plays a significant role in protection. But when the short-circuit current is interrupted in LC-DCCB at plateau, the probability of interrupting failure increase, which is harmful to the urban rail transit sustain its stability and reliability. So how to extinguish the arc in which generated between the contacts when the contacts opening in LC-DCCB at plateau quickly and reliably remains a critical issue to be resolved. This paper established a transient magnetohydrodynamics (MHD) arc model of LC-DCCB at plateau considering the turbulence effect, the dynamic characteristics and the key behavior of the arc during short-circuit current interrupted at different altitudes were studied, and the primary courses of difficulty of arc interruption in LC-DCCB at plateau were concluded. An improved model with interleaved U-shaped splitter plates was proposed combined with theoretical analysis which can improve the interruption performance of LC-DCCB at plateau. This study can provide a theoretical basis for design and improvement of LC-DCCB at plateau.
Through simulation results we can see that different altitudes can cause different environmental parameters and physical properties of air, which effects the arc behavior in LC-DCCB significantly. At 0 km altitude, the arc can extinguish successfully. At 2 km and 3 km altitudes, although the arc extinguish successfully, nevertheless, the arc will re-strike after a few milliseconds. At 4 km and 5 km altitudes, the arc can not extinguish. The physical parameters of air change with the altitude rases, which lead the arc enters the splitter plates in advance. One can found that the arc root viscous and trailing phenomena in LC-DCCB will appear during the full-dynamic arc simulation. When the arc root moves at the horizontal arc runner to a certain point, the movement speed of the arc root will decrease, and then the arc root will stop its moving or even move in reverse direction, while the high temperature gas adjacent to the arc root will cause the electric field distortion at the entrance of the arc chamber. The characteristics of arc root movement are different with altitude raise. Meanwhile, under the joint action of electromagnetic and airflow field, the reverse phenomenon of arc roots on both sides of the center line in the arc chamber will appear, the arc presents multi-peak shape. The reverse phenomenon of the arc between the splitter plates varies with the altitude, which is a key factor leading to the post-arc re-strike. An improved structure with interleaved U-shaped splitter plates in the arc chamber can restrain the arc reverse movement between splitter plates effectively.
Through simulation and analysis in this paper come to the following conclusions: (1) Arc re-strike will occur during LC-DCCB interrupts short-circuit current at plateau, which will lead to the difficulty of interruption. (2) The arc root viscous and trailing phenomena will intensify with the altitude raise. (3) The arc reverse movement in LC-DCCB is a key factor for post-arc re-strike. (4) The interleaved U-shaped splitter plates can restrain the arc reverse movement between splitter plates effectively, which improve the arc extinguishing performance at plateau of LC-DCCB to some extent.
keywords：High altitude, large-capacity DC air circuit breaker (LC-DCCB), arc root trailing, arc reverse movement, post-arc re-strike
中图分类号：TM561.1; TM85
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.222072
国家自然科学基金项目（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 2022-11-02
改稿日期 2022-11-28
李 静 女，1977年生，博士，教授，博士生导师，研究方向为电器电弧理论及高电压绝缘技术等。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及直流开断技术。E-mail：pengshidong@hotmail.com（通信作者）
（编辑 李 冰）