图1 直流塑壳断路器开断电弧实验平台
Fig.1 Test platform for the arc interruption performance in direct current molded case circuit breaker
摘要 直流塑壳断路器广泛应用于直流配电网中，随着开断容量的提升，大电流开断下的飞弧现象时有发生，对设备和人身安全造成隐患。该文通过实验研究恒定驱弧磁场作用下塑壳断路器在不同开断电流下的电弧运动过程，利用高速摄像机拍摄捕捉到大电流开断过程中的飞弧现象。基于磁流体动力学理论，建立考虑阿基米德力（浮力）的改进电弧磁流体动力学（MHD）模型，对飞弧现象进行数值分析，发现在塑壳断路器灭弧室中，高温电弧导致跑弧道拐角处产生反向气流涡旋将抑制弧柱向上运动，高能量电弧所受浮力无法充分发挥，导致上半部电弧无法进入栅片，栅片利用率低，下半部电弧由于能量较大，进入栅片后飞出，造成飞弧现象；另外由于大能量电弧所受洛伦兹力较大，电弧被切割后与栅片进行热量交换时间短暂，无法及时散热，运行至栅片尾部的电弧仍具有较高能量，易飞出栅片产生飞弧现象。根据仿真结果，采用双出气口结构灭弧室，改变气流场分布，减小了气流漩涡，充分发挥大能量电弧浮力作用，提高栅片的利用率；采用改进绝缘产气栅片，限制弧根的运动速度，增加灭弧室内栅片与电弧的热交换时间，减小飞弧能量。通过实验与仿真对改进灭弧室进行分析，验证其合理性，对两种抑制措施进行结构优化，得到两种改进结构下的最优解。结果表明，两种措施在一定程度上抑制了飞弧现象的发生，有利于电弧的开断。
关键词：直流塑壳断路器 飞弧 阿基米德力 改进MHD模型 飞弧抑制
“碳达峰，碳中和”目标的提出，促使以光伏发电为主的新能源迅速发展，国家大力扶持光伏产业，使得光伏发电的规模不断增大[1-3]。直流塑壳断路器作为光伏发电系统中的保护设备，主要安装在直流汇流箱以及直流配电柜中，为电路提供过电流以及隔离保护，防止光伏发电系统由于各种因素产生故障导致设备损坏。但目前光伏配电柜及汇流箱内的直流塑壳断路器不是针对直流应用开发的，这些塑壳断路器主要用于交流开断中，为使其运用于直流开断，主要通过简单地增加极数、栅片个数、增大开距来达到直流灭弧的目的[4]。这将会导致断路器体积增大，经济性下降，短路保护性能也不能完全满足系统需求，因此开展双极式单断点直流塑壳断路器的研究具有一定的意义与价值[5]。随着断路器容量不断提升，电弧能量增加，且灭弧室内空间狭小，快速温升会导致气流场的剧烈变化，受洛伦兹力与气流的共同影响，出现高能量外逸电弧，形成飞弧现象。飞弧现象会导致电弧能量的不断逸散，喷出的电弧可能造成设备损坏或人员伤害，严重时，甚至会发生爆炸的危险。GB/T 14048.1《低压开关设备和控制设备 第1部分：总则》对飞弧问题有着明确的规定[6]，要求保证在极限分断能力下，断路器飞溅出的电弧不会在配电柜内导致对地短路以及极间短路事故。直流开断条件下，电弧电流无极性反转，相比于同条件下交流开断，弧根运动速度更快，飞弧现象更为明显，因此探究直流开断时的飞弧现象并提出相应的改进措施是直流塑壳断路器向大容量发展的关键。
国内外学者大多采用实验法对飞弧现象开展研究。王兴利等搭建检测飞弧发生平台，检测配电柜中是否发生飞弧现象，并针对飞弧现象提出消游离装置熄弧、断路器双断点结构等措施[7]。K. Nowak 等针对开关柜内的飞弧现象研制出多节段消弧器，并对有无加装消弧器的系统进行实验，结果表明，消弧器有效地限制了电弧逸出的距离[8]。M. Golovkov等通过实验讨论了三种不同的电极结构对飞弧行为的影响，根据假人身着服装灼烧程度得出电极结构对飞弧距离的影响[9]。R. Wilkins等在金属盒中进行电弧故障测试，对三种电极布置方式发生故障时进行拍摄，发现靠近金属盒内部水平电极布置方式下的飞弧距离更长，能量更大[10]。
通过实验可以直观地观测到电弧运动过程，但很难得到飞弧现象的内在特性，如电气、热参数以及大能量电弧对应的场量变化。因此，在实验的基础上，建立更加符合空气介质下大能量电弧开断过程的仿真是现有研究的有效拓展和补充。磁流体动力学（Magnetohydrodynamics, MHD）模型是研究电弧物理及特性的有效手段。W. F. H. Merck等建立二维MHD电弧模型，将流体计算方程与热化学方程及电磁场方程进行耦合，分析了电弧演变过程中灭弧室中的压力[11]。Xu Zhilei等在二维MHD模型中考虑了焦耳热、辐射、洛伦兹力以及重力的影响，阐述了弧根跳跃和电弧重燃的内在机理[12]。F. Karetta及M. Lindmayer等率先建立了平板电极间的三维MHD模型，对流体方程及电磁方程下的电弧进行了计算，从而得到电流密度方程及弧根中心坐标计算方法，并引入鞘层电导率假设，更好地模拟了电弧被栅片切割的过程[13-14]。李静等建立二维磁吹直流空气断路器电弧模型，分析不同磁场下洛伦兹力对电弧开断的影响[15]。周学等通过仿真分析出灭弧室主触头通电流时产生的自吹磁场分布[16]。前期关于空气电弧模型的研究已发展地较为成熟，为空气电弧的理论研究提供了大量支撑。不同于真空断路器与SF6断路器的密闭灭弧室结构，塑壳断路器场域不封闭，炽热气体在出气口向外喷溅时，会加剧飞弧现象的发生，严重增加开断失败的概率。因此，研究塑壳断路器中出现的飞弧现象，提出改进措施有重要的现实意义。
传统电弧MHD模型采用动量守恒方程来描述电弧在灭弧室中受洛伦兹力作用引起的气流场改变，但不同于常见的开断情况，飞弧现象出现时，电弧能量大，会在短时间内释放大量焦耳热，迅速提高灭弧室内温度，进而提高与温度呈正相关的电弧浮力。且随着电弧温度的持续升高，浮力对高能量电弧的影响愈加剧烈，若忽略浮力的作用，在电弧MHD模型中仅考虑洛伦兹力的影响，将会对飞弧物理过程的描述造成计算误差[17]。因此，考虑浮力对电弧形态及运动特性的影响，对传统MHD模型动量守恒方程进行修正，利用电弧浮力与温度场之间的交互计算实现动量守恒方程与能量守恒方程之间的耦合是准确诠释飞弧现象的关键。
基于此，本文通过实验与仿真相结合的方式，依据真实断路器产品设计塑壳断路器简易试验样机，搭建直流空气电弧开断实验平台，对开断过程中出现的飞弧现象进行图像采集，针对此现象建立考虑电弧浮力作用的改进MHD模型，对飞弧机理进行分析，找到飞弧发生的本质原因，根据仿真结果，提出相应的塑壳断路器灭弧室改进措施，从而缩短飞弧距离，提升开断的安全可靠性。本研究可为塑壳断路器中电弧调控技术的研发提供理论依据，在工程上对实现断路器开断容量的提升具有一定的指导作用。
本文根据某企业实际产品结构设计如图1所示的灭弧室实验样机并搭建直流塑壳断路器开断电弧实验平台。实验中由直流电源提供电压电流，电源电压Us=250 V，电流可调；起弧方式采用铅锡合金丝起弧；采用高速摄像机拍摄电弧图像。
图1 直流塑壳断路器开断电弧实验平台
Fig.1 Test platform for the arc interruption performance in direct current molded case circuit breaker
采用实验平台，本文进行了不同开断电流下电弧运动过程的追踪，选取了小电流150 A及大电流1.5 kA两种开断情况进行分析。图2为高速摄像机拍摄的50 mT磁场作用下小电流开断时电弧的运动过程。利用铅锡合金丝在样机入口处起弧，1 ms时，高能电弧汇聚在跑弧道入口，在外施磁场的作用下弧根沿跑弧道向下运动，电弧被不断拉长，弧柱逐渐靠近栅片。4 ms时，电弧运动到栅片附近，阳极弧根不再沿跑弧道继续向上运动，出现停滞现象，而下半部弧柱开始被栅片切割，栅片对电弧的限流能力开始体现，维持电弧燃烧的电流开始下降。5 ms时，电弧已完全被栅片分割为数段短弧；6 ms时，在栅片近极效应作用下，电弧能量已经不足以维持燃烧，最终熄灭。
图2 小电流开断下电弧演变
Fig.2 Diagram of arc evolution during low current breaking
在驱弧磁场以及电压不变的条件下，不断提高开断电流的大小，当开断电流达到一定阈值时，电弧便会飞出栅片出现飞弧现象。图3为高速摄像机拍摄的大电流开断下电弧演变过程及其间的飞弧现象。1 ms时，电弧在跑弧道入口处聚集，由于大电流条件下强安培力的作用，3 ms时电弧已运动到栅片附近开始被切割，运动速度明显高于小电流开断。不同于小电流开断，3～5 ms时刻，弧根停滞于跑弧道弯角处，未向上延展，而强电磁力作用下，弧柱已被栅片切割成多段短弧，向出气口处运动。6～7 ms时刻，在外施磁场的作用下电弧从栅片尾部飞出，部分短弧重新连接，在洛伦兹力的作用下，形成一段较长的弧柱飞出栅片，最终飞出出气口。出气口位置的飞弧温度高，能量大，长时间燃烧，不易熄灭。
图3 大电流开断下的电弧演变
Fig.3 Diagram of arc-over phenomenon evolution during high current breaking
在实验过程中观测到大电流开断时，电弧会在上跑弧道拐角处停滞，产生飞弧现象。为探究飞弧现象产生的本质原因，提出有效的抑制措施，本文在实验基础上，改进了MHD电弧模型，考虑了高能电弧浮力对流场的影响，仿真分析飞弧产生过程中的场量变化。
根据实验样机，建立如图4所示灭弧室仿真几何结构，灭弧室内含栅片9个，栅片厚度1 mm，栅片间距1.5 mm，鞘层区厚度0.1 mm。
图4 灭弧室仿真几何模型
Fig.4 Geometric model of the arc chamber
在电弧分断过程中伴随着多个物理场间的相互耦合，仿真的运算量庞大，因此需要在确保仿真准确度的前提下来合理减小运算量，提高模型的收敛速度。栅片熄弧方式的仿真中建立近极压降是仿真难点，近极压降在鞘层产生，而鞘层空间尺寸极小，在剖分时网格满足收敛条件较苛刻，采用三维模型进行仿真难以实现，考虑到电弧可视为圆柱形导电通道，本文做二维模型进行简化处理；本文主要关注电弧运动以及栅片切割过程，不考虑操动机构带动下触头的打开过程，稳态电弧可视为导电的流体介质[18]，无需考虑电弧中粒子的各种碰撞反应。基于此，对仿真模型做出以下假设：
（1） 忽略电弧从触头跳跃到跑弧道的过程，且电弧在计算开始时已经满足局部热力学平衡状态[19-20]。
（2）忽略金属蒸气对电弧的影响[21]。
（3）电弧等离子体的流动为层流，不可压缩[22]。
（4）灭弧介质在灭弧室内均匀分布[23]。
（5）忽略灭弧室内金属材料的相变。
直流空气断路器通过栅片建立起近极压降来提升电弧电压完成限流开断。为真实反映该过程，需要考虑近极鞘层的空间电荷区，进行鞘层假设。为此，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，并将非线性电阻区厚度设置为0.1 mm[24]，以此来更好地模拟栅片切割电弧的过程。
传统的电弧模型采用MHD方程，包括质量守恒、动量守恒和能量守恒方程，电弧力主要考虑洛伦兹力。但大电流开断产生飞弧时，电弧温度高，电弧等离子体区域相对于空气密度小，因此会受到垂直向上的浮力作用，即阿基米德力，其大小随温度的升高而线性增大。电弧浮力将会改变气流场的变化，而变化的气流场将造成电弧能量即温度的改变，进而再次影响浮力的变化，其耦合关系如图5所示。
图5 电弧浮力与MHD方程中的多场耦合关系
Fig.5 Arc buoyancy and multi-field coupling in MHD equation
因此，本文考虑阿基米德力对电弧的作用，改进电弧磁流体动力学（MHD）模型，改进模型的基本控制方程包括流体方程和电磁场方程，如式（1）～式（8）所示。
（1）质量守恒方程
（1）
式中，
为电弧等离子体密度；
为电弧等离子运动的速度矢量。
（2）动量守恒方程
（2）
（3）
（4）
式中，
为流体微元上的压力；
为
方向上的速度分量；
为时间；
为的坐标分量；
为黏度系数；
为洛伦兹力；
为电流密度；
为外施磁通密度；
为电弧自生磁场；
为y方向上的阿基米德力；
为重力加速度；
为气体膨胀系数；
为热力学温度；
为环境温度。
（3）能量守恒方程
（5）
（6）
（7）
式中，
为热焓；
为热导率；
为比定压热容；
为电导率；SH为等离子体热源，SH包括三项：
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；kB为玻耳兹曼常数；e为元电荷。
（4）电磁场控制方程
（8）
式中，
为电位；
为真空磁导率；
为电场强度；
为矢量磁位；
为磁通密度。
仿真中对模型的温度、压力以及电磁的边界进行设置，上跑弧道设置为阳极边界，下跑弧道为阴极边界；模型的出口边界为标准大气压，温度为300 K；空气边界认为是磁绝缘，即矢量磁位为0。
基于改进MHD模型（直流空气电弧模型），在驱弧磁场50 mT（方向垂直于平面向外），250 V/ 150 A工况下，仿真了直流空气断路器小电流开断过程中的电弧特征参数。图6a为开断不同时刻电弧温度分布，图6b为对应气流场分布，图6c为电弧受力分析，图6d为开断过程中电弧电流、电压曲线。
由图6a可见，在整个灭弧过程中有六组栅片发挥了近极效应限流，电弧最终熄灭。拉弧后0.5 ms左右，跑弧道间隙内弧柱能量不断增大，电弧在跑弧道间呈聚集态。0.5～2.5 ms，电弧在驱弧磁场的作用下沿跑弧道向栅片运动，电弧被不断拉长，弧流减小，弧压增大，此过程为电弧拉伸过程，对应图6d弧流弧压曲线的Ⅰ阶段。
图6 150 A小电流开断电弧特征参数
Fig.6 Arc characteristic parameters of 150 A low current breaking
2.5～4.3 ms，阳极弧根在运动至上跑弧道拐角处出现停滞现象，阴极弧根继续沿下跑弧道运动。对2.5～4.3 ms时刻温度场（见图6a）及气流场（见图6b）进行分析可知，由于灭弧室结构的原因，电弧在洛伦兹力的作用下朝栅片运动，灭弧室内气体在电弧的挤压作用下，形成左上方压强大，靠近出气口处压强小的气流场分布，如图6b所示，气流只能沿下跑弧道至出气口流出，导致热气流沿下跑弧道速度较大，能量不易向上传递，随着下跑弧道弧前能量的不断堆积，弧柱前方空气介质粒子热电离、碰撞电离加强，电导率上升，有利于弧柱区继续向前运动，而上跑弧道拐角后区域热量较低，相较于下跑弧道弧柱前方区域，空气电离弱，因此电弧更倾向于沿下跑弧道向前运动，这会导致电弧在洛伦兹力的作用下弧柱下半部很快往前运动，在上跑弧道拐角处出现弧根停滞现象及反向气流涡旋。此过程电弧已经处于最大拉伸状态，此时的弧流弧压变化程度不大，对应图6d的Ⅱ阶段。
4.3～4.5 ms为栅片切割电弧阶段，对此时的栅片入口和内部电弧受力进行分析如图6c所示。栅片入口处电弧受浮力和洛伦兹力的共同作用，其中和洛伦兹力的纵分量
使电弧向上延展，横分量
使电弧朝栅片运动，由于反向气流漩涡的存在，电弧还会受到涡旋的阻碍力Fair，但由于电流等级较小，气流涡旋的阻碍力Fair小于浮力与洛伦兹力纵分量之和，电弧仍能转过跑弧道弯角向上运动，且在横向洛伦兹力的作用下挤压栅片，形成新的弧根完成跃迁。栅片表面电导率上升，电弧被切割成多段短弧。由于上下部分流场的巨大差异，电弧速度不统一，下半部电弧提前被栅片切割。4.3～5.9 ms，电弧电流下降直至熄灭，对应图6d的Ⅲ阶段。
在不改变磁场的条件下，将开断电流提升至1.5 kA，仿真得到如图7所示的电弧特征参数。图7a为电弧开断过程中温度场分布，从图中可见明显的飞弧现象，图7b为气流场分布，图7c为电弧电流、电压变化曲线。
如图7a所示，拉弧后1.8 ms，高能电弧聚集至跑弧道入口后，沿跑弧道运动拉伸，此过程中，电弧受到洛伦兹力以及浮力的共同作用，相比于开断小电流电弧，此过程电弧能量高，所受浮力大，对电弧向下运动的阻碍更强，但弧柱直径大，热电离充分，弧柱中心电导率高，洛伦兹力大，电弧运动速度更快，总体上表现出比开断小电流用时短，此过程对应弧流弧压曲线图7c的Ⅰ阶段。
图7 1.5 kA大电流开断电弧特征参数
Fig.7 Arc characteristic parameters of 1.5 kA high current breaking
与开断150 A小电流相同，1.8～2.2 ms，阳极跑弧道拐角处出现反向气流涡旋，产生弧根停滞现象，但此时涡流涡量更大，这是由于大电流条件下，电弧温度更高，受洛伦兹力更大，运动速度更快，引起的气流变化更剧烈。对应电弧弧流弧压曲线图7c的Ⅱ阶段，相较于开断小电流时，此过程时间明显减小，这是因为电弧作为导电流体介质，电流越大，弧长越长，所受的洛伦兹力越大，运动越快。
3.5 ms时刻，是飞弧现象形成的关键时刻，对此时栅片入口和内部电弧受力进行分析，此时电弧在竖直方向上受浮力、洛伦兹力纵分量与向下涡旋阻力Fair共同作用，但与小电流作用相比，反向气流速度快，产生阻碍电弧上升的阻碍力Fair更强，电弧不易越过跑弧道弯角上升，且在强横向洛伦兹力的作用下，弧根未及时上升就被驱使进入栅片切割，导致栅片的利用率降低。
3.5～4.6 ms，电弧被切割为多段短电弧，受洛伦兹力作用在栅片夹层间向前运动，电弧能量主要由热传导形式逸散，此过程电流持续下降，洛伦兹力FL减小，电弧受竖直向上的力减小，在反向涡流的作用下，向下运动，被栅片切割电弧又反向运动出栅片，栅片利用率进一步降低，与小电流开断相比，仅五对栅片参与熄弧。此过程对应弧流弧压曲线图7c的Ⅲ阶段。
图7a所示为4.6 ms后，出现多段短弧重新连接飞出出气口的现象，即飞弧现象，这是由于栅片的限流作用已达极限，电弧在栅片运动过程中能量没有完全逸散，在洛伦兹力的作用下飞出栅片重新连接，失去栅片近极限流的能力，弧流增大，弧压减小，重新连接后的电弧，在洛伦兹力的作用下被拉长，弧柱电阻增加，电弧电流下降，直至飞弧距离足够长，电弧拉断，此过程对应图7c弧流弧压曲线的Ⅳ段。
本文建立大电流开断电弧实验模型，考虑到高能量电弧下的浮力作用，对仿真结果进行分析，总结出造成飞弧现象的主要原因如下：
（1）由于灭弧室结构造成的反向气流漩涡，导致大能量电弧浮力的作用无法充分发挥，电弧在纵方向上的运动缓慢，水平方向上的运动迅速，致使上半部电弧无法进入栅片，近极压降无法建立，栅片的利用率低，而下半部电弧由于电弧能量较大，进入栅片后又迅速飞出重新连接，造成飞弧现象。
（2）大能量电弧所受洛伦兹力较大，弧根被栅片切割后运动迅速，电弧热量与栅片的热交换时间十分短暂，无法及时散热，导致弧柱在运动至栅片尾部时仍然具有较高能量，此时弧根仍会受到较大的洛伦兹力，很容易飞出栅片从而产生飞弧现象。
因此，想要抑制飞弧现象的发生，应采用合理的灭弧室结构，以充分发挥大能量电弧浮力的作用，提高电弧在纵方向上的运动速度，提升栅片的利用率。另外，应降低弧根在栅片上的运动速度，或限制弧根在栅片上的运动，增加电弧能量与栅片的热交换时间，使电弧能量在灭弧室内完全逸散。增加栅片个数，可提高栅片利用率，降低电弧温度，减弱电弧电导，对弧根的运动速度也有一定的抑制，但绝缘性能无法保证，且断路器的体积将会增大，材料耗费增多，经济性较差。因此，本文提出两种抑制飞弧的措施，一是通过出气口结构的改变，影响气流场，强化电弧浮力，增大电弧向上扩散，提高栅片利用率；二是采用金属栅与绝缘栅联合的方式，抑制弧根速度，增加电弧与栅片的接触时间，加速电弧能量的逸散。此外针对这两种方案，本文进行双出气口位置结构优化，以及金属栅片与绝缘栅片占比结构优化。
4.1.1 双出气口飞弧现象仿真分析
由于跑弧道拐角结构导致的弧根停滞和反向气流，使下半部电弧在强洛伦兹力下造成弧根提前跃迁，栅片利用率降低，限流能力不能充分发挥，本文考虑在灭弧室上方设计出气口，以改善灭弧室内气流场分布。图8为双出气口开断1.5 kA电流电弧仿真温度场分布，图9为原始结构与双出气口结构电弧电流对比。如图8所示，改变气流场后，1.8～1.9 ms，阳极弧根在上跑弧道拐角处并没有出现停滞的现象，而是沿跑弧道继续向上运动。3.5～5.3 ms，阳极弧根运动至上跑弧道顶部，电弧在洛伦兹力的作用下被栅片切割，此时栅片的利用率达到最大，在磁吹力作用下，弧柱沿栅片向前运动，在栅片的限流能力下，电弧能量通过与栅片及空气介质的热传导逸散，直至5.3 ms，电弧完全熄灭，并没有出现飞弧现象。
图8 双出气口结构1.5 kA开断电弧温度分布
Fig.8 Temperature distribution of 1.5 kA arc breaking with dual outlet structure
图9 原始结构与双出气口1.5 kA开断电弧电流对比
Fig.9 Comparison diagram of 1.5 kA arc current between original structure and dual side air outletstructure
对双出气口结构1.5 kA开断电弧气流场进行分析，图10为双出气口气流场分布与原始结构气流场分布对比。由图10a可知，2.0 ms时刻，阳极弧根在运动到跑弧道拐角处时，并没有出现停滞现象，在气流场、浮力和洛伦兹力的作用下，沿跑弧道向上运动。通过图10b可以看出，与原始结构相比，采用双出气口结构时，气流不仅可以沿下跑弧道经下出气口流出，也可沿上跑弧道经上出气口形成气流通道而流出，这就减弱了下跑弧道弧柱前部区域热量堆积，上下部弧柱不会因弧柱前部区域热量不同、电导率不同造成运动速度相差太大的结果，反向气流漩涡相对减弱。同时，受电弧浮力的作用，上半部弧柱所受洛伦兹力方向逐渐朝上，有效地促进了阳极弧根在上跑弧道的发展，避免了阳极弧根停滞现象的发生，从而避免了弧根提前跃迁。3.1 ms时刻，阳极弧根运动到距拐角最远处，电弧在磁驱力的作用下被栅片切割，此时的栅片利用率最高。由此可见，双出气口改善了灭弧室内的气流场，使栅片的利用率得以提高，有效地抑制了飞弧现象的发生。
图10 气流场分布
Fig.10 The distribution chart of gas flow field
4.1.2 双出气口电弧运动实验校核
为校核本文所提出的双出气口灭弧室结构对飞弧现象的抑制，改造实验样机，进行双出气口灭弧室实验样机实验。双出气口大电流开断电弧演变过程如图11所示。1 ms时刻，电弧在入口处汇聚，在磁驱力下沿跑弧道运动。2 ms时刻，阳极弧根运动到上跑弧道拐角处。3 ms时刻，可以明显地看出阳极弧根没有出现停滞现象，而是继续沿跑弧道向上运动。4～5 ms，阳极弧根运动到灭弧室最上方，整段电弧被栅片完全切割，栅片的利用率达到最大，电弧燃烧至大约6 ms时，完全熄灭。可以看出，在采用双出气口灭弧室结构后，电弧在拐角处的弧根停滞现象明显消失，栅片的利用率也大大得到加强，电弧在飞出栅片前熄灭。
图11 双出气口开断电弧演变
Fig.11 Arc evolution diagram of dual side air outlet structure
4.1.3 双出气口结构优化
双出气口结构可有效改变气流场分布，抑制飞弧现象的发生，缩短熄弧时间。但通过对上述双出气口的仿真发现，在上半部弧柱进入栅片后，弧柱会出现反向回流现象，退出栅片，这将导致熄弧时间增长。为探究反向回流出现的原因，并找出气口位置最优解，对A、B、C、D四种不同出气口灭弧室结构进行仿真，得到如图12所示的不同出气口位置3.6 ms时刻电流开断气流场分布。通过仿真看出，由于不同结构以及反向气流漩涡的作用，3、4号与4、5号栅片夹层中会出现不同程度的反向气流，此气流是导致弧柱退出栅片的主要原因，其中上下对称双出气口结构中反向气流最大，A、B、C、D结构反向气流大小依次减小，因此对称双出气口结构下的熄弧时间最长，D口结构熄弧时间最短。通过图12可以看出，C、D结构下的熄弧时间虽然很短，但最上部电弧可能会飞出灭弧室，因此不可采用，由此可见，B出气口是五种结构下的最优解。表1为不同结构下电弧参数对比。
图12 3.6 ms时刻不同出气口结构气流场分布
Fig.12 Air flow field distribution of different outlet structures at 3.6 ms
表1 不同出气口结构电弧参数对比
Tab.1 Comparison of arc parameters in different structures
出气口燃弧时间/ms出气口是否发生飞弧 双出气口5.29否 A口4.41否 B口4.38否 C口4.18是 D口3.91是
为满足灭弧室小型化的要求，考虑电弧能量逸散的前提下，在灭弧室内限制电弧的运动可抑制飞弧现象的发生。根据图7a可知，飞弧现象产生的基点位于3.5～4.6 ms期间。3.5 ms之前，弧柱向上卷曲主要是涡旋缓慢扩散带动电弧的浮力起主要作用，而3.5～4.6 ms期间，弧柱区进入栅片，高速气流为洛伦兹力带来增益从而克服浮力做功，将长弧迅速切割成短弧并强行拽出栅片区。此时，栅片与上跑弧道相邻区域由于反向涡旋的存在削弱了弧根及弧柱能量，使弧柱区浮力减弱，位置下移，上半部分栅片利用率降低，且栅片夹层域的短弧能量呈现聚集态，因此在出气口位置可以飞出并重新连接。因此，飞弧现象发生突变的位置点在栅片中部到中后部区域。此外，大电流作用下，弧根前方电导率高，水平洛伦兹力强，使弧根快速向栅片外迁移。为此，如图13所示，本文提出一种改进栅片结构，栅片的前半部分为铜质栅片，后半部分为Pa66尼龙材料。铜栅片可以通过切割电弧达到限流、散热的作用，当电弧运动到铜栅片尾部附近时，由于绝缘材料特性，弧根不易移动，在绝缘材料表面长时间停滞，高温气体造成绝缘材料侵蚀产气，产出有助于灭弧的聚合物蒸气，加速了开断进程，抑止了电弧飞出栅片。
图13 改进绝缘产气栅片结构
Fig.13 Improved structure of insulation gas splitter plate
4.2.1 绝缘产气栅片飞弧现象仿真分析
图14为采用绝缘产气栅片开断1.5 kA电弧仿真温度场分布。仿真中，将栅片夹层的后半部分区域更改为Pa66气体随温度变化的物性参数，模拟电弧灼烧Pa66所产出的聚合物蒸气环境。如图14所示，0.5～1.8 ms，电弧运行至跑弧道拐角处。1.8～1.9 ms为阳极弧根停滞阶段，此时电流波动不大。2.2 ms时刻，电弧开始被栅片切割，切割完成后沿栅片继续运动，此时栅片电压提升，电流减小。3.5～3.8 ms，电弧运动至铜栅片尾部，由于绝缘栅片的作用，不再向前运动，出现栅片上电弧停滞的现象，电弧在磁驱力的作用下，向前拉长灼烧绝缘材料，与聚合物蒸气接触，此段时间内电弧电流下降迅速，4 ms时刻已完全熄灭。图15为原始结构与改进绝缘产气栅片结构开断1.5 kA电流对比，与原始结构相比，改进结构电弧在3.5 ms时刻后，能量下降迅速，且电弧运动被抑制在灭弧室内部，有效阻止了电弧的运动及飞弧现象的发生。铜栅片可以通过切割长弧达到电弧限流的作用，当电弧运动到铜栅片尾部附近时，高聚集态电弧辐射前方绝缘产气材料，释放低温聚合物蒸气，降低电弧温度，将飞弧部分的高能量电弧转化为低能量电弧，使前方无法建立高导电通道。电弧运动过程中，在无法发挥电弧浮力增益的前提下，根据飞弧现象发生畸变的位置点，对栅片结构进行改进，利用绝缘材料造成的弧根停滞增加绝缘产气量，加大限流作用。
图14 改进绝缘产气栅片结构1.5 kA开断电弧温度分布
Fig.14 Temperature distribution of 1.5 kA arc breaking with the improved structure of gas-generate insulation splitter plate
图15 原始结构与改进绝缘产气栅片结构开断1.5 kA电流对比
Fig.15 1.5 kA current comparison diagram between original structure and improved structure of gas-generate insulation splitter plate
4.2.2 改进绝缘产气栅片下电弧运动实验
为校核本文所提出的改进绝缘产气栅片结构对飞弧现象的抑制效果，加工实验栅片，进行样机开断实验。图16为开断大电流情况下，有绝缘产气栅片电弧演变。1 ms时刻，电弧能量沿跑弧道向下运动。3～4 ms，电弧运动至栅片附近，被栅片切割后沿栅片表面继续运动；4 ms时刻，电弧已运动至铜栅片的尾端，开始与绝缘材料接触，出现电弧停滞在栅片中间的现象；5～6 ms，电弧灼烧绝缘栅片，栅片产出有利于灭弧的聚合物蒸气，电弧在聚合物蒸气的作用下熄灭。由此可见，采用绝缘产气栅片可在灭弧室内抑制电弧进一步向前运动，产出的聚合物蒸气有效降低电弧的能量，很大程度上抑制了飞弧的发生。
图16 绝缘产气栅片结构下开断电弧演变
Fig.16 Arc evolution diagram of improved structure of gas-generate insulation splitter plate
4.2.3 绝缘产气栅片结构优化
绝缘栅片中部位置的结构改进降低了栅片狭缝处的电弧能量，使飞弧现象得到了较好的抑制。为此，以栅片中部为基准，通过改变金属栅与绝缘栅的不同占比来得到抑制飞弧现象的最佳效果。熄弧时刻不同占比绝缘产气栅片结构对比如图17所示，不同改进绝缘产气栅片结构对比见表2。
图17 熄弧时刻不同占比绝缘产气栅片结构对比
Fig.17 Comparison of different gassing splitter plate structures at arc extinguishing time
表2 不同改进绝缘产气栅片结构对比
Tab.2 Comparison schedule of different gassing splitter plate structures
栅片改进配比燃弧时间/ms是否发生飞弧 10%金属栅-90%绝缘栅4.42否 30%金属栅-70%绝缘栅4.70否 50%金属栅-50%绝缘栅4.04否 70%金属栅-30%绝缘栅5.44是 90%金属栅-10%绝缘栅5.75是
通过图17和表2可知，绝缘栅片的增加确实可以有效避免飞弧现象的发生。当金属栅片超过50%时，电弧越过中间畸变点，电弧能量在栅片狭缝累积，形成了飞弧现象的必要条件。虽然配备绝缘栅片，但后半部分的绝缘栅的产气量无法与栅片狭缝处的高能量电弧形成有效换热，因此依旧会发生飞弧现象。但从燃弧时间来看，绝缘栅片占比的增加虽会消除飞弧现象，但并不利于栅片熄弧，反而造成燃弧时间的增加。因为金属栅片过短，电弧无法全部进入栅片，栅片分压作用减弱，只能通过狭缝处的换热来熄弧，燃弧时间增加。因此，无论从灭弧性能或抑制飞弧的效果来看，50%金属栅-50%绝缘栅无疑是绝缘结构改进的最优占比。
本文以实际产品为参考，设计直流塑壳断路器实验样机，搭建直流空气电弧开断实验平台，对实验过程中出现的飞弧现象进行分析。基于磁流体动力学理论，建立改进MHD模型来考虑浮力对飞弧现象的影响，并对此提出两种抑制飞弧的措施：
1）原始灭弧室由于上跑弧道拐角结构的原因，会导致上下电弧弧前能量不平衡的现象，产生反向气流涡旋。电弧在沿阳极跑弧道向上的运动过程中，受到反向气流漩涡阻力的作用，在电弧能量较大时，反向气流漩涡对电弧向上运动的阻力更强，电弧浮力无法完全发挥作用，导致电弧向上运动受阻，未及时上升便被驱使进栅片切割，导致栅片利用率下降，限流作用未完全体现；由于大能量电弧所受的洛伦兹力很大，电弧被栅片切割后，弧根沿栅片运动十分迅速，电弧能量与栅片间的热交换时间很短暂。基于以上两种原因，将会导致电弧能量在灭弧室内无法完全逸散，发生飞弧现象。
2）与原始结构相比，采用双出气口灭弧室结构时，灭弧室内部在电弧的运动下，会形成上下两条气流通道，不会造成阴极跑弧道弧前能量堆积的情况，由电弧运动所造成的反向气流涡旋较弱，大能量电弧浮力得到充分发挥，在浮力的影响下电弧形态发生改变，使电弧受到竖直向上的洛伦兹力，使阳极弧根继续沿跑弧道运动，未出现弧根停滞现象，上下部电弧均可进入栅片被切割，提高了栅片的利用率，限流作用充分利用。在双出气口结构的基础上，对上方出气口位置进行结构优化，得出B出气口最有利于抑制飞弧现象。
3）采用绝缘产气栅片，可以有效抑制灭弧室内电弧的运动速度，产气材料产出的聚合物气体有效降低了电弧温度，促进电弧熄灭，相较于原始结构，防止了飞弧现象的发生。并通过改变金属栅与绝缘栅的不同占比，发现50%金属栅-50%绝缘栅是最有利于抑制飞弧现象的栅片材料占比。
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Abstract With the continuous development of the domestic photovoltaic industry, DC distribution technology is becoming increasingly sophisticated, and the capacity of DC transmission is increasing, which leads to stricter requirements for the switchgear used in DC transmission. A DC-molded case circuit breaker (DCMCCB), as a protection device in the photovoltaic power generation system, is mainly installed in the DC combiner box and DC distribution cabinet to provide over-current and isolation protection for the circuit. Most of the DCMCCB used are improved by AC molded case circuit breakers (AC-MCCB). In actual operation, when the current breaking level is too large, an arc-over phenomenon is likely to occur. Therefore, restraining the arc-over phenomenon has become an urgent problem.
According to the actual product, the experiment platform of the arc chamber is built. The arc flies out of the arc chamber when the arc with a high current is broken under a constant magnetic field. A magnetohydrodynamic (MHD) model is established considering the arc's Archimedean force (buoyancy), and the arc-over phenomenon is analyzed. The causes of the arc-over phenomenon are as follows: (1) The structure of the arc chamber causes the reverse airflow vortex at the corner of the arc runner to inhibit the upward extension of the arc column, and the buoyancy of high energy arc cannot play its full role. As a result, the arc column enters the splitter plates in advance, and the utilization rate of splitter plates decreases. The lower part of the arc rapidly flies out of the splitter plates under the action of strong Lorentz force. (2) Due to the large Lorentz force of the high-energy arc, the heat exchange time between the arc and the splitter plates is short after the arc is cut, and the heat cannot dissipate timely. The arc running to the tail of the splitter plates still has high energy, and it is easy to fly out of the splitter plates. Therefore, a reasonable arc chamber structure should be adopted to improve the arc moving speed in the longitudinal direction and the utilization rate of splitter plates. In addition, the motion speed of the arc root on the splitter plates should be reduced, or the motion of the arc root on the splitter plates should be limited, and the heat exchange time between the arc energy and the splitter plates should be increased. Thus, the arc energy can completely escape in the arc chamber.
According to the numerical simulation results, this paper proposes two improved measures to suppress the arc-over phenomenon. (1) The double air outlet structure, by changing the airflow field distribution, weakens the reverse airflow vortex and improves the splitter plate utilization. (2) The improved insulation grid limits the motion speed of the arc root, increases the heat exchange time between the splitter plates and the arc in the arc chamber, and reduces the arc-over energy. The improved structure is checked by high current breaking to verify the improved structure, and the two structures are optimized.
keywords：DC molded case circuit breaker (DCMCCB), arc-over, Archimedes force, improved MHD model, curb arc-over
中图分类号：TM561.5
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.241295
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与高电压与绝缘技术。E-mail: lijing@sut.edu.cn
段 薇 女，1994年生，博士研究生，研究方向为电弧放电等离子体与直流开断技术。E-mail: duanwei@smail.sut.edu.cn（通信作者）
（编辑 崔文静）