图1 灭弧室模型
摘要 直流空气断路器利用磁场将电弧吹入金属栅片切割完成分断。金属栅片间隙窄，电弧烧蚀产生的金属蒸气不易扩散，同时，栅片近极压降、导磁特性都会影响电弧的熄灭时间。该文考虑了铜、铁、钢三种栅片材料电弧与金属蒸气的耦合作用，在电弧磁流体动力学（MHD）模型中加入物质传递方程，将电弧的电磁场、气流场、温度场及扩散金属蒸气相互耦合，仿真分析多因素共同作用下，电弧在灭弧室内的运动行为及能量变化引起的开断过程。并通过实验对比，验证仿真结果。研究结果表明，金属栅片材料对电弧演化过程产生了显著影响。铜栅片更容易释放金属蒸气，抑制了电弧的有效拉伸，近极压降无法快速建立，不利于熄弧。铁栅片的磁导率高、抗烧蚀能力强，但易在栅片入口处发生磁短路，造成电弧运动的局部停滞，加速栅片入口处金属蒸气堆积。不导磁的钢栅片，兼具抗烧蚀能力和磁驱特性，表现出更优的电弧开断性能。
关键词：直流空气断路器 金属栅片 金属蒸气 磁流体力学 电弧开断
空气断路器在建筑电气系统、工业控制装置及终端配电网络中发挥着关键的短路与过载保护作 用[1-4]。由于直流电弧没有自然过零点，难在ms级快速熄灭，从而影响线路的安全运行。采用金属栅片灭弧是空气断路器中最常用的灭弧技术[5-7]，其工作原理是通过磁场驱动电弧进入栅片间隙，电弧被切割成多段短弧，建立近极压降，限制电弧电流，并通过金属的导热性能降低电弧温度，完成开断。在实际工程应用中受限于紧凑空间、大故障电流及狭窄的栅片间隙，金属栅片烧蚀产生的金属蒸气易在局部堆积，不易扩散，显著改变等离子体特性[8-9]，削弱熄弧效率，甚至会由于金属蒸气的大量堆积，导致发生重击穿的可能性。因此，空气断路器中磁场、金属蒸气行为研究一直是开断研究的主要方向。早期对电弧的研究往往更倾向于实验为主[10-11]，近年来，由于电弧研究的实验方法逐渐多样化，目前，可以通过高速摄像机来拍摄电弧从燃弧到熄弧的整个动态过程[12]，采用磁吹的方式加速电弧进入栅片的速度，是常见的驱弧手段[13-14]。文献[15]为解决直流断路器开断小电流困难的问题，采用了外加的磁吹装置灭弧，外加磁场驱动电弧进入栅片灭弧室，从而提高了断路器开断小电流的能力。由于栅片材料的相对磁导率差异会改变灭弧室内的磁场分布，因此不同栅片材料对直流电弧开断的影响也不同，并为优化直流空气断路器设计提供依据，从而实现更快速的开断性能。
有很多学者在电弧开断过程中，只考虑了电极烧蚀过程中金属蒸气的影响，文献[16]研究了电极气化对电弧弧根的影响，得出阳极上的熔蚀比阴极上的熔蚀更为严重；文献[17]研究了微型断路器短路开断过程中电极烧蚀特性仿真，在电极上添加氧化锡材料，随着氧化锡材料的增加，电极的烧蚀程度开始下降，从而一定程度上减少了电极的烧蚀；文献[18]研究了大电流情况下电弧烧蚀铁栅片的形貌变化，通过实验证明，在烧蚀过程中，阳极的烧蚀程度相比阴极的烧蚀程度更为严重。由于金属栅片间隙较窄，产生的金属蒸气易于堆积，不易扩散，因此对金属栅片烧蚀产生的金属蒸气会对电弧具有更大的影响。
相较于前人将金属蒸气视为在整个灭弧室中均匀分布的简化模型[19]，本文关注直流空气断路器中磁场、气流场与金属蒸气共同作用下的电弧动态行为。电弧开断本质上来源于发热与散热的竞争过程，其中发热由电弧功率决定，而散热则主要受两方面影响：一是磁场通过改变电弧受力状态与气流分布，影响电弧长度、吹弧速度及近极压降的建立，从而决定电弧电压的上升速度；二是电弧烧蚀产生的金属蒸气改变灭弧室气体的传热与电导特性，进而影响电弧温度场演化及最终熄弧时间。因此，磁场行为与金属蒸气输运共同决定了开断性能，而栅片材料的磁导率与熔点则直接影响磁吹强度和蒸气扩散特性，对灭弧过程具有关键的调控作用。近极压降决定了电弧电压的上升速度，因此栅片特性对空气断路器灭弧性能起决定作用。栅片烧蚀产生的金属蒸气与电弧之间存在强耦合作用，电弧温度场与气流场决定了蒸气分布，而蒸气分布改变了电弧局部热力学与输运特性，采用均匀蒸气分布模型与实际有较大差别。基于此，本文选择铜、铁、钢为栅片材料，建立电弧与烧蚀金属蒸气的双向耦合模型，在传统电弧磁流体动力学（Magnetohydrodynamics, MHD）开断方程中引入质量分数方程，模拟金属蒸气在灭弧室内的动态扩散过程及灭弧室内电磁场、气流场、温度场的变化，实现对空气断路器中电弧全过程的动态开断仿真，揭示栅片材料变化对电弧熄灭性能的影响。通过实验样机进行实验，得到不同栅片材料开断时间及电弧特征参数的变化，与仿真结果对比，证明数学模型的有效性，给出最优开断的栅片材料。本文的研究工作可为提升空气断路器的灭弧性能评估与优化设计提供参考。
本文按照某直流空气断路器实际产品灭弧室结构建立了计算的几何模型，如图1所示。其中，灭弧室包括触头、阴极跑弧道、阳极跑弧道以及金属栅片。灭弧室中有9个金属栅片，栅片厚度为2 mm，间距为5 mm，鞘层厚度假定为0.015 mm。
考虑栅片烧蚀产生的金属蒸气对电弧特性的影响，本文利用Chapman-Enskog方法对混合气体的传输系数进行求解。利用文献[20]采用Chapman- Enskog理论中的直接法，通过Boltzmann方程计算混合气体的黏度和热导率；利用文献[21]中所提供的线性摩尔插值法来计算混合气体的电导率。本文的数学模型基于以下几种假设：
图1 灭弧室模型
1—气流入口 2—阴极跑弧道 3—阳极跑弧道 4—永磁体5—气流出口 6—绝缘器壁 7—金属栅片
Fig.1 Arc chamber model
（1）电弧等离子体满足局部热力学平衡条件。
（2）电弧等离子体是牛顿流体，并且是层流。
（3）不考虑金属材料的相变。
（4）不考虑电弧在跑弧道上的烧蚀情况。
电弧模型基于MHD理论建立，电弧等离子体处于热力学平衡状态。通过能量、质量、动量守恒方程以及电磁场方程耦合求解，来描述电弧的运动状态，仿真中还引入了稀物质传递模块与层流进行耦合求解，得到金属栅片烧蚀时所产生的金属蒸气对电弧运动的影响。
1）质量守恒方程
（1）
式中，
为混合气体的密度；
为等离子体的动态运动时间；
为电弧的运动速度。
2）动量守恒方程
（2）
（3）
式中，
为动力黏度；
为单位矩阵；
为电弧运动时灭弧室内的压强变化；
为电流密度；
为磁感应强度；
为洛伦兹力，从而驱动电弧运动。
3）能量守恒方程
（4）
（5）
（6）
式中，
为热焓；
为热导率；
为比定压热容；
为热力学温度；
为电导率；
为电弧等离子体热源；电弧等离子体热源包含3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；
为玻耳兹曼常数，
；
为电子电荷，
。
4）电磁场方程
（7）
式中，
为标量电位；
为电场强度；
为磁场的磁矢位；
为空气中的磁导率。
5）质量分数方程
为表征金属蒸气在混合气体中的对流与扩散效应，本文引入了质量分数方程进行描述。
（8）
（9）
（10）
式中，n为边界的向外指向法线；
为金属蒸气的质量分数；
为质量通量扩散通量矢量；
为扩散系数；
为金属蒸气的质量传递系数；
为本体气体中金属蒸气的质量分数。
金属蒸气在栅片表面的侵蚀比例为
（11）
其中
（12）
（13）
式中，
为金属蒸气的生成质量；
为金属蒸气的质量密度；
为栅片表面的气体面积；
为金属蒸气的蒸发速率；
为栅片表面的电子面积；
为传热系数；
为金属蒸气的蒸发温度；
为金属蒸气的蒸发热量；
为栅片表面气体控制体积的长度。
电弧近极压降由微观粒子相互作用产生，传统MHD模型难以表征。因此，本研究引入相应的描述方法，以刻画栅片切割电弧过程中近极压降的形成特性。本文根据文献[22]提出的方法，在栅片周围设置了一个高电导率的非线性电阻区模拟鞘层，鞘层区厚度为0.1 mm。在大气压空气中，不同材料的金属栅片的近极压降是不同的，铜栅片约为10～13 V，铁栅片约为14～17 V，钢栅片约为18～20 V[23]，因此，本文假设铜、铁与钢栅片鞘层的电导率分别为空气电导率的1.1、1.14和1.16倍。鞘层电导率设置如图2所示。
图2 不同材料栅片的鞘层电导率假设
Fig.2 Assumption of sheath conductivity for splitter plate of different materials
本文仿真中，金属栅片鞘层区域的边界质量分数受到电弧高温的影响，释放出来的金属蒸气不均匀地扩散到栅片间隙内，在气流场的作用下，空气与金属蒸气混合后，改变了电弧等离子体的热力学参数，从而影响电弧的温度；而电弧的温度变化也决定了金属蒸气质量分数，两者时时耦合。本文将金属蒸气的质量分数方程加在了金属栅片的鞘层区域。图3为耦合原理流程，因灭弧室内温度的分布性，栅片不同位置受到电弧的影响不同，每个栅片产生的金属蒸气也存在差异，且由于蒸发温度不 同[24-25]，金属蒸气在气流场的作用下非均匀扩散。因此，本文引入质量分数方程，参考前人对金属蒸气的物性参数的计算，将金属蒸气质量分数与气流场、温度场进行相互耦合，得到不同温度下金属蒸气质量分数、气流场作用下金属蒸气在灭弧室内不均匀扩散过程及金属蒸气扩散导致的电弧温度时变过程，实现三者之间的相互耦合，更好地解释金属蒸气在灭弧室内与电弧的相互作用规律。
图3 耦合原理流程
Fig.3 Coupling principle flow chart
本文采用的阴极热边界条件为
（14）
（15）
（16）
（17）
式中，
为等离子体电离电位；
为离子电流密度；
为电子流密度；
为阴极材料表面功函数；
为面电流密度的模；
为理查德森常数；
为电极表面有效逸出功；
为Richardson- Dushman电流密度。
阳极的热边界条件为
（18）
式中，
为阳极材料表面功函数。
本文仿真中不包含起弧过程，电弧由高温弧柱区所替代，计算时间步长设置为0.01 ms，仿真条件是250 V/150 A工况下。
图4为铜栅片条件下，对比有无金属蒸气时灭弧室内电弧温度分布情况，从图4中可以观测到，在1～4 ms，电弧的运动状态几乎相同，当4 ms时刻电弧接触到铜栅片时，金属蒸气开始产生，在气流场的作用下，开始在灭弧室内扩散，在5 ms时刻，不考虑金属蒸气时电弧的运动速度要比考虑金属蒸气时电弧的运动速度快，这是由于电弧对铜栅片产生烧蚀后，产生的金属蒸气扩散到灭弧室内，由于栅片间隙较窄，产生的金属蒸气在栅片间隙不易扩散，从而阻碍了电弧的进一步运动。
图4 考虑金属蒸气对电弧温度的影响
Fig.4 Considering the impact of metal vapor on arc temperature
图5为考虑金属蒸气情况下，灭弧室内电弧电压的对比情况，阳极跑弧道和阴极跑弧道电位差代表电弧电压，电弧电压是断路器熄弧的一个重要评判标准。电弧电压是由鞘层近极电压以及弧柱压所形成的。电弧在接触到金属栅片后，会导致金属栅片烧蚀并产生金属蒸气，从而增强灭弧室内电弧等离子体的电导率，电导率的升高会使得电弧电压降低，从而延长熄灭时间，不利于电弧的开断。
图5 考虑金属蒸气电弧电压对比
Fig.5 Arc voltage comparison chart of considering the metal vapor
图6为5 ms时刻，考虑金属蒸气情况下灭弧室内气流场的分布，由于灭弧室的结构原因，灭弧室内气体受到电弧的挤压，造成左上方压强大，靠近出气口处压强小的气流场分布，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，弧柱前方空气与金属蒸气混合后，导致灭弧室内电导率上升，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。
图6 考虑金属蒸气的灭弧室气流场分布
Fig.6 Considering the gas flow field distribution diagram of the arc chamber for metal vapor
图7对比了铜栅片有无金属蒸气情况下，电弧电流情况，从仿真数据中可以得到，电弧前期在跑弧道上运动的过程中，由于不考虑电极的烧蚀所产生的金属蒸气，电弧电流的下降趋势几乎相同，4 ms时刻，当高温电弧接触到铜栅片时，考虑金属蒸气扩散的情况，电弧电流将会在这一时刻加速下降，这是由于少量的金属蒸气扩散到电弧中，可以降低电弧的温度，因此在这一时刻，电弧电流开始下降；随后电弧在与金属栅片接触的时候，建立起近极压降，当4.5 ms时刻，电弧进一步进入栅片区域后，金属蒸气开始大量扩散到空气域中，灭弧室内混合气体的电导率将会增加，电弧电流也随之上升，随着金属蒸气的不断扩散，且栅片间隙较窄，不利于金属蒸气的扩散，导致灭弧室内栅片间隙中停留了大量的金属蒸气，这样会导致电弧进一步地燃烧，从而使得电弧开断时间增长。最后在气流场和磁场的综合作用下，电弧在栅片过程中不断向前移动，并被栅片切割成多段短弧，所建立起来的近极压降达到电源总电压，最终使得电弧熄灭。从图7中的熄弧时间分析，在150 A开断电流的情况下，不考虑金属蒸气的熄弧时间为5.4 ms左右，考虑金属蒸气的情况下熄弧时间为5.8 ms左右，金属蒸气的存在一定程度上延长了熄弧时间。
图7 铜栅片有无金属蒸气的电弧电流对比
Fig.7 Comparison chart of arc current with and without metal vapor on copper splitter plates
磁驱是低压开关采用的主要开断手段，由于铜、铁、钢三种金属栅片的相对磁导率不同，因此在外加磁场时，不同金属栅片灭弧室内的磁场分布也不相同。本节着重考虑了栅片的导磁特性对开断的影响。不同金属栅片的磁场分布对比如图8所示，钢栅片与铜栅片的灭弧室内磁场分布均匀，栅片间磁感应强度较大；铁栅片的灭弧室内磁感应强度相对较小，这是由于磁短路的影响，因此铁栅片间隙磁场小。由于不导磁的钢栅片、铜栅片与空气的磁导率接近，不会出现磁短路的情况，因此栅片间隙的磁场较为均匀。而由于铁栅片的相对磁导率较高，所以会造成栅片间隙磁短路的现象，导致铁栅片间隙的磁场要远小于其他区域。
图8 不同金属栅片的磁场分布对比
Fig.8 Comparison of magnetic field distribution of different metal splitter plates
磁吹力不同导致灭弧室内温度差异，金属蒸气质量分数也有较大变化。图9为不同时刻不同金属栅片灭弧室内电弧温度的分布云图。电弧在磁场和气流场的作用下，在跑弧道上运动至栅片入口处区域，在4 ms时刻，由于磁场分布不同，钢栅片和铜栅片率先接触到电弧，铁栅片此时还未接触到电弧，在5～6 ms时刻，钢栅片、铜栅片的灭弧室电弧运动速度较快，电弧已经完全被金属栅片所切割，形成短弧，短弧利用金属栅片的近极效应，建立起近极压降，同时，金属栅片良好的导热性使弧温下降，弧阻上升，电弧电压逐渐达到源电压。在铁栅片灭弧室中，电弧进入栅片后运动明显受阻，温度下降亦较缓慢。这主要源于不同栅片材料导致的磁场分布差异：钢栅片与铜栅片灭弧室内磁感应强度较大，磁吹力充足，可推动电弧快速运动；而铁栅片因磁导率过高，使栅片间隙磁场减弱并产生磁短路，导致磁吹力不足，难以驱动电弧沿栅片间隙迁移。
图9 不同金属栅片电弧运动的温度云图
Fig.9 Temperature contour map of arc motion for different metal splitter plates
图10为不同时刻不同金属栅片金属蒸气扩散分布云图，结合图9不同金属栅片灭弧室内温度云图的分布情况，4 ms时刻，钢栅片灭弧室和铜栅片灭弧室，电弧运动至栅片前端，此时金属栅片受热产生少量的金属蒸气，金属蒸气的扩散，会使得电弧温度下降，而此时铁栅片灭弧室内，电弧还未运动至栅片区域，所以此时铁栅片灭弧室未产生金属蒸气；5～6 ms时刻，电弧进一步地向金属栅片左侧运动，在气流场的作用下，金属蒸气在灭弧室内呈现不均匀的扩散，所产生的金属蒸气的质量分数也随之扩大，当金属蒸气与空气混合后，会进一步地提高灭弧室内气体的电导率，导致电弧电流升高，从而在一定程度上延长了电弧的熄灭时间。由于钢栅片的抗烧蚀性比铜栅片的抗烧蚀性强，因此在5～6 ms时刻的金属蒸气扩散云图中，铜栅片产生的金属蒸气量要比钢栅片的多，由于金属栅片的间隙较小，产生的金属蒸气不易扩散，随着金属蒸气质量分数的不断升高，会影响电弧进一步地向金属栅片左侧移动；而铁栅片的抗烧蚀性要比铜好，但是由于其内部磁场分布的影响，导致电弧在栅片入口处停滞，无法进一步向金属栅片内部运动，所以在入口处产生大量的金属蒸气，金属蒸气在入口大量淤积，导致电弧温度升高，延长电弧开断的时间。
图10 不同金属栅片金属蒸气扩散云图
Fig.10 Metal vapor diffusion contour map of different metal splitter plates
5.5 ms时刻不同金属栅片在开断150 A电流时，灭弧室内的流速分布如图11所示，由于钢栅片抗烧蚀能力强，产生的金属蒸气少，因此灭弧室内的气流场流速最快，铜栅片的抗烧蚀能力弱，产生的金属蒸气量多，由于金属栅片间隙较小，随着金属蒸气的质量分数增加，对气流场有一定的阻碍作用，铁栅片由于受到磁场的影响，栅片间隙磁场弱，导致电弧在入口处停滞，所产生的金属蒸气在入口处淤积，导致栅片间隙的流速最小。
图11 不同金属栅片灭弧室内气流场分布
Fig.11 Airflow field distribution within arc chambers with different metal splitter plates
图12为钢栅片、铜栅片、铁栅片开断电弧电流的时间对比，在4 ms之前切割电弧的过程中，电弧电流的下降趋势近乎相同，是由于在4 ms之前，电弧还未接触到金属栅片，只是在跑弧道上运动，不考虑金属蒸气的产生，而在4 ms之后，铜栅片接触到电弧，电弧对金属栅片开始产生烧蚀，由于铜的抗烧蚀能力弱，因此将会产生大量的金属蒸气，从而影响电弧的开断时间，从图12中可以明显看出，铜栅片的电弧下降趋势要比钢栅片慢，是由于钢栅片的抗烧蚀性比铜栅片的抗烧蚀性强，因此产生的金属蒸气也相对较少，所以钢栅片的熄弧时间也越快，而铁栅片虽然其抗烧蚀性远高于铜，但是由于铁栅片之间磁短路现象，电弧在栅片入口处长期停滞并造成局部烧蚀增强，产生并积聚更多金属蒸气。这样电弧停滞的时间越长，所产生的金属蒸气将会越多，从而导致开断电弧的时间比铜栅片和钢栅片慢。
图12 不同金属栅片开断电弧电流的对比
Fig.12 Comparison chart of arc current interruption by different metal splitter plates
本文实验系统采用大功率可调式直流电源IT6012D，直流电源提供电压电流，电压源Us= 250 V，电流为150 A，环境气体为空气，常压下进行测试，初始温度约300 K；栅片材料分别为铜、铁和不导磁钢，栅片间距为2 mm，数量为8片。电流与电压波形通过示波器（采样频率10 MHz）同步记录；使用PHANTOM V711系列高速摄像机且配有可调节滤光片，其分辨率为1 024×512，最大帧速率为7 500 fps高速摄像机，实验样机与仿真结构保持一致，并在灭弧室绝缘壁一侧加装有机玻璃，从而兼顾密闭性和电弧动态特性的可视化观测。实验中的起弧方式采用铅锡合金丝起弧。
实验进行了大约50组的测试，对于示波器的电流与电压波形的捕捉，存在一定程度的环境干扰，因此实验数据的误差大约在5%，整体的电流波形趋势没有很大程度的改变。
直流塑壳断路器开断电弧实验平台如图13所示，实验中，将铅锡合金丝置于跑弧道入口处，接通电源，使用高速摄像机拍摄电弧运动过程，如图14所示。当铅锡合金丝被所施加的电弧电流击穿后，在入口处形成电弧，并在外加磁场作用下，沿跑弧道向下运动，在电弧运动的过程中，由于跑弧道转弯角的扩大，电弧被逐渐拉长，并向栅片区靠近，在4 ms时刻，电弧运动至栅片区域，此时电弧开始被金属栅片切割，在栅片的处形成数段的短弧，当短弧形成的电弧电压达到电源电压之后，电弧电流将无法维持，电弧电流最终熄灭。
图13 直流塑壳断路器开断电弧实验平台
Fig.13 DC molded case circuit breaker arc interruption test platform
图14 实验过程中电弧运动状态
Fig.14 The motion state of the arc during the experiment
图14和图15分别为三种不同金属栅片实验过程电弧运动图像和实验波形，可以看出，接通电源后，电弧在磁场的作用下开始向下运动，在4 ms时刻时，在钢栅片的灭弧室内，电弧已经运动至栅片入口处，而铜栅片灭弧室和铁栅片灭弧室的，电弧运动要略慢于钢栅片灭弧室，在6 ms时刻，钢栅片灭弧室和铜栅片灭弧室中电弧被金属栅片切割后电弧逐渐熄灭。而铁栅片灭弧室，在6 ms时刻，由于栅片造成的磁短路现象，导致电弧在入口处停滞。通过实验证明，在相同工况下，铜栅片和钢栅片可以完成电弧开断；由于铁栅片造成间隙间的磁短路情况，因此电弧在入口处将会产生停滞现象，从而导致电弧的燃弧时间增长，最终延长了电弧开断的时间。
图15 不同栅片开断150 A电流的实验波形
Fig.15 Experimental waveforms of different splitter plates interrupting 150 A current
实验还得到了铜栅片、铁栅片以及钢栅片的燃弧时间，并与仿真进行对比，如图16所示。其中，铁栅片入口处的电弧停滞现象会增加电弧的燃弧时间，也是三种金属栅片中燃弧时间最长的。不导磁钢栅片是上述三种金属栅片中，开断电弧时间最短的。这与仿真得到的结论钢栅片不会造成磁短路，且在考虑到金属蒸气的情况下，其烧蚀产生的金属蒸气量小，有利于电弧开断的结论一致，证明了仿真模型的有效性。
图16 实验与仿真开断电弧时间对比
Fig.16 Comparison chart of arc interruption time between experiment and simulation
实验过程中，由于电弧在磁场和气流场的作用下，电弧在跑弧道上运动，最终被栅片切割，仿真与实验过程中电弧的运动状态非常相似，如图17所示。电弧在跑弧道上运动，电弧的弧根也会对跑弧道发生烧蚀，因此会出现弧根停滞的现象，由于钢栅片的抗烧蚀能力强，产生的金属蒸气较少，因此只有前期的时候会出现弧根停滞现象；铜栅片的抗烧蚀能力弱，因此在6 ms时刻，仍然有弧根停滞的现象，这样有可能会导致重击穿现象的出现；铁栅片由于高磁导率的影响，导致电弧在栅片入口处长时间停滞，从而使得金属蒸气大量堆积，导致开断时间的延长。可以观测到实验过程中的电弧运动稍慢于仿真过程，因为仿真中没有考虑跑弧道的烧蚀、形变以及栅片区产生的金属液滴喷溅等情况，从而也会一定程度上延长了电弧的熄弧时间。
图17 实验与仿真电弧形态的对比
Fig.17 Comparison diagram of experimental and simulated arc shapes
图18将电弧电流的测量值与仿真计算的结果进行了对比，可以看出，二者的下降趋势非常相似，不过实验过程中的电弧电流始终大于仿真过程中的电弧电流，这可能是由于在仿真模型中没有考虑跑弧道烧蚀所造成的，由于电弧在跑弧道上运动的过程中，电弧弧根会对跑弧道进行一定程度的烧蚀，所产生的金属蒸气也会导致区域的电导率提高，使得电弧电流的计算值上升；当电弧被栅片切割后，电弧电流的仿真与实验更为接近，这也说明了本文所建模型的合理性。
图18 实验与仿真的电弧电流对比
Fig.18 Comparison of arc current between experiment and simulation
本文基于电弧MHD模型，耦合金属蒸气的质量分数方程研究了直流空气断路器灭弧室内钢、铜和铁不同栅片材料下电弧运动、栅片切割、电弧烧蚀栅片产生金属蒸气扩散过程及其中的场量变化，同时搭建了实验平台，将实验和仿真计算得到的电弧电流与电弧形态进行对比及误差分析，证明了模型的有效性。通过对不同栅片材料开断下的气流场、温度场、近极压降、金属蒸气质量分数及磁场分析，得到以下结论：
1）电弧烧蚀栅片产生的金属蒸气使灭弧室温度升高，且在窄间隙中易堆积，导致等离子体电导率增大，近极压降建立受阻，熄弧时间延长，从而降低开断速度。
2）铁栅片具有较强的抗烧蚀性，但其高磁导率会引起磁通集中和局部磁短路，削弱栅片间磁吹力，使电弧在入口处停滞并加剧蒸气堆积。
3）铜栅片因熔点较低易产生大量金属蒸气，阻碍电弧拉伸；而不导磁钢栅片既能避免磁短路，又具有一定的抗烧蚀能力，使电弧在栅片间均匀伸长、快速熄灭，表现出更优的开断特性。
综上所述，不导磁的钢栅片在抗烧蚀性与磁驱动条件之间取得了较佳的平衡，为灭弧栅片材料的选型与优化提供了一定的参考依据。
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Abstract The interruption process in a DC air circuit breaker relies on magnetically driving the arc into metallic splitter plates. With the ongoing trend towards miniaturization, the internal structure of breakers has become increasingly compact. Such compactness poses a challenge: during fault current interruption, metal vapor generated by ablation of the splitter plates tends to accumulate locally and dissipate poorly, thereby altering plasma properties and compromising arc-interruption efficiency. Arc interruption is fundamentally a competition between heat generation, determined by arc power, and heat dissipation. Two key factors influence heat dissipation. First, the magnetic field affects arc length, driving velocity, and the establishment of near-electrode voltage drops by altering arc force distribution and airflow patterns, thereby determining the rate of rise of the arc voltage. Second, the metal vapor from arc ablation modifies the heat-transfer and electrical-conductivity characteristics of the gas within the arc chamber, thereby influencing the evolution of the arc temperature field and the ultimate arc extinction time. Thus, the interruption performance is co-determined by magnetic field behavior and metal vapor transport. Crucially, the permeability and melting point of the splitter plate material directly affect magnetic blow strength and vapor dissipation, playing a pivotal regulatory role in the arc interruption process.
Based on this understanding, this paper selects various splitter plate materials and establishes a bidirectional coupling model that integrates arc ablation and metal vapor diffusion. The influence of different materials on energy transfer and field distribution during arc extinction is analyzed. A mass concentration equation is incorporated into the traditional magneto hydro dynamic (MHD) arc-interruption model to describe the convective and diffusive behavior of metal vapor generated by plate ablation. Accordingly, bidirectional coupling between the arc plasma and vapor transport is achieved. The dynamic diffusion of metal vapor within the arc chamber and the associated changes in multiple physical fields are simulated. An experimental platform was constructed based on an actual product.
The following conclusions can be drawn from simulations and experiments. (1) Metal vapor from arc ablation of the plates increases the temperature inside the arc chamber. It readily accumulates in narrow gaps, increasing plasma conductivity, hindering the formation of the near-electrode voltage drop, prolonging arc extinction time, and thus reducing interruption speed. (2) Iron splitter plates exhibit higher ablation resistance; however, their high magnetic permeability induces magnetic flux concentration and local magnetic short-circuiting, which weakens the magnetic blow force between plates. It causes the arc to stagnate at the plate entrance, exacerbating vapor accumulation. (3) Copper splitter plates, due to their lower melting point, tend to generate substantial metal vapor, which impedes arc stretching. In contrast, non-magnetic steel splitter plates avoid magnetic short-circuiting while maintaining considerable ablation resistance, demonstrating superior interruption characteristics.
keywords：DC air circuit breaker, metal splitter plates, metallic vapor, magneto hydro dynamic, arc interruption
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.251537
中图分类号：TM561.5
国家自然科学基金（51407120）和辽宁省科技计划联合计划（自然科学基金-面上项目）（2024-MSLH-366）资助。
收稿日期 2025-09-04
改稿日期 2025-10-20
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）