彭世東 李 靜 曹云東 劉樹鑫 于龍濱

耦合磁場直流空氣斷路器柵片特性對滅弧性能的影響研究

彭世東1李 靜1曹云東1劉樹鑫1于龍濱2

（1. 特種電機與高壓電器重點實驗室（沈陽工業(yè)大學電氣工程學院） 沈陽 110870 2. 國網(wǎng)遼寧省電力有限公司電力科學研究院 沈陽 110006）

柵片材料與結構對斷路器的滅弧性能有著重要的影響。該文建立了永磁體作用下滅弧室內磁場的計算模型與電弧磁流體動力學（MHD）模型，實現(xiàn)了兩者的耦合。在此基礎上，對永磁體作用下柵片材料與柵片結構對電弧動態(tài)特性的影響進行了仿真，同時考慮電源極性的影響，得出了永磁體作用下滅弧室內磁場的空間分布、電磁耦合作用下滅弧室內溫度分布與氣流分布，提取了滅弧室內平均溫度與電弧燃弧時間等關鍵參數(shù)，討論了柵片材料與柵片結構對電弧特性的影響。結果表明，外施磁場作用下鐵柵片會造成滅弧室內磁短路現(xiàn)象。相同仿真條件下，含鐵柵片的滅弧室燃弧時間最長；動觸頭作為陽極更有利于弧根躍遷，燃弧時間縮短；當分斷電流相同時，銅-絕緣柵片對電弧的冷卻效果最佳；柵片傾角可以改變氣流場分布，從而影響燃弧時間。

直流空氣斷路器 空間磁場分布 柵片材料 柵片傾角 電源極性

0 引言

直流空氣斷路器是直流輸配電系統(tǒng)中的關鍵設備之一，在城市軌道交通、艦船推進、電動車充電等領域得到了廣泛應用[1]。傳統(tǒng)的直流空氣斷路器通過器壁產氣的方式吹弧，當開斷電流較小時，器壁產氣量不足，難以驅動電弧進入柵片，無法實現(xiàn)快速開斷，有時甚至會出現(xiàn)開斷失敗的情況，給設備安全帶來巨大隱患。因此對于需要實現(xiàn)快速分斷的場合，應采用具有永磁體吹弧裝置的斷路器。具有永磁體吹弧裝置的斷路器，柵片材料和結構會影響磁場在滅弧室內的空間分布，同時也會對滅弧室內氣流場產生影響，進而影響電弧的運動過程。直流空氣斷路器通過柵片建立近極壓降完成限流開斷，柵片決定了斷路器的滅弧性能[2–4]。在耦合外部磁場的條件下對不同材料和結構的柵片進行滅弧性能研究，可以發(fā)現(xiàn)外磁場對直流空氣電弧的影響規(guī)律，探究電弧調控方法，從而指導直流空氣斷路器設計，達到開斷電流范圍更廣，且能夠快速開斷的目的。

早期對電弧的研究多以實驗為主，近年來，有關電弧研究的實驗方法也逐漸多樣化，主要包括通過高速攝像機拍攝電弧動態(tài)演變過程及測量電弧電壓電流曲線[5-7]、電弧光譜特性分析[8-9]、測量電弧作用下觸頭的燒蝕量與質量轉移、觀測觸頭微觀形貌[10-11]。對于具有外部磁吹裝置的斷路器，由于導磁板的存在，導致拍攝電弧時存在阻擋點，該實驗方法受到限制。近年來，為了深入探究電弧的物理機理，人們進行了大量的仿真工作，通過建立電弧模型，分析復雜的電弧過程，提出新的電弧調控措施。由于空氣電弧建模涉及復雜的滅弧室結構和多物理場耦合，計算量大，早期的仿真多建立簡化模型來研究電弧運動特性，忽略近極鞘層的作用。在建立簡化滅弧室模型的基礎上，A. Mutzke等研究了柵片切割電弧過程[12]；李興文等研究了電弧起弧位置、出氣孔尺寸和產氣材料對電弧運動特性的影響[13]；吳翊等研究了滅弧室寬度與出氣口面積對電弧運動特性的影響，通過溫度場分析了簡化滅弧室模型中的電弧形態(tài)[14-15]?？諝鈹嗦菲髦饕ㄟ^柵片建立近極壓降完成限流開斷，隨著計算機性能的提高，人們開始在簡化模型的基礎上考慮近極鞘層的作用，提出近極區(qū)鞘層假設。Yin Jianning等在考慮鞘層近似的情況下建立了簡化滅弧室三維磁流體動力學（Magnetohydrodynamic, MHD）模型，研究了并聯(lián)接觸系統(tǒng)中不同電流下電弧的演化過程及氣流、頻率對電弧特性的影響[16-18]。M. Lindmayer等建立簡化三維滅弧室模型，引入與電流相關的鞘層電導率假設，更好地模擬了柵片上新弧根的形成過程[19]。近年來，為了更加真實地預測電弧在滅弧室內的運動過程，人們建立了包含完整滅弧室的整體模型并考慮近極鞘層的作用。張明等建立包含氣吹裝置的滅弧室模型，研究了引入氣吹后的電弧特性[20]；K. Kim等建立了包含觸頭打開過程的三維低壓電弧模型，同時考慮了鞘層和非線性鐵磁材料的影響，針對燃弧時的弧壓弧流特性進行分析[21]；李靜等建立了直流接觸器整體模型，研究了分斷速度、外施不同橫向磁場對弧根演變規(guī)律的影響[22]；孫浩等建立了大容量直流空氣斷路器模型，研究了阻性、感性和容性負載下的電弧現(xiàn)象[23]；H. Hofmann等建立大容量雙觸點直流接觸器三維模型，對其溫度場進行了仿真分析[24]；馬瑞光等建立了大容量直流空氣斷路器的三維MHD模型，研究了滅弧室寬度對電弧運動的影響[25]。

綜上所述，磁場與氣流場是影響電弧運動的重要因素。由于在耦合永磁體空間磁場的情況下建立包含完整滅弧室的電弧模型，難以保證算法的數(shù)值穩(wěn)定性且計算量大幅增加，因此現(xiàn)有模型都是考慮定磁的作用，未考慮滅弧室內空間磁場分布。

本文建立了永磁體磁場與電弧MHD耦合的完整滅弧室模型，并引入鞘層假設，對含不同材料、不同傾斜角度柵片的滅弧室分斷不同等級電流時的滅弧特性進行建模仿真，更真實地反映電弧在滅弧室內的運動規(guī)律。在此基礎上對滅弧室內溫度分布與氣流分布做了深入分析，在考慮電源極性的情況下，提取不同仿真條件下的燃弧時間，得出電弧燃弧時間與柵片材料及柵片傾角之間的關系。該研究可為新型柵片材料的探索與研發(fā)提供理論依據(jù)，對優(yōu)化滅弧室與柵片結構從而實現(xiàn)斷路器快速分斷具有一定意義。

1 模型的建立

本文以某直流空氣斷路器產品為研究對象，建立了500V柵片式直流空氣斷路器的滅弧室磁場計算模型與MHD耦合模型。

1.1 數(shù)學模型與假設條件

電弧物理過程如圖1所示，是一個復雜的多物理場相互作用的過程。電弧建模采用MHD模型，控制方程如式（1）～式（6）所示。

圖1 電弧物理過程

質量守恒方程：

式中，為電弧流體密度；為時間；為電弧的運動速度矢量。

動量守恒方程：

式中，為電弧流體壓力；為動力粘度；為單位矩陣；為洛倫茲力；為電流密度；為磁感應強度。

能量守恒方程：

考慮電弧自生磁場與永磁體外磁場的共同作用，在計算滅弧室內磁場分布時，將麥克斯韋方程組與永磁體靜磁場的控制方程進行耦合，即

在永磁體外部：

在永磁體內部：

式中，為標量電位；為電導率；為電場強度；為矢量磁位；0為真空中的磁導率（0＝4π×10-7H/m）；r為永磁體材料的相對磁導率；為磁場強度；為磁化強度。

本文不考慮觸頭打開過程，忽略液橋產生過程，只關注電弧在觸頭間產生后運動至被柵片切割直至熄滅的過程?；诖耍疚淖隽巳缦录僭O：

1）電弧的高溫弧柱區(qū)完全電離，其電弧流體的物性參數(shù)僅是溫度和壓力的函數(shù)[26]。

2）電弧流體為牛頓流體，流動形式為層流且為不可壓縮流動。

3）忽略觸頭間與滅弧室內金屬蒸氣的影響。

4）不考慮觸頭與柵片的相變。

1.2 幾何模型、邊界條件和初始值

圖2為直流空氣斷路器滅弧室結構三維模型，磁場計算采用該模型，電弧仿真計算采用該模型的中間切面，如圖3所示。該模型中柵片長、寬、厚分別為32mm、10mm、1.5mm，觸頭開距為10mm，滅弧室寬和高分別為47mm和68mm。

圖2 直流空氣斷路器滅弧室結構

圖3 電弧仿真幾何模型

根據(jù)電子與離子的能量守恒方程，得出陰極的熱邊界條件為

陽極的熱邊界條件為

對觸頭施加電壓激勵，入口和出口處氣壓為1atm（1atm＝1.01×105Pa），開放邊界處設置溫度為293K。

本文首先對滅弧室內磁場分布進行計算，磁場計算得到空間任意節(jié)點磁動勢，為電弧MHD仿真提供不同空間位置的磁場分布數(shù)據(jù)，實現(xiàn)永磁體在滅弧室內產生的磁場與電弧MHD模型的耦合。仿真流程如圖4所示，仿真模型中材料的物性參數(shù)見表1。

圖4 仿真耦合流程

表1 模型中材料的物性參數(shù)

Tab.1 Physical property parameters of materials in the model

1.3 鞘層假設與近極壓降

由于電弧的近極壓降是微觀粒子相互作用的結果，在傳統(tǒng)MHD模型中無法體現(xiàn)，因此為了體現(xiàn)電弧被柵片切割所形成的近極壓降，在柵片周圍設置了一個高電導率的非線性電阻區(qū)。文獻[16,18]提出了空氣電弧柵片鞘層非線性電壓-電流密度特性，本文根據(jù)前人研究[18,22,27]，將鞘層區(qū)厚度設置為0.1mm。在大氣壓空氣中自由燃熾的電弧銅電極與鐵電極的近極壓降數(shù)值不同，對于大氣壓空氣電弧-銅電極，其近極壓降約為10～14V，大氣壓空氣電弧-鐵電極，其近極壓降約為13～20V[28-29]，因此本文將銅柵片鞘層電導率假設為空氣電導率的1.1倍，鐵柵片電導率假設為空氣電導率的1.14倍。鞘層電導率假設如圖5所示。由于電弧在絕緣柵片表面不形成鞘層，在絕緣柵片-電弧交界面不存在近極壓降，因此未對絕緣柵片作鞘層假設。

圖5 鞘層電導率假設

2 仿真結果分析

2.1 柵片材料對磁場特性的影響

圖6為按圖2所示中間切面提取的磁場分布云圖，為了便于觀察，圖中只顯示磁感應強度大于5mT的區(qū)域。如圖6所示，含銅-絕緣柵片與含銅柵片的滅弧室內磁場分布均勻，柵片間磁感應強度較大；含鐵柵片的滅弧室內磁感應強度相對較小，特別是柵片間磁感應強度小于5mT。這是由于鐵的磁導率遠大于空氣磁導率，在含鐵柵片的滅弧室內，鐵柵片短路了滅弧室內的磁場，磁場主要由鐵柵片內部通過，因此柵片間磁場小。在含銅-絕緣柵片與銅柵片的滅弧室內，由于銅、陶瓷與空氣的磁導率接近，磁場均勻通過柵片內部和柵片間，在滅弧室內形成均勻分布的磁場。

圖6 切面磁場分布

沿圖3所示的滅弧室中線提取磁場數(shù)據(jù)如圖7a所示，含銅-絕緣柵片和銅柵片的滅弧室中線磁感應強度曲線幾乎重合；含鐵柵片的滅弧室中線磁感應強度明顯小于其他兩種結構。導磁板覆蓋區(qū)域磁感應強度最大且分布均勻，這能使電弧快速運動至柵片進而被柵片切割；在導磁板未覆蓋的區(qū)域，磁場急劇減小。沿圖3所示截線提取的磁場數(shù)據(jù)如圖7b所示，含鐵柵片的滅弧室截線上的磁感應強度遠小于其他兩種結構，且分布呈波動狀態(tài)；含銅-絕緣柵片和銅柵片的滅弧室截線上的磁感應強度曲線幾乎重合，滅弧室入口區(qū)域磁感應強度最大，這樣的設計有助于將磁場集中在觸頭間和滅弧室入口處，使高溫電弧迅速進入柵片，有利于縮短弧根在觸頭上的停留時間，減小電弧對觸頭的燒蝕。在電弧燃弧后期，憑借氣流場及電弧自身慣性足以驅散滅弧室內的殘余高溫氣體。

圖7 磁感應強度分布

根據(jù)圖6所示的磁場分布云圖與圖7的磁場分布曲線可得，滅弧室內磁場分布受導磁板結構影響較大，磁場總是集中在導磁板覆蓋范圍內。當導磁板結構相同時，磁場分布主要受柵片材料磁導率的影響，由于銅材料與絕緣材料磁導率接近，故含兩種材料柵片的滅弧室內磁場分布情況幾乎相同；鐵柵片磁導率大，短路了滅弧室內的磁場，因此含鐵柵片的滅弧室內磁感應強度較小。

2.2 柵片材料對電弧特性的影響

為了獲得柵片材料對分斷電弧特性的影響，首先固定柵片傾角為0°，對含不同材料柵片的滅弧室進行分斷不同電流情況下的仿真。

提取不同材料柵片間的電弧電勢得到如圖8所示的柵片間電弧電勢曲線。由圖8可得，引入鞘層高電導率假設后，銅柵片的近陽極壓降為13V，近陰極壓降為10V。鐵柵片的近陽極壓降為18V，近陰極壓降為14V，這與文獻[28-29]所觀測的結果一致。

圖8 不同材料柵片間電弧電勢

圖9為動觸頭作為陽極時，含銅-絕緣柵片、銅柵片和鐵柵片的滅弧室內溫度分布。1ms時刻，含銅-絕緣柵片滅弧室的下側弧根運動最快。1～2ms期間含銅-絕緣柵片的滅弧室內電弧整體運動速度最快，2ms時刻電弧已經(jīng)開始被柵片切割，而此時含銅柵片的滅弧室電弧剛運動到柵片位置，含鐵柵片的滅弧室內電弧還未抵達柵片位置。當電弧進入柵片后，含銅-絕緣柵片、銅柵片的滅弧室內電弧在柵片中運動速度較快，4ms時電弧被拉斷，6ms時含銅-絕緣柵片滅弧室內溫度最低。在含鐵柵片的滅弧室內，電弧進入柵片后幾乎停滯，難以繼續(xù)向右側滅弧室出口運動，電弧溫度下降緩慢。這是由于滅弧室內磁場分布差異造成的，含銅-絕緣柵片、銅柵片的滅弧室內磁感應強度大，電弧受到充足的磁吹力，電弧運動速度快；含鐵柵片的滅弧室內磁感應強度小，磁吹力不足，難以驅使電弧在柵片間運動。

圖9 含不同柵片材料滅弧室內溫度分布

動觸頭作為陽極時，電弧熄滅時刻滅弧室內平均溫度如圖10中實線所示。隨著分斷電流等級增加，電弧熄滅時滅弧室內平均溫度增加。由于電弧在滅弧室內做的功最終都表現(xiàn)為熱效應，因此電弧電流越大，電弧功率越大[22]，電弧燃燒時對滅弧室的加熱也越劇烈，電弧熄滅時滅弧室內平均溫度越高。含不同材料柵片的滅弧室分斷相同等級電流時，含鐵柵片的滅弧室溫度最高，這是含鐵柵片滅弧室內電弧燃燒時間長造成熱量積累的結果；含銅-絕緣柵片滅弧室內溫度低于含銅柵片滅弧室內溫度，這是因為絕緣柵片材料的比熱容大于銅材料的比熱容，絕緣柵片的材料為陶瓷，其比熱容為0.78×103J/(kg·K)，銅的比熱容為0.39×103J/(kg·K)，因此在柵片切割電弧時，絕緣柵片可以吸收更多的熱量，使得含銅-絕緣柵片滅弧室內的溫度低于含銅柵片滅弧室內溫度。

圖10 電弧熄滅時刻滅弧室內平均溫度

動觸頭作為陽極時，不同分斷電流下的燃弧時間如圖11中實線所示。燃弧時間隨電流增大而減小，且變化率趨于平緩。同一電流等級下，含鐵柵片滅弧室內電弧燃弧時間遠大于含銅柵片與銅-絕緣柵片滅弧室內電弧的燃弧時間；而含銅-絕緣柵片滅弧室內電弧燃弧時間略小于含銅柵片滅弧室內電弧燃弧時間，且這種差異隨分斷電流等級減小而越發(fā)顯著。這是由于陶瓷柵片材料的熱導率小于銅的熱導率，在斷路器中通常使用高熱導率陶瓷，其熱導率為25～200W/(m·K)，仿真設置值為100W/(m·K)，而銅的熱導率為400W/(m·K)，熱導率越小的材料傳熱效率越低。當斷路器分斷電流等級小時，電弧燃弧時間長，絕緣柵片才能吸收更多的熱量。因此分斷電流等級越小，絕緣柵片對電弧的冷卻效果越好。

圖11 不同分斷電流時燃弧時間

本文同時考慮了電源極性對分斷電弧的影響。對相同仿真條件下，動觸頭作為陰極的情況進行了仿真，獲得電源極性對滅弧性能的影響規(guī)律。

動觸頭作為陰極時，電弧熄滅時刻滅弧室內平均溫度如圖10中虛線所示。相同仿真參數(shù)下，動觸頭作為陰極時，電弧熄滅時刻滅弧室內平均溫度更低，且這種差異在分斷電流為200～300A時最為顯著。這是因為當動觸頭作為陰極時，燃弧時間長，電弧散熱主要為輻射散熱，其簡化計算公式為[20]

式中，0為環(huán)境溫度；為Stefan-Boltzmann常數(shù)（＝5.670 57×10-8W/(m2·K4)）；為吸收系數(shù)，＝13/0，0為環(huán)境壓強。

動觸頭作為陰極時，不同分斷電流下的燃弧時間如圖11中虛線所示。相同的仿真參數(shù)下，當動觸頭作為陽極時電弧燃弧時間更短。這是由于電弧在動觸頭向跑弧道運動的過程中存在弧根躍遷現(xiàn)象，當動觸頭作為陰極時，弧根躍遷至跑弧道前弧根溫度為1.1×104～1.3×104K，低于動觸頭作為陽極時此刻的弧根溫度（1.3×104～1.5×104K）?？諝獾膭恿φ扯热鐖D12所示，當溫度大于1.1×104K時，空氣的動力粘度隨溫度的增加而下降[30]，因此當動觸頭作為陽極時，弧根溫度高，其動力粘度小，更有利于弧根躍遷[31]。此外，由于陽極弧根溫度高，陽極弧根呈聚集態(tài)，有研究稱其為收縮模式[32]，該模式下陽極弧根電流密度大。由式（3）可知，弧根電流密度越大，所受電磁力越大，越有利于弧根躍遷，因此動觸頭作為陽極時弧根躍遷速度更快?；「目焖佘S遷使得電弧較早被柵片切割，縮短了燃弧時間。

圖12 空氣的動力粘度

由圖11可得，分斷100～200A小電流時的燃弧時間相比分斷大電流時明顯增加，一是由于在分斷小電流時，弧根為擴散模式[32]，因此弧根處電流密度低，電磁力不足，難以驅使弧根從動觸頭跳躍至跑弧道完成躍遷；二是由于小電流燃弧期間，陽極弧根的溫度約為1.1×104K，空氣的動力粘度在1.1×104K附近處于較大值（如圖12所示），不利于弧根躍遷。加之小電流燃弧期間弧柱所受電磁力小，電弧主體部分運動較慢，較晚被柵片切割，因此在分斷100～200A小電流時燃弧時間明顯增加。

2.3 柵片傾斜角度對電弧特性的影響

為了獲得柵片傾斜角度對分斷電弧特性的影響規(guī)律，首先固定分斷電流為500A，對含不同材料、不同傾斜角度柵片的滅弧室分斷電流進行仿真。

動觸頭作為陽極，3.5ms時刻含不同傾斜角度的銅-絕緣柵片斷路器分斷500A電流時，滅弧室內流速分布如圖13所示。柵片傾斜0°時滅弧室入口處氣流流速最大，這是由于該結構柵片間氣流方向與柵片平行，柵片對氣流阻礙最小。當柵片傾斜角度的絕對值相同時，傾斜角度為正值時柵片間氣流場較大；當柵片傾斜角度正負號相同時，柵片傾斜角度絕對值越小其對氣流的阻礙也越小。綜上所述，柵片傾斜角度對氣流的阻礙作用由大到小排序為-10°＞10°＞-5°＞5°＞0°。

圖13 滅弧室內流速分布

含不同傾斜角度柵片的滅弧室內電弧燃弧時間如圖14所示，動觸頭作為陽極時，含鐵柵片的滅弧室燃弧時間最長。由于含傾斜-5°鐵柵片的滅弧室在5.643ms時刻發(fā)生了重擊穿，因此其分斷電弧的時間增加至7.47ms。對于含銅-絕緣柵片與銅柵片的滅弧室，柵片傾角為5°時燃弧時間最短，柵片傾角為-10°時燃弧時間最長。

圖14 分斷電流500A電弧燃弧時間

由以上分析可得，柵片傾角0°時對氣流場的阻礙作用最小，柵片傾角5°時燃弧時間最短。因此，取動觸頭作為陽極，傾角0°和5°的銅-絕緣柵片，對電弧剛進入柵片時刻的溫度場、電磁力與滅弧室內壓力分布進行分析，分別如圖15和圖16所示。圖15的電弧溫度分布只顯示溫度高于1 000K的部分。同一時刻，柵片傾角0°的滅弧室內電弧溫度最高，其下側弧根所受電磁力較小，造成下側弧根運動速度相對較慢；柵片傾角5°的滅弧室中，下側弧根受到充足的電磁力，足以驅使其沿跑弧道快速運動。由圖16可得，同一時刻，柵片傾角5°的滅弧室內電弧后方壓力梯度較大，表明電弧運動速度較快，且電弧前方壓力梯度較小，有利于電弧在柵片間運動，從而達到快速提升弧壓實現(xiàn)限流開斷的目的。

圖15 滅弧室內溫度場與電磁力分布

圖16 滅弧室內壓力場分布

將動觸頭作為陰極進行相同條件下的仿真，得到含不同柵片材料、不同柵片傾斜角度的滅弧室內電弧燃弧時間也表示在圖14中。除了含傾角-5°鐵柵片的滅弧室內電弧燃弧時間縮短外，其余情況燃弧時間均略有增加。這是由于當動觸頭作為陰極時，含傾角-5°鐵柵片滅弧室內，在電弧即將熄滅時其滅弧室內平均溫度較低，燃弧后期沒有發(fā)生重擊穿現(xiàn)象，因此燃弧時間縮短。這表明當動觸頭作為陰極時可以有效抑制弧后重擊穿，提高其分斷電流可靠性。

3 結論

本文建立了直流空氣斷路器滅弧室的磁場計算模型并耦合電弧MHD模型，對永磁體作用下，直流空氣斷路器柵片材料與柵片結構對電弧特性的影響進行了仿真，得出以下結論：

1）直流空氣斷路器滅弧室內的磁場分布受柵片材料磁導率的影響，高磁導率的材料會短路滅弧室內的磁場，造成滅弧室內磁場分布不均勻，柵片間磁感應強度小，難以驅使電弧運動。在外磁場吹弧斷路器中使用鐵柵片，燃弧時間明顯增長。在含外磁場吹弧裝置的斷路器中，柵片應采用磁導率與空氣接近的材料。

2）含鐵柵片的滅弧室內電弧燃弧時間最長，電弧熄滅時滅弧室內溫度最高。含銅-絕緣柵片的滅弧室內電弧熄滅時溫度最低，其對電弧的冷卻效果最佳，可利用此特性合理設置絕緣柵片來調控滅弧室內溫度。

3）柵片傾角0°情況下電弧熄滅時滅弧室內平均溫度最低，其對滅弧室內氣流場阻礙最小。柵片傾角5°情況下燃弧時間最短。可通過合理設置柵片傾斜角度來調控滅弧室內氣流場，達到電弧在滅弧室內快速被柵片切割的目的。

4）動觸頭作為陽極時，動觸頭上的弧根更容易發(fā)生躍遷，電弧燃弧時間縮短；動觸頭作為陰極時，燃弧時間增加，電弧燃弧后期散失的熱量多，可有效抑制弧后重擊穿現(xiàn)象。在需要快速開斷的應用場合，可以采取動觸頭作為陽極的設計；在對穩(wěn)定性要求較高的應用場合，可采取動觸頭作為陰極的設計。

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Research on the Effect of Splitter Plate Material and Structure on Arc Extinguishing Performance with Coupling Magnetic Field

Peng Shidong1Li Jing1Cao Yundong1Liu Shuxin1Yu Longbin2

（1. Key Lab of Special Electric Machine and High Voltage Apparatus College of Electrical Engineering Shenyang University of Technology Shenyang 110870 China 2. State Grid Liaoning Electric Power Research Institute Shenyang 110006 China）

The material and structure of splitter plates have significant influence on the arc extinguishing performance of circuit breaker. The magnetic field calculation model and arc magnetohydrodynamic (MHD) model were established in this paper under the action of permanent magnet and the two models are coupled. The influences of splitter plates material and splitter plates structure on arc dynamic characteristics under the action of permanent magnet were simulated and analyzed on the basis of the models with considering the influence of the polarity of the power source. The spatial distribution of magnetic field in arc chamber under the action of permanent magnet, temperature distribution and air flow distribution in arc chamber under the action of electromagnetic were obtained. The key parameters such as average temperature in arc chamber and arc duration time were extracted, and the effects of splitter plates material and splitter plates structure on arc characteristics were discussed. The results show that the iron splitter plates will cause magnetic short circuit phenomenon in arc chamber under the action of external magnetic field. Under the same simulation parameters, the arc duration time with iron splitter plates in arc chamber is the longest, and the moving contact as the anode is more conducive to arc root commutation so as to shorten arc duration. For the same interrupting current, the cooling effect of copper-insulated splitter plates are the most effective. Airflow field distribution can be distorted by the inclination angle of splitter plates, which affects the arc duration time.

DC air circuit breaker, spatial magnetic field distribution, splitter plates material, inclination angle of splitter plates, polarity of power source

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.212149

TM561

國家自然科學基金（51977132）、遼寧省重大科技專項（2020JH1/10100012）和遼寧省教育廳面上項目（LJKZ0126）資助。

2021-12-31

2022-05-07

彭世東 男，1997年生，博士研究生，研究方向為電弧放電等離子體及直流開斷技術。E-mail：pengshidong@hotmail.com

李 靜 女，1977年生，博士，副教授，博士生導師，研究方向為微觀電器電弧理論及氣體絕緣應用。E-mail：lijing@sut.edu.cn（通信作者）

（編輯 李冰）