張在秦 劉志遠 王 闖 耿英三 王建華

大電流真空電弧中陽極熔化過程的實驗與仿真研究

張在秦1劉志遠2王 闖1耿英三2王建華2

（1. 西安理工大學電氣工程學院 西安 710048 2. 電工材料電氣絕緣全國重點實驗室（西安交通大學） 西安 710049）

大電流真空開斷過程中，陽極觸頭在電弧作用下的熔化過程極大地影響著開斷結(jié)果。目前對陽極熔化的研究集中于銅及銅基合金，所涉及的材料熱特性參數(shù)較為局限。為了在更大物性參數(shù)范圍下剖析陽極熔化機理，該文對W、Mo、Cr、Fe四種材料開展了陽極熔化實驗研究，同時建立電弧磁流體動力學模型及陽極傳熱模型對熔化過程進行仿真模擬。結(jié)果表明，在固定陰極為Cu的大電流燃弧實驗中，四種陽極材料的臨界熔化電流分別為14.0、11.9、8.6、7.5 kA；在陽極熱過程模擬中，確定了陽極輸入能流密度的空間與時間分布，并得到了陽極表面溫度。四種材料的陽極最高溫度均出現(xiàn)在燃弧時刻7.0 ms附近，臨界電流下計算得到的陽極最高溫度與相應材料熔點誤差小于150 K。

大電流真空電弧 觸頭熔化 陽極材料 磁流體動力學仿真

0 引言

真空開關以真空作為開斷介質(zhì)，具有環(huán)境友好、開斷能力強、結(jié)構簡單、易維護等優(yōu)點。目前真空開關已廣泛應用于40.5 kV中壓電力系統(tǒng)中。將真空開斷技術發(fā)展到輸電等級是限制SF6使用的理想方案之一[1]，在構建面向雙碳目標的環(huán)保電力系統(tǒng)中具有廣泛應用前景[2-3]。同時，真空開斷技術在直流開斷[4-9]、多斷口開斷[10-11]、中頻開斷[12]、觸發(fā)開關[13]等應用工況中也得到了廣泛關注。

大電流開斷能力是真空開關的核心技術指標，在真空開斷過程中，陽極熱力學過程極大地影響著開斷結(jié)果[14-15]。真空電弧在燃弧過程中向陽極輸入大量能量，使陽極溫度快速升高。當輸入能量足夠大時，陽極表面被燒蝕破壞并形成不規(guī)則微凸起。燃弧中的陽極在電流過零點后成為新陰極，此時被燒蝕的觸頭表面易引起尖端放電造成開斷失敗。此外，高溫觸頭會在真空間隙產(chǎn)出大量金屬蒸氣，嚴重時甚至噴濺金屬液滴。因此，陽極燒蝕現(xiàn)象嚴重降低了真空介質(zhì)恢復強度及大電流開斷成功率。真空開關觸頭及其在電弧作用下的熱過程一直是真空開關的研究重點[16-21]。

陽極熔化是陽極熱過程中的基本物理現(xiàn)象。目前對陽極熔化的實驗及仿真研究均取得了許多進展。在實驗方面，已經(jīng)得到了不同電流波形和幅值、磁場、頻率對觸頭燒蝕的影響規(guī)律[22-25]。然而，目前的實驗研究絕大部分采用銅或銅基合金材料，所涉及的材料熱特性參數(shù)較為局限，無法在更廣泛的物性參數(shù)下剖析陽極燒蝕機理。在仿真方面，目前已經(jīng)建立了陽極熱過程模型，并得到了不同陽極材料的溫升過程。然而大部分仿真工作將陽極熱過程與實際真空電弧燃弧過程分開研究，難以對仿真結(jié)果的有效性進行定量驗證。

因此，為了深入闡釋陽極熔化機理，需要進一步開展的工作為：①實驗研究更廣泛材料物性參數(shù)下的陽極熔化過程；②仿真考慮實際燃弧與陽極傳熱完整過程，并對仿真有效性進行量化驗證。

基于此，本文對W、Mo、Cr、Fe四種材料的陽極熔化過程進行了實驗及仿真研究。實驗中陰極觸頭設置為Cu材料，電弧演化一致性較好，結(jié)果可反映陽極材料單一變量對陽極熔化的影響規(guī)律。同時建立了電弧磁流體動力學模型及陽極傳熱模型。以實驗得到的臨界熔化電流為基準，在模型中得到了臨界工況下的陽極最高溫度。本文研究結(jié)果可在更大的物性參數(shù)范圍下明確大電流真空電弧中陽極材料對陽極燒蝕的影響，為深入理解觸頭燒蝕機理及真空開關觸頭材料選型開發(fā)提供依據(jù)。

1 陽極熔化實驗

實驗電路示意圖如圖1所示，在可拆真空滅弧室中進行大電流燃弧實驗，以確定不同陽極材料的臨界熔化電流。實驗中，采用LC振蕩回路模擬50 Hz工頻短路電流。可拆滅弧室通過機械泵和分子泵保持腔體內(nèi)壓力小于10-4Pa，同時配置永磁保持機構及彈簧分閘機構，可對分閘速度進行調(diào)節(jié)。滅弧室內(nèi)上側(cè)導桿為靜導桿，連接陽極觸頭；下側(cè)導桿為動導桿，連接陰極觸頭。為保持拉弧過程中電弧運動穩(wěn)定，在滅弧室中環(huán)繞導桿裝配一對Helmholtz線圈提供縱向磁場。

圖1 實驗電路示意圖

實驗時序如下：觸頭在實驗前為合閘狀態(tài)，實驗時首先對電容充電，達到預充電壓后閉合主合閘開關?；芈穼ê螅賱訖C構動作并帶動導桿運動產(chǎn)生電弧，實驗中平均分閘速度設置為2.4 m/s。燃弧過程中，采用直流電焊機為Helmholtz線圈提供電流以產(chǎn)生縱向磁場，實驗中縱向磁場幅值為37 mT。通過調(diào)整電容器組充電電壓改變電弧電流，并采用羅氏線圈測量電弧電流，高壓探頭測量電弧電壓。采用高速攝像機通過觀察窗記錄電弧演化形態(tài)，拍攝速度為10 000幀/s。

本文研究Fe、Cr、Mo、W四種材料的陽極熔化現(xiàn)象，為了排除陰極材料對實驗結(jié)果的干擾，陰極均采用Cu觸頭。該設置方法與實際滅弧室中陰陽極采用相同觸頭的方式有所區(qū)別，這種特殊實驗設計的原因為：觸頭熱過程是由電弧輸入能量及陽極材料熱特性參數(shù)共同決定的，本文的研究目標是掌握不同陽極材料對陽極熔化的影響規(guī)律，如果采用陰陽極相同材料的方法，當改變陽極材料時陰極會隨之變化。而陰極是真空電弧的等離子體源，當陰極材料發(fā)生改變時，弧柱區(qū)域電弧參數(shù)也會發(fā)生改變。此外，不同陰極材料電弧在磁場作用下的分布及演化規(guī)律不同[26]。因此，改變陰極材料會影響電弧輸入陽極的能量分布，進而影響陽極熔化過程。為了排除電弧的干擾，本文設計了陰陽極非對稱的觸頭材料設置方法。在實驗中，陽極材料為唯一變量。

本文觸頭均采用混粉燒結(jié)法制備，直徑為60 mm。在實驗中，每組觸頭先在3 kA小電流下燃弧三次進行觸頭老練，隨后以約1.5 kA一檔逐步增加電流進行燃弧實驗，直至出現(xiàn)陽極熔化現(xiàn)象。每組實驗后，更換觸頭保證觸頭表面不被嚴重破壞。實驗中保持縱向磁場及分閘速度不變，保證燃弧一致性。

圖2展示了典型的陽極熔化判定圖像。圖中，下側(cè)觸頭為Cu陰極，上側(cè)觸頭為Mo陽極。左側(cè)為10.5 kA電流（有效值）下的電弧圖像，右側(cè)為11.9 kA電流（有效值）下的電弧圖像。可觀察到左圖中電弧作用下陽極觸頭表面并無熔化區(qū)域，而右圖中電弧峰值后陽極表面出現(xiàn)了明顯的熔化痕跡，圖中用框線對陽極熔化區(qū)域進行了標定。因此可判定在10.5 kA電流下，Mo陽極表面最高溫度并未達到其熔點；而在11.9 kA時，陽極表面最高溫度已達到金屬熔點。

圖2 陽極熔化判定圖像

Mo在臨界熔化電流（11.9 kA）下的陽極熔化演化過程如圖3a所示。在6.8 ms時可觀察到陽極中心處出現(xiàn)了熔化區(qū)域；7.0 ms后，熔融液態(tài)金屬在電弧沖擊作用下向觸頭邊緣擴散，可在陽極表面觀察到類似“水波紋”的液態(tài)金屬擴散環(huán)。

Fe、Cr、W三種材料在臨界熔化電流下的演化過程如圖3b所示，圖中分別展示了陽極開始熔化、熔化區(qū)域擴散及電弧下降階段的熔化形貌。結(jié)合圖3a及圖3b可知，四種材料熔化過程類似。陽極開始熔化時間為6.5～7.0 ms，此時在陽極中心區(qū)域已發(fā)生熔化現(xiàn)象。隨后在電弧沖擊作用下，熔化區(qū)內(nèi)液態(tài)金屬沿陽極表面向四周擴散。在電弧下降階段，可明顯觀察到陽極表面液態(tài)熔化區(qū)域。圖3b中用框線標定了熔化區(qū)。

四種陽極材料的臨界熔化電流見表1。實驗結(jié)果反映了陽極材料單一變量變化對陽極熔化現(xiàn)象的影響。實驗中固定陰極材料為Cu，保證了電弧演化的一致性，此時陽極材料物性參數(shù)對熔化過程起決定性作用，本文將采用建模仿真方法對該過程進行量化分析。

表1 臨界陽極熔化電流

Tab.1 Critical anode melting currents

2 電弧仿真

真空開關陽極觸頭熔化過程的本質(zhì)是電弧加熱下陽極金屬的熱傳遞過程。本文將該過程分為電弧演化及陽極材料溫升兩部分進行分析。仿真中使用Fluent軟件，并進行了二次開發(fā)。

2.1 控制方程

電弧對觸頭輸入的能量由電弧等離子體參數(shù)決定，由于真空開關環(huán)境的特殊性，對弧柱區(qū)域等離子體參數(shù)進行大范圍的實驗原位測量非常困難。本文通過建立磁流體動力學模型對電弧進行分析。

電弧模型如圖4所示，模型計算域為弧柱等離子體?；≈聜?cè)為陰極、上側(cè)為陽極。在電弧模型中，陰極、陽極及電弧側(cè)面均作為計算域的邊界條件。

圖4 電弧模型

采用S. I. Braginskii的磁流體動力學模型描述真空電弧[27]，控制方程為

其中

式中，下角標i和e分別代表離子參數(shù)和電子參數(shù)；為磁感應強度；為電流密度；ie和ei為離子和電子之間碰撞傳遞的能量；c為焦耳熱及熱量對電子做的功；ie和ei為離子和電子之間的摩擦力，在計算中兩者相互抵消；為粒子數(shù)密度；為粒子質(zhì)量；為漂移速度；為壓力；為溫度；為熱通量；為玻耳茲曼常數(shù)；0為真空介電常數(shù)；i為電離率；ln為庫倫對數(shù)，本文設置=10；ei為電子與離子碰撞頻率；為熱導率；為電導率；為單位電荷量；123為Braginskii系數(shù)[27]。

式（1）為離子質(zhì)量守恒方程，式（2）為離子動量守恒方程，式（3）為離子能量守恒方程；式（4）為電子能量守恒方程，電子數(shù)密度由式（5）計算，電子速度由式（6）計算，式（6）中電流密度由安培定律式（7）及廣義歐姆定律式（8）計算得到。

模型中包括電弧側(cè)面、陽極側(cè)、陰極側(cè)三個邊界。在電弧側(cè)面邊界中，設定電弧在側(cè)面的切向力為零。

陽極為弧柱等離子體的接收極。模型考慮弧柱區(qū)與陽極之間的鞘層區(qū)域，其表達式為

大電流真空電弧的流動為典型的亞聲速流動，將陰極側(cè)作為電弧等離子體的入口邊界。對Cu陰極而言，其燒蝕率為115 μg/C。陰極側(cè)電子和離子溫度設置為3 eV，電弧的電離率設置為1.85。

2.2 計算結(jié)果

真空電弧弛豫時間遠小于電流變化時間，因此可將電弧看作準靜態(tài)模型模擬。11.9 kA電流（有效值）作用下，電流峰值時刻弧柱區(qū)域等離子體參數(shù)分布如圖5所示，此時陰陽觸頭間開距為12 mm，瞬時電流為16.8 kA。

圖5 弧柱區(qū)等離子體參數(shù)分布

如圖5所示，離子壓力及密度在電弧中心處大于電弧邊緣處，最大壓力約為6 500 Pa，最大離子數(shù)密度約為1.2×1022m-3。離子溫度及電子溫度最大值出現(xiàn)在弧柱中心靠近陽極側(cè)，溫升主要由焦耳熱作用于電子上，并通過電子與離子的碰撞傳導至離子。電子最高溫度約為7.5×104K（6.5 eV），離子最高溫度約為6×104K（5.2 eV）。

在大電流真空電弧中，電流并不是均勻分布在陰極觸頭表面。作者前期研究提出了一種縱向磁場作用下的大電流真空電弧邊界條件[28-29]，如式（20）所示，考慮了電弧在陰極側(cè)的收縮，其電流密度在陰極呈現(xiàn)指數(shù)函數(shù)分布。

式中，為電弧電流；c為陰極表面電流密度；為距觸頭中心點距離。

電流密度分布如圖6所示，因模型中上觸頭為陽極、下觸頭為陰極，所以計算出的電流密度均為負值。由圖6a可知，電弧電流在陽極附近收縮明顯，在陽極中心處電流密度最大值為23 MA/m2。圖6b為陰極表面及陽極表面電流密度的徑向分布，可見陽極電流密度最大值約為陰極的2倍。

圖6 電流密度分布

3 陽極傳熱仿真

3.1 陽極輸入能量

電弧輸入的能量是陽極熱過程中的熱源。大電流真空電弧是高度電離的等離子體，電弧輸入陽極的能量由電子能量與離子能量組成。本文采用R. L. Boxman等的陽極鞘層模型[30]，由近陽極側(cè)的等離子體參數(shù)得到陽極輸入能量。如式（21）～式（23）所示，輸入能流密度in由電子部分e及離子部分i組成。電子輸入的能流密度由電子的動能與功函數(shù)組成；離子輸入的能流密度由離子的動能、電離能、功函數(shù)及蒸發(fā)能組成。

在圖5中16.8 kA瞬時電流下，輸入陽極側(cè)的能流密度分布如圖7所示。由于電弧在弧柱中心處收縮，能流密度最大值位于觸頭中心處，為6.4×108W/m2。電子能量與離子能量最大值也位于觸頭中心處。電子能量占比較大，最大值為5.0×108W/m2；離子能流密度最大值為1.4×108W/m2。

圖7 陽極輸入能流密度分布

圖7b為陽極側(cè)能流密度沿徑向的分布，可見能流密度沿徑向快速下降，在觸頭邊緣處的能流密度約為觸頭中心處的14%。采用式（24）對能流密度的空間分布進行擬合，圖7b中實線為模型中計算得到的能流密度，虛線為擬合結(jié)果。

式中，p為陽極中心處的能流密度峰值。

能流密度隨時間的分布與電弧電流相關，其時域變化趨勢也類似于電流。本文中采用正弦函數(shù)擬合能流密度的時域分布，因此能流密度的時域、空間域函數(shù)為

本文所研究的Fe、Cr、Mo、W四種材料在表1所示的臨界陽極熔化電流工況下，通過電弧磁流體動力學模型計算得到的輸入能流密度峰值p見表2。

表2 臨界熔化電流下的能流密度峰值

Tab.2 Peak heat flux density under the threshold melting current

3.2 陽極熱過程模型

陽極溫升熔化過程本質(zhì)是電弧作用下的金屬加熱過程，本文通過焓法對其進行求解。由顯焓及熔化潛熱分析陽極的溫升及熔化過程，其傳熱過程控制方程為

式中，為焓，由顯焓及熔化潛熱構成；為密度。

在模型中，將3.1節(jié)得到的能流密度作為熱源邊界條件施加在陽極表面。在本文所研究的范疇內(nèi)，陽極金屬最高溫度剛達到其熔點附近，此時陽極表面發(fā)出的金屬蒸氣非常有限，因此陽極活動的影響并不考慮。四種材料的密度及熔化潛熱見表3。

表3 四種材料密度及熔化潛熱

Tab.3 The density and latent heat of the four materials

本文模型中，陽極溫度由室溫上升至熔點附近，在此溫度范圍內(nèi)，金屬熱導率大致隨溫度上升而減小，比熱容大致隨溫度上升而增大。本文采用分段線性函數(shù)對四種材料的熱導率及比熱容進行描述，如圖8所示。

圖8 四種材料的熱導率及比熱容

采用瞬態(tài)傳熱模型計算陽極溫升過程，時間步長設置為10 μs，整個10 ms燃弧階段共計算1 000步。幾何模型及輸入熱源均關于觸頭中心軸對稱，為減少瞬態(tài)模型中計算資源消耗，采用旋轉(zhuǎn)軸對稱模型進行計算。模型中陽極觸頭片半徑為30 mm，觸頭片厚度為3 mm，上方為陽極表面。圖9展示了Mo陽極在圖7所示的峰值能流密度作用下，不同時刻的溫度分布。在燃弧期間，陽極溫度最高點位于表面中心處，溫度在陽極表面沿徑向快速下降。

圖9 不同時刻陽極溫度分布

為掌握不同輸入能量下Mo陽極的溫升規(guī)律，對圖2中兩種電流的燃弧過程進行磁流體動力學模擬。計算得到10.5 kA時能流密度峰值為5.3×108W/m2，結(jié)合3.1節(jié)得到的11.9 kA下能流密度峰值為6.4×108W/m2，對不同電流下Mo陽極的溫度分布進行計算。

兩種電流下Mo陽極表面中心處最高溫度隨燃弧時間變化曲線如圖10所示。在燃弧前半段，隨著輸入能量增強，陽極溫度迅速上升。陽極最高溫度出現(xiàn)在7 ms附近，比電流峰值滯后約2 ms。而在降溫階段，由于材料熱慣性的影響，溫度下降速度小于上升階段速度。

圖10 兩種電流下Mo陽極最高溫度隨燃弧時間變化

在11.9 kA作用下，Mo陽極在7 ms附近達到其最高溫度2 950 K，大于Mo熔點2 883 K，在圖2右側(cè)實驗結(jié)果中也可觀察到陽極表面在7 ms附近出現(xiàn)熔化現(xiàn)象。而在10.5 kA作用下，Mo陽極最高溫度為2 505 K，并未達到其熔點，實驗中沒有觀察到陽極表面熔化現(xiàn)象。

在表2所示的臨界熔化電流對應的能流密度輸入下，對所研究的四種材料的陽極溫度進行分析，得到結(jié)果如圖11所示。W陽極最高溫度為3 718 K，Mo陽極最高溫度為2 950 K，Cr陽極最高溫度為2 012 K，F(xiàn)e陽極最高溫度為1 746 K。

圖11 四種陽極材料在臨界熔化電流工況的溫度分布

4 討論

本文確定了四種陽極材料的臨界熔化電流，并在此基礎上通過電弧磁流體動力學模型及陽極熱過程模型仿真得到了臨界電流下的陽極溫度分布。實驗中可認為臨界熔化電流下陽極最高溫度達到其熔點溫度，將該溫度與仿真結(jié)果進行對比，結(jié)果見表4。仿真中陽極最高溫度與對應材料熔點非常接近，最大誤差小于150 K。因此，目前的磁流體動力學模型及陽極傳熱模型可有效地對真空電弧進行定量分析。

表4 仿真最高溫度與熔點的對比

Tab.4 Comparison between the calculated highest temperature and the melting point

對比材料溫升過程可知，W的密度及熔點顯著大于其余三種材料，其達到熔點所需的能量最大；Mo熔點及密度也較高，其熔化所需能量僅次于W；Fe和Cr兩種金屬密度及熔點較低，因此臨界熔化能流密度均較低。四種金屬的比熱容及熱導率均與溫度有關。比熱容大致隨溫度上升而增加，高比熱容可增加材料溫升所需能量，并使陽極中心處溫度降低；熱導率大致隨溫度上升而減小，低熱導率不利于散熱，并使陽極中心處溫度升高。因此，材料比熱容和熱導率的變化對陽極溫升的影響可在一定程度上互相抵消。

如何驗證真空電弧模型的有效性一直是真空開關領域的難題，其難度同時體現(xiàn)在實驗測量及仿真模擬兩方面。

實驗中由于真空環(huán)境的特殊性，大電流真空電弧等離子體診斷難度很大。對同一參數(shù)，不同學者測量的數(shù)據(jù)存在差異，難以為定量驗證仿真結(jié)果提供大范圍的數(shù)據(jù)。本文選擇了陽極熔化現(xiàn)象進行驗證，相比于電弧微觀等離子體參數(shù)，陽極熔化是實驗中容易觀察的一個宏觀現(xiàn)象。金屬熔化物理意義明確，出現(xiàn)熔化即可認為材料溫度達到其熔點。因此，通過觀察陽極表面活動即可判斷陽極中心點處的最高溫度，為仿真結(jié)果的驗證提供了明確的對比數(shù)據(jù)。

在仿真方面，本文建立了電弧磁流體動力學模型及陽極熱過程模型。目前的仿真結(jié)果已經(jīng)可以與實驗結(jié)果進行量化對比驗證，為了進一步提高仿真結(jié)果的有效性，應在以下方面對仿真模型進行提高。首先是電弧模型的邊界條件，電弧陰極發(fā)射區(qū)域等離子體參數(shù)分布目前仍無準確的實驗結(jié)果，極大地制約著電弧模型的優(yōu)化；其次是如何描述電弧演化過程，電弧的流體模型會忽視陰極斑點的不連續(xù)性，采用粒子模型計算整個燃弧過程會極大地增加計算量，且粒子模型計算出的能流密度與流體模型區(qū)別并不大[31]。因此，如何平衡電弧模型有效性及計算資源消耗需要根據(jù)具體研究需求綜合考慮。

真空電弧本質(zhì)是金屬蒸氣電弧，觸頭材料決定了真空滅弧室的性能。在真空滅弧室觸頭材料設計選型中，需要考慮材料的開斷能力、絕緣能力、截流值、抗熔焊能力等諸多性能。本文研究了不同材料在電弧能量輸入下的熔化現(xiàn)象，其中的陽極熱力學過程與滅弧室的開斷能力關系密切。從研究結(jié)果可知，陽極熔化現(xiàn)象由材料熔點、密度、比熱容、熱導率共同決定。熔點和密度高的金屬熔化所需能量較高，而金屬的比熱容、熱導率在溫升過程中隨著溫度變化，兩者對金屬熔化的影響可在一定程度上抵消。為更準確地分析陽極熔化機理，本文選擇了純金屬進行研究，在設計更為復雜的合金材料時，需要對合金中不同組元的熱力學參數(shù)進行統(tǒng)一考慮。

5 結(jié)論

目前對大電流真空電弧陽極熔化的研究集中于銅及銅基合金，為了在更大物性參數(shù)范圍內(nèi)剖析陽極熔化機制，本文對W、Mo、Cr、Fe四種材料開展了大電流燃弧實驗研究，同時建立電弧磁流體動力學模型及陽極傳熱模型對熔化過程進行仿真模擬。研究結(jié)論如下：

1）實驗確定了W、Mo、Cr、Fe四種材料的臨界熔化電流（有效值）分別為14.0、11.9、8.6、7.5 kA。四種材料首次熔化均出現(xiàn)在燃弧時刻6.5～7.0 ms區(qū)間內(nèi)。在實驗中設置陰極材料為Cu，排除了電弧演化過程的干擾，實驗結(jié)果可反映陽極材料單一變量對臨界熔化電流的影響。

2）陽極輸入能流密度以電子能量為主，空間上呈現(xiàn)中間大邊緣小的指數(shù)函數(shù)分布，時間上隨著電弧電流變化而變化。通過電弧輸入能流密度，得到了陽極溫度分布。仿真結(jié)果有效地驗證了實驗結(jié)果，模型中四種材料的最大溫度均出現(xiàn)在燃弧時刻附近，臨界熔化電流下計算得到的最高溫度值與相應材料熔點誤差小于150 K。

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Experimental and Numerical Study on Anode Melting in High Current Vacuum Arcs

Zhang Zaiqin1Liu Zhiyuan2Wang Chuang1Geng Yingsan2Wang Jianhua2

（1. School of Electrical Engineering Xi'an University of Technology Xi'an 710048 China 2. State Key Laboratory of Electrical Insulation and Power Equipment Xi'an Jiaotong University Xi'an 710049 China）

Vacuum interrupters are widely used in the medium voltage level system with the excellent interruption capability, simple structure and low maintenance cost. Moreover, developing vacuum interruption to transmission voltage level is an ideal method to replace the greenhouse gas SF6towards the dual-carbon target. Breaking capacity is the core technology of the circuit breaker, the development of vacuum breaking technology needs to be based on an in-depth understanding of its breaking mechanism. In high current vacuum interruption process, the anode melting process under vacuum arc greatly affects the vacuum interruption results. The process of melting and destruction of anodes under the high current vacuum arc has been a focus of research over the decades. However, the previous research on the anode melting mainly focused on copper and copper-based alloys, and the relevant material thermal parameters are relatively limited. In order to understand the anode melting mechanism in a wider range of physical parameters, this work conducted the experiments on the anode melting of W, Mo, Cr and Fe.

The objective of this study is to obtain the influence of the anode material on the anode melting, therefore, to eliminate the interference of the arc evolution, the cathode material is set as Cu for the four investigate anode metals. In the experiments, the current is applied from low current to high current with an interval of 1.5 kA. A high speed camera is used to record the anode activity under different arc current. The experimental results show that the corresponding threshold melting current for W, Mo, Cr and Fe are 14.0 kA, 11.9 kA, 8.6 kA and 7.5 kA, respectively. The first melting of the four metals occurred at the arcing time of about 6.5～7.0 ms.

Besides the experiments, this work numerically study the anode melting. A two temperature magneto-hydrodynamic model is used to describe the vacuum arc with a developed cathode boundary. The arc plasma parameters could be obtained in the arc, such as the particle density, temperature, velocity and so on. An anode sheath is considered between the arc column and the anode. The spatial and temporal distribution of the heat flux density delivered to the anode is calculated. The anode input heat is dominated by electron energy, spatially distributed as an exponential function, and temporally varying with arc current. An enthalpy equation is used to describe the anode thermal process. Under the heat source of the input heat flux by arc column, the anode temperature is calculated during the arcing time. The results show that anode temperature first increases rapidly and then decreases slowly. The highest temperature of the four metals occurs around the arcing time of 7.0 ms. The anode thermal process is mainly influence by the heat conductivity, density and specific heat capacity of the anode metals. The simulation results effectively verify the experimental results, and the error between the maximum temperature value calculated under the critical current and the melting point of the corresponding material is less than 150 K.

The results of this work clarify the influence of anode materials on the anode melting under a larger range of physical parameters, which is helpful for an in-depth understanding of the contact melting mechanism and provides a basis for contact material selection and development in vacuum switches.

High current vacuum arc, contact erosion, anode material, magneto-hydrodynamic simulation

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.230456

TM561.2

國家自然科學基金項目（52307188）、國家重點研發(fā)計劃重點專項（2022YFB2403700）和陜西省自然科學基礎研究計劃項目（2023-JC-YB-398）資助。

2023-04-11

2023-08-02

張在秦 男，1990年生，講師，博士，研究方向為真空電弧、觸頭材料。E-mail：zhangzaiqin@xaut.edu.cn（通信作者）

劉志遠 男，1971年生，教授，博士生導師，研究方向為真空斷路器、真空開斷技術。E-mail：liuzy@mail.xjtu.edu.cn

（編輯 李 冰）