直流真空电弧强迫开断电弧形态

刘 斌 武建文

（北京航空航天大学自动化科学与电气工程学院 北京 100191）

直流真空电弧强迫开断电弧形态

刘 斌 武建文

（北京航空航天大学自动化科学与电气工程学院 北京 100191）

随着航空270V直流系统的应用，直流开关的需求逐渐增加。现阶段直流开关大多为空气开关，其开断容量较小，使用真空开关将对于提高开断容量具有一定优势。针对航空270V直流用短间隙真空灭弧室进行高频开断实验，研究了直流强迫开断的电弧电压、电流特性，分析了回路参数对直流强迫开断中平均电流变化率di/dt和弧后过电压dv/dt的影响。通过相同开断实验电流、相同电流变化率、不同触头结构情况下开断实验，分析了电弧直径动态特性。强迫熄弧过程中，平板触头电弧直径逐渐减小，纵磁触头电弧直径变化较小并在熄弧前迅速变化。针对不同电流实验，随电流升高电弧直径略有增加。起弧阶段，平板触头电弧直径随燃弧时间呈对数函数增加，而纵磁触头电弧直径基本保持不变。拟合得到平板电弧起弧时直径变化函数，随燃弧时间延长，平板触头电弧直径逐渐增大至大于纵磁触头电弧直径。

直流真空电弧 强迫开断 电弧直径 电弧扩散

0 引言

直流电源系统已广泛应用于铁路、船舶、地铁以及航空设备中。传统直流断路器一般通过加长触头电弧等方法，使电弧电压高于源极电压以开断电弧，设备体积大且开断容量低；也有采用电子器件进行直流开断，但设备复杂，开断容量有限且通态损耗较大[1,2]。真空开关由于开断容量高、环境适应性强、可靠性高和免维护操作等优点，应用范围逐渐扩大，已成为研究热点[3,4]。而且真空开关具有体积小、重量轻的特点，尤其适合应用于航空领域。

对真空开关注入VT1反向电流是快速开断直流电弧的方法之一[5-7]。文献[8]针对1 500V直流系统强迫开断，采用单机结构，分闸时间缩短到3.6ms；施加1kHz反向电流频率，预期开断短路电流50kA。文献[9]通过改进强迫开断方案，提高了传统真空直流断路器的限流及开断能力。文献[10]利用高速摄像机研究了12kA电流，在开断频率50Hz、1kHz及纵向磁场下电流快速过零阶段电弧的动态特性，相对工频开断，中频开断下电弧特性滞后于电流变化，电弧仍然呈聚集态，易导致电弧重燃。直流强迫开断时，由于较高的电流过零速率，极易导致重燃等情况[11]，这在感性回路中将导致非常严重的后果，目前针对直流真空电弧快速开断的分析多集中于小电流情况[12,13]。

本文首先在航空270V直流模拟系统下进行高频开断实验，实验电流分别为2 100A、1 800A和1 200A。通过实验，获得了回路参数对强迫熄弧及弧后过电压的影响。通过高速摄像系统，研究了不同实验电流、不同触头结构和不同强迫注入时间下，电弧的动态特性，分析了电弧燃弧中及强迫开断阶段电弧直径的变化情况。该工作为感性回路的应用提供实验基础，并为航空用真空直流开关设计及应用提供依据。

1 实验装置

本文使用模拟直流回路进行270V开断实验，实验电路如图1所示。系统中直流电流由主回路RL、C1、晶闸管（VT1）提供，通过改变RL阻值获得不同实验电流。其中，C1容量为1.067F。为获得最大2 100A电流，RL最小可选用0.125Ω，此时回路放电时间常数τ≈RLC1≈133ms。实验中，电流总下降率小于10%，关键的强迫开断过零阶段持续时长为μs级，远小于时间常数，故认为该回路适于模拟直流电流的开断实验。

图1 实验电路Fig.1 Test circuit

实验中，首先闭合实验触头，导通引弧支路C2、R2和VT2，使回路产生100A引弧电流；然后拉开触头，引燃电弧；在触头稳定在实验开距后，导通主回路产生实验大电流；之后，强迫换流回路L1、C3和VT3导通，实验大电流过零开断，其中通过改变L1及C3充电电压，产生不同频率、不同等级强迫电流。R1（0.1Ω）和C4（0.01μF）组成调频回路，用以控制弧后过电压的上升速率。

触头电压直接由示波器表笔从灭弧室两端采样，电弧电流由霍尔元件HR采样。为实现较高电流变化率情况下的电流测量，电流强迫开断频率较高。霍尔电流采样电路如图2所示，两个电流型霍尔电流传感器并联测量回路分流电流，电流采样特性参数见表1。

图2 霍尔电流采样电路Fig.2 Holzer current sampling circuit

表1 电流采样特性参数Tab.1 Current sampling characteristic parameters

为观察强迫开断过程中电弧形态，实验采用高速摄像机进行图像采集，分辨率为64×16，速度为44万幅/s。实验选用玻璃外壳真空开关，触头参数见表2。

表2 触头参数Tab.2 Contact parameters

2 实验结果与分析

2.1 1 800A开断实验参数特性

图3为1 800A强迫开断典型波形。波形可分为直流电弧阶段、强迫过零阶段及弧后部分。直流电弧阶段为实验电流电弧引燃到强迫电流注入时刻，持续时间约为4ms。图3主要显示直流电弧的强迫过零阶段波形。强迫回路电流注入后，电弧电流迅速下降直至电流过零，电弧熄灭。实验中强迫过零阶段持续约20μs。强迫开断阶段电流变化频率f=4kHz，由强迫回路参数决定，即

电流变化情况近似为

图3 1 800A强迫开断典型波形Fig.3 Typical waveforms of 1 800A forcing interruption

图3中，di/dt、dv/dt分别是分析燃弧及弧后重燃的重要参数。其中，di/dt为强迫电流注入到电流过零的平均电流变化率，实验中通过参数调整固定为90A/μs；dv/dt为电压零点到弧后第一峰值的平均电压变化率。di/dt受强迫回路电感、电容及电容充电电压的影响。

电流开断后为弧后阶段，触头间隙承受暂态恢复电压，剩余等离子体扩散形成弧后电流[14]。在弧后部分，电弧过电压包括两种振荡波形。电弧开断后回路等效电路如图4所示。真空电弧开断后，强迫回路L1、C3中剩余能量继续释放，触头两端电压为负。同时，主回路对强迫回路电容C3反向充电，触头两端电压逐渐上升至与主回路电压270V一致。这是过电压中频振荡的原因，本实验中约为4kHz。高频振荡由L1与调频回路C4、R1二阶振荡造成，本实验中振荡频率为1MHz。由于di/dt、dv/dt都受强迫回路电路参数影响，导致电流下降率与弧后过电压具有耦合关系。

图4 电弧开断后等效电路Fig.4 Equivalent circuit after arc interruption

2.2 不同触头结构的强迫开断电弧形态

采用相同直径的纵磁和平板触头，以相同的平均电流变化率di/dt（约为90A/μs）进行1 800A电流开断实验，触头电压、电弧电流波形如图5所示。两种触头开断电流变化率di/dt以及电弧电压变化基本相同。随强迫电流注入，电弧电流下降直至电流过零，电弧熄灭。

图5 不同触头结构1 800A强迫开断实验波形Fig.5 Experiment waveforms of 1 800A interruption under different contactor

通过高速摄像机观测的1 800A实验电波强迫开断电弧形态如图6所示。本文通过对图像中电弧像素点进行阿贝尔变换获得每像素电弧光强度，根据触头径向光强最大值，对每行像素光强作归一化处理。计算每行归一化光强值0.5的像素间距离，以距离最大值粗略计算电弧直径。

以强迫电流注入为起始时刻t=0。平板触头电弧强迫开断起始时，电弧呈自由扩散状态，直径扩散至约3/4触头直径。同时电弧具有一定中心聚集特性，从中心向边缘，电弧亮度逐渐降低。从t=0～9μs，电弧电流下降至约1 000A，电弧直径和亮度略有减小；而随着电流进一步降低，电弧直径逐渐收缩，直至t=20.25μs前，电弧电流下降至0，电弧直径逐渐减小，同时电弧亮度整体降低；最终，电弧熄灭。

纵磁触头开断实验起始时，电弧呈均匀扩散状态，电弧直径约占触头1/2，小于平板电弧直径；其亮度较高且均匀分布。起始阶段与平板触头电弧相似，从t=0～9μs，电弧电流从1 800A下降至约1 000A，电弧直径略有减小。而随着电流继续下降，到t=18μs，电弧直径逐渐减小，从约28mm下降为18mm，同时可明显看到电弧亮度随电流下降逐渐降低。最终在t=20.25μs前电流过零，电弧熄灭。可见纵磁触头电弧直径随电流下降变化率小于平板触头电弧直径变化率。

图6 1 800A实验电流强迫开断电弧形态Fig.6 Arc morphology under 1 800A forcing interruption

2.3 不同实验电流的强迫开断电弧形态

分别采用2 100A、1 800A和1 200A实验电流进行强迫开断实验，保持强迫开断电流变化率di/dt=90A/μs。不同电流下，强迫开断实验波形如图7所示。随强迫电流注入，电弧电流和电压同时下降，直至电流过零，电弧熄灭，触头两端出现过电压。

不同实验电流下，平板触头强迫开断电弧形态如图8所示。可看到，强迫电流注入前，随实验电流升高，电弧直径增大。2 100A开断电流时，从t= 0～9μs，随电流逐渐减小，电弧直径略有下降；1 800A开断实验时，电弧直径变化情况与2 100A相似，此阶段约为t=0～6μs；而1 200A实验中，此阶段持续时间约为4μs。之后，2 100A时，随电流下降，电弧直径逐渐减小，电弧亮度降低。随直流实验电流减小，电弧直径下降变化率逐渐减小，最终电流过零，电弧熄灭，电弧直径迅速减小为零。

图7 不同电流下，强迫开断实验波形Fig.7 Experiment waveforms of forcing interruption under different test current

图8 不同实验电流下，平板触头强迫开断电弧形态Fig.8 Arc shapes of flat contact of forcing interruption under different experimental current

本文同时针对纵磁触头进行了相同的实验，强迫开断实验电弧直径与电弧电流的关系如图9所示。强迫开断前平板触头电弧直径近似为纵磁触头电弧直径的2倍，同时随着实验电流的上升，直径略有增大。

由图9可知，平板触头电弧直径变化包含两个阶段，起始阶段从t=0到电流下降至约1 000A，电弧直径略有减小，定义为缓慢下降阶段；之后，随电流下降，电弧直径减小，且变化速率逐渐增大，直至电弧熄灭，定义为快速下降阶段。纵磁触头电弧变化同样包括这两个阶段，缓慢下降阶段，近似为电弧电流降至300A。纵磁电弧直径变化不明显。由于阴极触头受电弧加热影响，热阴极持续释放等离子体，且触头存在热迟滞现象，认为触头热滞是导致电弧变化不明显的主要原因。而在快速下降阶段，约为电流从300A下降至0。随着电弧电流进一步下降，电弧直径迅速减小，电流过零熄灭电弧。可看到，纵磁触头电弧直径快速下降阶段起始时间滞后于平板触头。考虑纵磁场对电弧的驱动扩散效应导致电弧始终处于扩散状态，直至熄灭前电弧快速变化。两个阶段中，纵磁电弧直径变化率大于平板触头变化率。

图9 强迫开断实验电弧直径与电弧电流的关系Fig.9 Relationshop between arc diameter and current in forcing interruption

2.4 不同强迫开断触发时刻电弧形态

本文针对不同强迫电流注入时间进行实验，纵磁触头2 100A实验电流电弧起弧直径特性如图10所示。分别在电弧燃弧约9ms、13ms时注入强迫电流，电弧强迫开断时间约为23μs。

与平板触头电弧相同，电弧初始阶段，约120μs电流达到峰值。电弧直径分三阶段，首先随电流升高而逐渐升高；电流达到峰值到燃弧1ms时，电弧直径随燃弧时间增加逐渐升高达到定值，此后电弧直径不再随燃弧时间变化，但出现一定幅度的振荡。这是由于纵磁对真空电弧收缩扩散的校准效应导致电弧直径出现振荡。

选取平板触头进行2 100A电流实验。分别在电弧出现后约1.3ms、2.1ms和7ms时注入强迫电流，电弧强迫开断时间约为23μs。2 100A实验电流平板触头电弧起弧直径特性如图11所示。实验电流燃弧起始阶段，电流迅速升高至实验电流值2 100A。同时电弧直径逐渐增加，变化速率慢于电流变化率。电流达到2 100A并保持直流状态时，电弧直径仍然持续增加。

图10 纵磁触头2 100A实验电流电弧起弧直径特性Fig.10 Arc starting diameter of longitudinal magnetic contact for 2 100A test current

图11 2 100A实验电流平板触头电弧起弧直径特性Fig.11 Arc starting diameter of flat contac for 2 100A test current

不同实验电流平板触头电弧起弧直径特性如图12所示。平板触头直流电弧的直径包括两部分，当t＜120μs时，与燃弧电流上升率有一定关系，此阶段变化由实验回路参数决定；当t≥120μs时，电弧电流为直流定值，随电弧燃弧时间增加，电弧直径以对数形式增加，通过对多组不同电流等级实验数据拟合得到变化关系为

式中，d为电弧直径（mm）；t为燃弧时间（μs）；I为实验电流（A）。拟合误差为0.96。

由于平板触头电弧直径与燃弧时间相关，所以强迫电流注入越晚，开断时电弧直径越大。充分扩散态电弧将有利于电弧熄灭及抑制电弧重燃现象。而强迫电流注入时刻对纵磁触头开断电弧直径影响较小。

图12 不同实验电流平板触头电弧起弧直径特性Fig.12 Arc diameter characteristics for different current

3 结论

本文研究了直流强迫开断的电弧电压、电流与实验参数关系，分析了不同触头结构、实验电流和强迫注入时间下，直流电弧强迫开断的电弧形态，得到如下结论：

1）平板及纵磁触头电弧强迫开断阶段，直径变化均包含缓慢下降阶段和快速下降阶段。电流减小到约1 000A后平板电弧直径快速下降，而纵磁在电流减小到约300A后电弧直径快速下降。强迫开断中，纵磁利于电弧直径的保持。

2）电弧起弧过程中，电流上升到一定值后，纵磁触头电弧直径呈现振荡状态。而平板触头电弧直径在一定时间内，仍随燃弧时间增加呈对数函数增大，并拟合得到其函数关系式。

3）随实验电流增大，电弧直径略有增加。相同电流下，随燃弧时间增加，平板触头电弧直径大于纵磁触头直径。

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Morphology of Forcing Interruption Arc of DC Vacuum Arc

Liu Bin Wu Jianwen
（School of Automation Science and Electrical Engineering Beihang University Beijing 100191 China）

With the applications of DC270V system in aviation field, the demand for DC switch has increased. At present, DC switch is mostly air switch, its switching capacity is small. For high capacity DC switch, vacuum switch has many advantages. According to the experiments of short gap vacuum DC interruption on DC270V system for aviation, the arc voltage and current characteristics of DC arc forcing interruption are analyzed. The impacts of the circuit parameters on the current rates di/dt, overvoltage rates dv/dtand their coupling situation are discussed. Under the same test current, the dynamic characteristics of arc diameter are studied. In forcing phase, the arc diameters of butt contacts decrease smoothly, while the AMF arc changes little, and has a sharp shrink before it quenches. Arc diameter increases slightly with the increase of the test current. At arc ignition stage, the arc diameters of butt-type contacts increase logarithmically, while the AMF arc is unchanged. The function of butt contact arc diameter is obtained. The arc diameter of plate contact is larger than that of the AMF before the forcing current injects.

DC vacuum arc, forcing interruption, arc diameter, arc expand

TM561

刘 斌 男，1981年生，博士，研究方向为直流真空开关。

E-mail: hunter0541@sina.com（通信作者）

武建文 男，1963年生，教授，博士生导师，研究方向为断路器和真空开关。

E-mail: wujianwen@vip.sina.com

国家自然科学基金资助项目（50877002）。

2014-09-05 改稿日期2015-09-14