直流真空電弧強迫開斷電弧形態

劉 斌 武建文

（北京航空航天大學自動化科學與電氣工程學院 北京 100191）

直流真空電弧強迫開斷電弧形態

劉 斌 武建文

（北京航空航天大學自動化科學與電氣工程學院 北京 100191）

隨著航空270V直流系統的應用，直流開關的需求逐漸增加。現階段直流開關大多為空氣開關，其開斷容量較小，使用真空開關將對于提高開斷容量具有一定優勢。針對航空270V直流用短間隙真空滅弧室進行高頻開斷實驗，研究了直流強迫開斷的電弧電壓、電流特性，分析了回路參數對直流強迫開斷中平均電流變化率di/dt和弧后過電壓dv/dt的影響。通過相同開斷實驗電流、相同電流變化率、不同觸頭結構情況下開斷實驗，分析了電弧直徑動態特性。強迫熄弧過程中，平板觸頭電弧直徑逐漸減小，縱磁觸頭電弧直徑變化較小并在熄弧前迅速變化。針對不同電流實驗，隨電流升高電弧直徑略有增加。起弧階段，平板觸頭電弧直徑隨燃弧時間呈對數函數增加，而縱磁觸頭電弧直徑基本保持不變。擬合得到平板電弧起弧時直徑變化函數，隨燃弧時間延長，平板觸頭電弧直徑逐漸增大至大于縱磁觸頭電弧直徑。

直流真空電弧 強迫開斷 電弧直徑 電弧擴散

0 引言

直流電源系統已廣泛應用于鐵路、船舶、地鐵以及航空設備中。傳統直流斷路器一般通過加長觸頭電弧等方法，使電弧電壓高于源極電壓以開斷電弧，設備體積大且開斷容量低；也有采用電子器件進行直流開斷，但設備復雜，開斷容量有限且通態損耗較大[1,2]。真空開關由于開斷容量高、環境適應性強、可靠性高和免維護操作等優點，應用范圍逐漸擴大，已成為研究熱點[3,4]。而且真空開關具有體積小、重量輕的特點，尤其適合應用于航空領域。

對真空開關注入VT1反向電流是快速開斷直流電弧的方法之一[5-7]。文獻[8]針對1 500V直流系統強迫開斷，采用單機結構，分閘時間縮短到3.6ms；施加1kHz反向電流頻率，預期開斷短路電流50kA。文獻[9]通過改進強迫開斷方案，提高了傳統真空直流斷路器的限流及開斷能力。文獻[10]利用高速攝像機研究了12kA電流，在開斷頻率50Hz、1kHz及縱向磁場下電流快速過零階段電弧的動態特性，相對工頻開斷，中頻開斷下電弧特性滯后于電流變化，電弧仍然呈聚集態，易導致電弧重燃。直流強迫開斷時，由于較高的電流過零速率，極易導致重燃等情況[11]，這在感性回路中將導致非常嚴重的后果，目前針對直流真空電弧快速開斷的分析多集中于小電流情況[12,13]。

本文首先在航空270V直流模擬系統下進行高頻開斷實驗，實驗電流分別為2 100A、1 800A和1 200A。通過實驗，獲得了回路參數對強迫熄弧及弧后過電壓的影響。通過高速攝像系統，研究了不同實驗電流、不同觸頭結構和不同強迫注入時間下，電弧的動態特性，分析了電弧燃弧中及強迫開斷階段電弧直徑的變化情況。該工作為感性回路的應用提供實驗基礎，并為航空用真空直流開關設計及應用提供依據。

1 實驗裝置

本文使用模擬直流回路進行270V開斷實驗，實驗電路如圖1所示。系統中直流電流由主回路RL、C1、晶閘管（VT1）提供，通過改變RL阻值獲得不同實驗電流。其中，C1容量為1.067F。為獲得最大2 100A電流，RL最小可選用0.125Ω，此時回路放電時間常數τ≈RLC1≈133ms。實驗中，電流總下降率小于10%，關鍵的強迫開斷過零階段持續時長為μs級，遠小于時間常數，故認為該回路適于模擬直流電流的開斷實驗。

圖1 實驗電路Fig.1 Test circuit

實驗中，首先閉合實驗觸頭，導通引弧支路C2、R2和VT2，使回路產生100A引弧電流；然后拉開觸頭，引燃電弧；在觸頭穩定在實驗開距后，導通主回路產生實驗大電流；之后，強迫換流回路L1、C3和VT3導通，實驗大電流過零開斷，其中通過改變L1及C3充電電壓，產生不同頻率、不同等級強迫電流。R1（0.1Ω）和C4（0.01μF）組成調頻回路，用以控制弧后過電壓的上升速率。

觸頭電壓直接由示波器表筆從滅弧室兩端采樣，電弧電流由霍爾元件HR采樣。為實現較高電流變化率情況下的電流測量，電流強迫開斷頻率較高。霍爾電流采樣電路如圖2所示，兩個電流型霍爾電流傳感器并聯測量回路分流電流，電流采樣特性參數見表1。

圖2 霍爾電流采樣電路Fig.2 Holzer current sampling circuit

表1 電流采樣特性參數Tab.1 Current sampling characteristic parameters

為觀察強迫開斷過程中電弧形態，實驗采用高速攝像機進行圖像采集，分辨率為64×16，速度為44萬幅/s。實驗選用玻璃外殼真空開關，觸頭參數見表2。

表2 觸頭參數Tab.2 Contact parameters

2 實驗結果與分析

2.1 1 800A開斷實驗參數特性

圖3為1 800A強迫開斷典型波形。波形可分為直流電弧階段、強迫過零階段及弧后部分。直流電弧階段為實驗電流電弧引燃到強迫電流注入時刻，持續時間約為4ms。圖3主要顯示直流電弧的強迫過零階段波形。強迫回路電流注入后，電弧電流迅速下降直至電流過零，電弧熄滅。實驗中強迫過零階段持續約20μs。強迫開斷階段電流變化頻率f=4kHz，由強迫回路參數決定，即

電流變化情況近似為

圖3 1 800A強迫開斷典型波形Fig.3 Typical waveforms of 1 800A forcing interruption

圖3中，di/dt、dv/dt分別是分析燃弧及弧后重燃的重要參數。其中，di/dt為強迫電流注入到電流過零的平均電流變化率，實驗中通過參數調整固定為90A/μs；dv/dt為電壓零點到弧后第一峰值的平均電壓變化率。di/dt受強迫回路電感、電容及電容充電電壓的影響。

電流開斷后為弧后階段，觸頭間隙承受暫態恢復電壓，剩余等離子體擴散形成弧后電流[14]。在弧后部分，電弧過電壓包括兩種振蕩波形。電弧開斷后回路等效電路如圖4所示。真空電弧開斷后，強迫回路L1、C3中剩余能量繼續釋放，觸頭兩端電壓為負。同時，主回路對強迫回路電容C3反向充電，觸頭兩端電壓逐漸上升至與主回路電壓270V一致。這是過電壓中頻振蕩的原因，本實驗中約為4kHz。高頻振蕩由L1與調頻回路C4、R1二階振蕩造成，本實驗中振蕩頻率為1MHz。由于di/dt、dv/dt都受強迫回路電路參數影響，導致電流下降率與弧后過電壓具有耦合關系。

圖4 電弧開斷后等效電路Fig.4 Equivalent circuit after arc interruption

2.2 不同觸頭結構的強迫開斷電弧形態

采用相同直徑的縱磁和平板觸頭，以相同的平均電流變化率di/dt（約為90A/μs）進行1 800A電流開斷實驗，觸頭電壓、電弧電流波形如圖5所示。兩種觸頭開斷電流變化率di/dt以及電弧電壓變化基本相同。隨強迫電流注入，電弧電流下降直至電流過零，電弧熄滅。

圖5 不同觸頭結構1 800A強迫開斷實驗波形Fig.5 Experiment waveforms of 1 800A interruption under different contactor

通過高速攝像機觀測的1 800A實驗電波強迫開斷電弧形態如圖6所示。本文通過對圖像中電弧像素點進行阿貝爾變換獲得每像素電弧光強度，根據觸頭徑向光強最大值，對每行像素光強作歸一化處理。計算每行歸一化光強值0.5的像素間距離，以距離最大值粗略計算電弧直徑。

以強迫電流注入為起始時刻t=0。平板觸頭電弧強迫開斷起始時，電弧呈自由擴散狀態，直徑擴散至約3/4觸頭直徑。同時電弧具有一定中心聚集特性，從中心向邊緣，電弧亮度逐漸降低。從t=0～9μs，電弧電流下降至約1 000A，電弧直徑和亮度略有減小；而隨著電流進一步降低，電弧直徑逐漸收縮，直至t=20.25μs前，電弧電流下降至0，電弧直徑逐漸減小，同時電弧亮度整體降低；最終，電弧熄滅。

縱磁觸頭開斷實驗起始時，電弧呈均勻擴散狀態，電弧直徑約占觸頭1/2，小于平板電弧直徑；其亮度較高且均勻分布。起始階段與平板觸頭電弧相似，從t=0～9μs，電弧電流從1 800A下降至約1 000A，電弧直徑略有減小。而隨著電流繼續下降，到t=18μs，電弧直徑逐漸減小，從約28mm下降為18mm，同時可明顯看到電弧亮度隨電流下降逐漸降低。最終在t=20.25μs前電流過零，電弧熄滅。可見縱磁觸頭電弧直徑隨電流下降變化率小于平板觸頭電弧直徑變化率。

圖6 1 800A實驗電流強迫開斷電弧形態Fig.6 Arc morphology under 1 800A forcing interruption

2.3 不同實驗電流的強迫開斷電弧形態

分別采用2 100A、1 800A和1 200A實驗電流進行強迫開斷實驗，保持強迫開斷電流變化率di/dt=90A/μs。不同電流下，強迫開斷實驗波形如圖7所示。隨強迫電流注入，電弧電流和電壓同時下降，直至電流過零，電弧熄滅，觸頭兩端出現過電壓。

不同實驗電流下，平板觸頭強迫開斷電弧形態如圖8所示。可看到，強迫電流注入前，隨實驗電流升高，電弧直徑增大。2 100A開斷電流時，從t= 0～9μs，隨電流逐漸減小，電弧直徑略有下降；1 800A開斷實驗時，電弧直徑變化情況與2 100A相似，此階段約為t=0～6μs；而1 200A實驗中，此階段持續時間約為4μs。之后，2 100A時，隨電流下降，電弧直徑逐漸減小，電弧亮度降低。隨直流實驗電流減小，電弧直徑下降變化率逐漸減小，最終電流過零，電弧熄滅，電弧直徑迅速減小為零。

圖7 不同電流下，強迫開斷實驗波形Fig.7 Experiment waveforms of forcing interruption under different test current

圖8 不同實驗電流下，平板觸頭強迫開斷電弧形態Fig.8 Arc shapes of flat contact of forcing interruption under different experimental current

本文同時針對縱磁觸頭進行了相同的實驗，強迫開斷實驗電弧直徑與電弧電流的關系如圖9所示。強迫開斷前平板觸頭電弧直徑近似為縱磁觸頭電弧直徑的2倍，同時隨著實驗電流的上升，直徑略有增大。

由圖9可知，平板觸頭電弧直徑變化包含兩個階段，起始階段從t=0到電流下降至約1 000A，電弧直徑略有減小，定義為緩慢下降階段；之后，隨電流下降，電弧直徑減小，且變化速率逐漸增大，直至電弧熄滅，定義為快速下降階段。縱磁觸頭電弧變化同樣包括這兩個階段，緩慢下降階段，近似為電弧電流降至300A。縱磁電弧直徑變化不明顯。由于陰極觸頭受電弧加熱影響，熱陰極持續釋放等離子體，且觸頭存在熱遲滯現象，認為觸頭熱滯是導致電弧變化不明顯的主要原因。而在快速下降階段，約為電流從300A下降至0。隨著電弧電流進一步下降，電弧直徑迅速減小，電流過零熄滅電弧。可看到，縱磁觸頭電弧直徑快速下降階段起始時間滯后于平板觸頭。考慮縱磁場對電弧的驅動擴散效應導致電弧始終處于擴散狀態，直至熄滅前電弧快速變化。兩個階段中，縱磁電弧直徑變化率大于平板觸頭變化率。

圖9 強迫開斷實驗電弧直徑與電弧電流的關系Fig.9 Relationshop between arc diameter and current in forcing interruption

2.4 不同強迫開斷觸發時刻電弧形態

本文針對不同強迫電流注入時間進行實驗，縱磁觸頭2 100A實驗電流電弧起弧直徑特性如圖10所示。分別在電弧燃弧約9ms、13ms時注入強迫電流，電弧強迫開斷時間約為23μs。

與平板觸頭電弧相同，電弧初始階段，約120μs電流達到峰值。電弧直徑分三階段，首先隨電流升高而逐漸升高；電流達到峰值到燃弧1ms時，電弧直徑隨燃弧時間增加逐漸升高達到定值，此后電弧直徑不再隨燃弧時間變化，但出現一定幅度的振蕩。這是由于縱磁對真空電弧收縮擴散的校準效應導致電弧直徑出現振蕩。

選取平板觸頭進行2 100A電流實驗。分別在電弧出現后約1.3ms、2.1ms和7ms時注入強迫電流，電弧強迫開斷時間約為23μs。2 100A實驗電流平板觸頭電弧起弧直徑特性如圖11所示。實驗電流燃弧起始階段，電流迅速升高至實驗電流值2 100A。同時電弧直徑逐漸增加，變化速率慢于電流變化率。電流達到2 100A并保持直流狀態時，電弧直徑仍然持續增加。

圖10 縱磁觸頭2 100A實驗電流電弧起弧直徑特性Fig.10 Arc starting diameter of longitudinal magnetic contact for 2 100A test current

圖11 2 100A實驗電流平板觸頭電弧起弧直徑特性Fig.11 Arc starting diameter of flat contac for 2 100A test current

不同實驗電流平板觸頭電弧起弧直徑特性如圖12所示。平板觸頭直流電弧的直徑包括兩部分，當t＜120μs時，與燃弧電流上升率有一定關系，此階段變化由實驗回路參數決定；當t≥120μs時，電弧電流為直流定值，隨電弧燃弧時間增加，電弧直徑以對數形式增加，通過對多組不同電流等級實驗數據擬合得到變化關系為

式中，d為電弧直徑（mm）；t為燃弧時間（μs）；I為實驗電流（A）。擬合誤差為0.96。

由于平板觸頭電弧直徑與燃弧時間相關，所以強迫電流注入越晚，開斷時電弧直徑越大。充分擴散態電弧將有利于電弧熄滅及抑制電弧重燃現象。而強迫電流注入時刻對縱磁觸頭開斷電弧直徑影響較小。

圖12 不同實驗電流平板觸頭電弧起弧直徑特性Fig.12 Arc diameter characteristics for different current

3 結論

本文研究了直流強迫開斷的電弧電壓、電流與實驗參數關系，分析了不同觸頭結構、實驗電流和強迫注入時間下，直流電弧強迫開斷的電弧形態，得到如下結論：

1）平板及縱磁觸頭電弧強迫開斷階段，直徑變化均包含緩慢下降階段和快速下降階段。電流減小到約1 000A后平板電弧直徑快速下降，而縱磁在電流減小到約300A后電弧直徑快速下降。強迫開斷中，縱磁利于電弧直徑的保持。

2）電弧起弧過程中，電流上升到一定值后，縱磁觸頭電弧直徑呈現振蕩狀態。而平板觸頭電弧直徑在一定時間內，仍隨燃弧時間增加呈對數函數增大，并擬合得到其函數關系式。

3）隨實驗電流增大，電弧直徑略有增加。相同電流下，隨燃弧時間增加，平板觸頭電弧直徑大于縱磁觸頭直徑。

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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

劉 斌 男，1981年生，博士，研究方向為直流真空開關。

E-mail: hunter0541@sina.com（通信作者）

武建文 男，1963年生，教授，博士生導師，研究方向為斷路器和真空開關。

E-mail: wujianwen@vip.sina.com

國家自然科學基金資助項目（50877002）。

2014-09-05 改稿日期2015-09-14