塑壳断路器是低压电网系统中重要的配电电器之一，当线路中出现大的短路故障电流时，在限流性能^[1]和电动斥力的作用下，动、静触头迅速打开，此时会在动、静触头之间出现电弧。电弧从产生到熄灭经过了起弧、转移、运动和栅片切割等阶段^[2]，整个过程受操作机构与动导杆相互作用、灭弧室结构、电动斥力、吹弧磁场以及气吹等多种因素的影响，对此国内外学者作了很多研究。国外的Tarczynski等^[3]建立了电弧磁流体动力学模型，利用ANSYS仿真模拟电弧的运动并使用超高速数码相机在试验中记录电弧的运动轨迹；Hofmann等^[4]利用叠加磁场对电弧的驱动及电弧进入灭弧室的速度进行了研究；富士电机的Makita等^[5]在其最新推出的新系列G-Twin塑壳断路器中利用绝缘产气材料狭缝形成的气吹来灭弧。国内的陈德桂等^[6-7]研究了开关电弧与断路器限流性能之间的关系，证实了提高电弧电压是一种有效的限流措施; 另外，借助虚拟样机技术，文献[8-13]对低压电器仿真与数字化设计技术的进展、电弧的运动过程、不同结构导电回路触头的电动斥力、不同开距与电动斥力的关系以及引弧板形状对电弧运动的影响等方面展开研究，得到了一些经验设计参数；丁国辉等^[14]对快速联动操作机构进行研究，利用电动斥力提高单断点塑壳断路器的分断能力；吴桂初等^[15]建立了一套可以直接测量和评估栅片灭弧效率的测试系统，通过对断路器灭弧室内的磁感应强度进行直接测量便可以对其灭弧效率进行计算。

本文在结合以上文献及借鉴国内外同类产品的设计思想和分析样机的基础上, 对现有一款塑壳断路器的灭弧室进行设计改进，通过对电弧开断过程的理论研究，利用提高电弧电压的3种方式并借助ANSYS有限元分析软件，确定优化设计方案。最后进行样机试验，根据实际的试验结果对产品作进一步的优化，成功将现有塑壳断路器的分断能力由50 kA提升至70 kA。

1 灭弧室的结构与电弧开断过程

图 1(a)为塑壳断路器中灭弧室与触头系统的组合，灭弧室的最初结构如图 1(b)所示，包括灭弧盖、灭弧栅片以及栅片基座三部分。塑壳断路器开断故障电流过程中，电压和电流达到一定值时，触头刚刚分离后，触头之间就会产生强烈的白光，称其为电弧。电弧从产生到的熄灭主要经历以下4个阶段：

1) 电弧起弧:此阶段为机构动作时间，对限流型塑壳断路器而言主要指电动斥力随短路电流增长至电动斥力等于触头压力的时间，此时触头尚未分开，电弧电压为0；

2) 电弧转移:这个阶段动触头打开，电弧电压接近极间压降，几乎不变；

3) 电弧运动:电动斥力带动触头打开，电弧被拉长后开始进入灭弧室，灭弧室通常采用栅片结构，这个时间差的长短决定了电弧的运动速度及电压增加速度;

4) 栅片切割:电弧进入栅片后产生近极压降，使电弧电压迅速增长到峰值，电弧电压大于电源电压的瞬时值，电流被强制减小，电流减小至0，电弧熄灭。

取交流分断单相电路的瞬态过程作分析，得到以下方程^[6]:

$ {{U}_{\text{m}}}\text{sin}\left( \omega t+\phi \right)=L\frac{\text{d}I}{\text{d}t}+IR+{{U}_{\text{arc}}} $

(1)

式中：U_m为电源电压幅值；ϕ为短路合闸相角；L，R分别为线路电感与电阻；U_arc为电弧电压，U_arc包含阳极压降、阴极压降和弧柱压降，其中阳极压降和阴极压降又统称为极间压降，故得到如下表达式^[7]:

$ {{U}_{\text{arc}}}={{U}_{l}}+\left( n+1 \right)\Delta U=I\frac{l}{\sigma S}+\left( n+1 \right)\Delta U $

(2)

式中：I为电弧电流；l为弧柱长度；σ为电弧电导率；S为电弧截面；ΔU为极间压降，一般取20~25 V；n为栅片数量。

由式(1) 可看出，电弧电压U_arc对限制故障电流起决定性作用，提高U_arc就可以减小整个线路中的I，从而利于熄灭电弧；由式(2) 可以看出, 提高电弧电压可以从提高极间压降和弧柱压降两个方面入手，采用一些措施来提高塑壳断路器的灭弧能力，比如尽可能增加栅片数量、提高触头开距、增加引弧片(利用引弧加快电弧的运动^[11])、提高触头打开速度^{[12, 14]}、采用窄缝灭弧以及采用产气材料降低电弧的温度从而提高电弧的电阻等。

由于目前塑壳断路器产品向着高分断、小型化、节能化发展，提高开距意味着产品触头系统尺寸增加，最终使产品体积增加，市场竞争力下降。而上述措施都会增加产品的体积，因此选择从灭弧室优化入手。

2 灭弧室优化设计方案 2.1 灭弧栅片与电弧电压的关系

电弧进入灭弧室过程中，金属栅片产生的感应磁场形成磁吹弧力，将电弧吸入灭弧室，电弧被金属栅片分割成若干小段，利用电弧的近阴极效应达到熄灭电弧的目的^[15]。

由电弧的极间总压降U_{极间总压降}=(n+1)(U_阳极压降+U_阴极压降)=(n+1)ΔU可见，增加灭弧栅片的数量可以提高极间总压降从而提升电弧电压，但灭弧栅片的增加受到灭弧室尺寸的限制。这里在保持灭弧片现有数量的基础上，对第1片及最后一片灭弧栅片的形状进行优化，第1片采用一个导向，最后一片减小沟槽的深度后形成一个挡片。如图 2所示，左边为改善后的第1片栅片，右边为改善后的最后一片栅片，中间为正常的栅片，利用第1片栅片的引导加上最后一片的阻隔，实现新的栅片排布，达到优化流场的目的，实现良好的切割电弧效果。

2.2 磁场强度与电弧的运动关系

对于电弧运动阶段，先不考虑气吹的驱动作用，电弧的运动速度就只取决于受到的磁场力和静止介质对它的阻力。这里可以将电弧看作一个从静止状态在短时间内加速到速度v的活塞运动，根据激波理论得到电弧的速度公式^[7]：

$ v={{C}_{0}}\frac{\left( 1-\gamma \right)\left( y-1 \right)}{\sqrt{\left( 1+\gamma \right)\left( y+\gamma \right)}} $

(3)

式中：C₀为音速；y为前后压力比值，y=P₁/P₀；γ=(z-1)/(z+1)，z为绝热系数，通常取1.4。

电弧的受力方程组为:

$ \left\{ \begin{align} &{{m}_{\text{a}}}\frac{{{\text{d}}^{2}}x}{\text{d}{{t}^{2}}}={{F}_{\text{mag}}}-{{F}_{\text{a}}} \\ &{{F}_{\text{mag}}}=BIL \\ &{{F}_{\text{a}}}={{P}_{\text{a}}}S=({{P}_{1}}-{{P}_{0}})S=\left( y-1 \right){{P}_{0}}d \\ \end{align} \right. $

(4)

式中：m_a为电弧质量；x为电弧行程；F_mag为电弧电磁力；F_a为空气阻力；B为磁通密度，T；I为电弧电流，A；L为电弧长度，m; d为电弧直径，m。

由于电弧质量很轻，因而忽略其惯性力，整合以上公式得到以下电弧的运动速度公式^[7]：

$ v={{C}_{0}}\frac{5\frac{BI}{{{P}_{0}}d}}{\sqrt{49+42\frac{BI}{{{P}_{0}}d}}} $

(5)

可见提高电弧受到的磁吹磁场强度可以加快电弧运动速度，于是提出如图 3所示的增加电机槽磁吹结构的灭弧盖，电机槽用5片叠加的方式相比一个整块的设计可以降低涡流，减小发热量。但是相比原本的设计，增加的磁场通过公式计算太过复杂，这些年随着虚拟样机在断路器产品上的应用，很多文献对其中的一些部件进行了仿真研究^[8-13]，因此可以借助ANSYS软件进一步分析比较电弧受到的磁力，为分析方便省略掉一些不相关零件。

图 4为动、静触头打开后电弧的受力示意图，为分析方便，设定一段电弧的长度，根据左手定则得到电弧受到的力指向灭弧室内。

有限元仿真的主要流程是：先进行静态电流传导分析，得到电流密度分布，然后以此为磁场分析激励源，求解磁通密度的分布，最后经后处理得到所需要的力。电流密度J满足式(6) 和式(7) 所示的边界条件^[13]：

$ \left\{ \begin{align} & \rm{rot}(\frac{1}{\sigma }\rm{rot}\mathit{\boldsymbol{T}})=0 \\ & \mathit{\boldsymbol{J}}=\rm{rot}\mathit{\boldsymbol{T}} \\ \end{align} \right. $

(6)

$ {{\oint }_{s}}~\mathit{\boldsymbol{T}}\cdot \rm{d}\mathit{\boldsymbol{l}}=I $

(7)

式中：σ为导体的电导率，其中电弧的电导率为银的10^-4；T为矢量电位；I为流过导体跟电弧总的电流。

电流密度J的分布确定后，根据磁通密度B和J之间的关系式(8)，即可得到B的分布^[16]。

$ \left\{ \begin{align} & \rm{rot}(\frac{1}{\mu }\rm{rot}\mathit{\boldsymbol{A}})=\mathit{\boldsymbol{J}} \\ & \mathit{\boldsymbol{B}}=\rm{rot}\mathit{\boldsymbol{A}} \\ \end{align} \right. $

(8)

式中：A为磁矢位；μ为磁导率。

另外在整个模型的周围还包围着空气，分析过程中还需要添加一定范围的空气区域，并在空气边界添加边界条件^[7]:A_(x，y，z)|=0;根据上述公式得到电流密度J和电弧进入灭弧室即朝y方向的磁感密度B_y的分布情况，如图 5所示，根据式(9)，通过软件分析计算得到电弧进入灭弧室所受的磁吹力。

$ \mathit{\boldsymbol{F}}=\int \mathit{\boldsymbol{J}}\times \mathit{\boldsymbol{B}}\rm{d}V $

(9)

根据以上仿真结果后处理得到磁吹力(本文所关心的是进入灭弧室即朝y方向的磁吹力F_y)比较结果如表 1所示，可见增加磁吹结构使电弧增加97 N的磁吹力。

2.3 气吹片与电弧电压的关系

弧柱中气体分子在高温作用下产生剧烈热运动，动能很大的中性质点互相碰撞时，将被游离而形成电子和正离子，这种现象称为热游离。弧柱导电就是靠热游离来维持的。如果降低弧柱的温度，它就不容易导通，阻值增加，弧柱压降U_l就会升高，电弧容易熄灭。2002年，日本的Tsukima等人首次提出了气吹(air-blast)的概念，采用气吹具有以下优点^[17]:

1) 气化产物中含有导热性能良好的氢气，能够对电弧起到冷却作用；

2) 绝缘材料受电弧侵蚀而产气，使灭弧室压力升高，可通过出气口形成高速气流来驱动电弧进入灭弧栅片；

3) 高速气流吹拂电弧等离子体束，同样有利于电弧冷却。

因此在当前模型的基础上又加入2片产气片。常用的3种产气材料的介质恢复强度如表 2所示^[17]。

从表 2可以看到产气材料PA66的初始介质强度不高，但它的时间常数小，即介质恢复速度快。同时相比其他两种材料，PA66的价格也更有优势，最终确定使用PA66，图 6所示为集合以上优化方案后的整体灭弧室结构。

3 灭弧室样机试验与结果优化

根据最后确定的优化方案，通过样机试验来检验该设计方案能否达到要求的分断指标。依据IEC标准60947-2—2013中的8.3.8.3测试条款^[18]对Ics(极限运行短路分断能力)的试验要求，将被试断路器完整安装在图 7(a)的支架上，在室温(25 ℃)与相对湿度为60%的试验房间内，将试品裸露于自由空气中，在415 V交流电压以及功率因数为0.25的条件下通入预期的短路试验电流，试验进行3次：1次O(分断)和2次CO(合闸后分断)，每次试验间隔3 min以上，发现分断结束后样品无损坏及不通。图 7(b)和7(c)分别为产品优化前后样机的第2次CO分断试验的示波图，包含三相峰值电流、短路故障电流能量以及电弧的燃弧时间等参数。从这些试验结果的参数可以看出：优化前产品只能承受50 kA故障电流，燃弧时间在5 ms左右，优化后产品可以通过70 kA故障电流，燃弧时间缩短到3 ms左右。

使用3台样机参与70 kA的分断试验，试验波形显示产品均通过试验，但之后拆解试品时发现其中2台出现灭弧室破裂的问题，如图 8所示。

分析试验结果可知，由于电弧进入灭弧室的时间短，栅片基座在故障电弧能量巨大的冲击力下，出现开裂。

根据试验情况，经分析认为短路电流增加导致电弧压力及能量增加，加之新方案是利用流场优化磁场以及增强气吹更快地将电弧吹入灭弧珊片，从而在灭弧室室内产生更高的电弧压力，对外壳的结构造成破坏。之后将栅片基座开裂位置的壁厚增加2 mm，如图 9(a)所示，利用有限元静力分析模块，对变更前后的外壳加载相同载荷，进行等效应力比较，结果如图 9(b)所示，分析结果显示新结构的强度提升了40.2%，改善明显。

样机再次装配后，最终顺利通过工程试验，产品分断能力由50 kA提升至70 kA。

4 结束语

通过对电弧开断过程的理论研究，确定电弧电压对限制故障电流起决定性作用，通过对提高电弧电压各种方式的探讨并借助ANSYS有限元分析软件对其中部分方案进行比较，得到最终的优化方案。结合样机试验结果进一步优化灭弧室的设计。通过理论研究、设计、有限元技术应用与样机试验并结合在这个改进项目中获得的实践经验，可以推广应用到后续的塑壳断路器其他方面的新品开发及改进设计。