摘"要：為了探究直流接觸器產(chǎn)品開斷過程中電弧重?fù)舸┑奈锢頇C理，在考慮非均勻磁場分布的情況下建立磁流體動力學(xué)（MHD）模型，發(fā)現(xiàn)不同銅蒸氣濃度下的2種電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象，即柵片間電弧重?fù)舸┖陀|頭間電弧重?fù)舸Ｓ|頭間電弧重?fù)舸@著增加電弧燃弧時間，在實際應(yīng)用中應(yīng)盡量避免。電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象的發(fā)生與滅弧室內(nèi)的氣流漩渦和動靜觸頭間的氣體流速差有關(guān)。研究結(jié)果可為直流接觸器滅弧室的設(shè)計提供理論指導(dǎo)和定量數(shù)據(jù)參考。

關(guān)鍵詞： 直流接觸器; 柵片; 電弧重?fù)舸? 銅蒸氣; 磁場

中圖分類號： TM572.1

文獻標(biāo)志碼： A

文章編號： 2095-8188（2024）08-0027-07

DOI：10.16628/j.cnki.2095-8188.2024.08.004

Research on Arc Re-strike Phenomenon and Cause During DC Contactor with Splitter Plates Breaking

ZHAO Yifan，"LI Jing，"PENG Shidong

［1.State Grid Lanzhou New Area Power Supply Company， Lanzhou 730300，China;

2.Key Lab of Special Electric Machine and High Voltage Apparatus（School of Electrical Engineering，Shenyang University of Technology），Shenyang 110870，China］

Abstract：

To investigate the physical mechanism of arc re-strike during DC contactor breaking，a magnetohydrodynanmic（MHD） model is established considering the inhomogeneous magnetic field distribution，and two kinds of arc re-strike phenomena were found under different copper vapor concentrations，including arc re-strike between splitter plates and arc re-strike between contacts.Arc re-strike between contacts will increase the arc duration significantly，so it should be avoided in the practical applications.The arc re-strike is related to the airflow vortex in the extinguishing chamber and the difference of gas velocity between the dynamic and static contacts.This study can provide the theoretical guidance and the quantitative data reference for the design of DC contactor.

Key words：

DC contactor; splitter plates; arc re-strike; copper vapor; magnetic field

0"引"言

隨著電力系統(tǒng)和自動化設(shè)備的日益復(fù)雜化，直流接觸器在諸多領(lǐng)域中的應(yīng)用越來越廣泛［1］。從新能源汽車、電力機車到航空航天和通信系統(tǒng)，直流接觸器的性能直接關(guān)系到整個系統(tǒng)的穩(wěn)定與安全［2］。然而，在直流接觸器分?jǐn)嚯娐返倪^程中，觸頭間電弧的產(chǎn)生和熄滅往往伴隨著電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象。這不僅影響接觸器的電氣壽命，而且可能對周圍設(shè)備造成干擾或損壞。因此，深入研究直流接觸器電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象，對于提升接觸器性能、優(yōu)化電力系統(tǒng)設(shè)計具有重要的理論和實踐意義。

電弧重?fù)舸┦侵冈谥绷鹘佑|器觸頭分離后，電弧熄滅的瞬間又重新建立導(dǎo)電通道的過程［3］。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的機理復(fù)雜，涉及電磁場、氣體動力學(xué)、熱力學(xué)以及材料科學(xué)等多個學(xué)科的交叉［4］。在電弧熄滅的瞬間，觸頭間的氣體介質(zhì)未能及時恢復(fù)絕緣強度，而電路中的殘余電壓和恢復(fù)電壓可能超過介質(zhì)的耐受能力，從而導(dǎo)致電弧重新點燃。電弧重?fù)舸┑念l繁發(fā)生會加速觸頭材料的侵蝕和磨損，縮短開關(guān)電器的使用壽命［5-6］。

針對電弧重?fù)舸﹩栴}，國內(nèi)外學(xué)者進行了大量研究，取得了豐富的研究成果。從電弧的物理特性出發(fā)，研究者們探討了電弧的電壓電流特性、能量平衡以及電弧與觸頭材料的相互作用機制［7］。在此基礎(chǔ)上，文獻［8］進一步分析了電路參數(shù)、觸頭結(jié)構(gòu)、環(huán)境因素對電弧重?fù)舸┻^程的影響。楊茜等［9］研究了磁場與滅弧室出氣口面積對重?fù)舸┑挠绊?，發(fā)現(xiàn)磁場強度為10 mT時，出口面積分別為20%、60%和100%的 3種情況下，電弧均可以順利到達柵片，且整個電弧運動過程中沒有重?fù)舸┈F(xiàn)象發(fā)生。鐘建英等［10］研究了充有熱態(tài)SF6/N2混合氣體的高壓斷路器中電弧的重?fù)舸┨匦裕Y(jié)果表明增大氣體壓強可以加速離子的復(fù)合過程，同時能夠提高折合擊穿場強（E/N）cr。文獻［11］對低壓斷路器中的重?fù)舸┈F(xiàn)象進行了實驗觀測和數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)器壁的蒸發(fā)產(chǎn)氣對電弧重?fù)舸┨匦杂酗@著影響，但研究并未給出器壁產(chǎn)氣與重?fù)舸┑亩筷P(guān)系。由于電弧重?fù)舸┚哂须S機性和復(fù)雜性，目前仍存在許多未解決的問題和爭議，需要進一步的研究和探討。

本研究通過理論分析和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，深入探討不同銅蒸氣濃度下直流接觸器電弧重?fù)舸┑漠a(chǎn)生機理。通過對電弧重?fù)舸┻^程的精細(xì)模擬，揭示不同銅蒸氣濃度下產(chǎn)生的不同類型電弧重?fù)舸┑陌l(fā)生機理，為直流接觸器產(chǎn)品的優(yōu)化設(shè)計和性能提升提供理論依據(jù)和技術(shù)支持。

1"仿真數(shù)值模型

1.1"幾何模型

本文研究對象為某直流空氣接觸器真實產(chǎn)品。仿真幾何模型如圖1所示。產(chǎn)品滅弧室的尺寸為長40 mm、高100 mm，該產(chǎn)品包含8個銅質(zhì)

柵片，柵片編號從上至下依次為1#～8#，靜觸頭為陽極，動觸頭為陰極。在仿真過程中，采用移動網(wǎng)格技術(shù)模擬動觸頭的運動。為了準(zhǔn)確模擬滅弧室中電弧在實際磁場影響下的燃弧過程，本研究根據(jù)實際產(chǎn)品中永磁體在滅弧室內(nèi)的磁場分布情況，將滅弧室柵片區(qū)域與觸頭區(qū)域的磁場強度設(shè)置為50 mT，滅弧室入口區(qū)域的磁場強度設(shè)置為80 mT，如圖1中標(biāo)注。

1.2"基本假設(shè)與控制方程

為了在保證求解精度的情況下提高仿真的收斂性，在合理減少計算量的前提下，本研究提出如下假設(shè)。

（1） 忽略液橋過程與液橋斷裂后觸頭微間隙的輝光放電到電弧放電的轉(zhuǎn)換過程，假設(shè)電弧等離子體在仿真開始時刻已經(jīng)在極小開距的觸頭之間產(chǎn)生［12］。

（2） 電弧弧柱區(qū)近似處理為局部熱力學(xué)平衡狀態(tài)，即Te=Ti，其中Te為電子溫度、Ti為離子溫度［13］。

（3） 由于該型號直流接觸器滅弧室體積小，電弧燃弧期間滅弧室內(nèi)的氣體流動可以處理為層流問題［14］。

（4） 電弧等離子體的熱導(dǎo)率、電導(dǎo)率、黏度、比熱容以及質(zhì)量密度處理為僅與氣體壓強、氣體溫度相關(guān)的函數(shù)［15］。

基于以上基本假設(shè)，本研究建立了直流接觸器滅弧室的二維磁流體動力學(xué)（MHD）模型。MHD模型包含質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程和電磁場控制方程。

質(zhì)量守恒方程為

ρSymbolQC@·（v）=0（1）式中：

ρ——質(zhì)量密度;

v——流體速度。

動量守恒方程為

ρvt+v·SymbolQC@v=SymbolQC@·［－pI+μ（SymbolQC@v+（SymbolQC@v）T］+F+ρg（2）

F=J×B（3）

式中："t——時間;

p——壓強;

I——單位矩陣;

μ——動力黏度;

F——洛倫茲力;

g——重力加速度;

J——電流密度;

B——磁場強度。

能量守恒方程為

ρCpTt+v·SymbolQC@T－SymbolQC@·（kSymbolQC@T）=Q（4）

Q=T5kBT2e（SymbolQC@T·J）+E·J－Qr（5）

式中："Cp——恒壓比熱;

T——熱力學(xué)溫度;

k——熱導(dǎo)率;

Q——等離子體熱源;

kB——玻耳茲曼常數(shù);

e——電子電荷;

E——電場強度;

Qr——總體積輻射系數(shù)。

電磁場控制方程為

SymbolQC@·（－σSymbolQC@φ）=0

E=－SymbolQC@φ－At

J=σESymbolQC@×A=BSymbolQC@2A=－μ0J（6）

式中："σ——電導(dǎo)率;

φ——標(biāo)量電位;

A——矢量磁位;

μ0——空氣的磁導(dǎo)率。

1.3"邊界條件

陰極表面被電弧陰極鞘層包圍，存在復(fù)雜的電流傳遞與能量交換過程［16］。本研究考慮電子從陰極發(fā)射帶走熱量與正離子被陰極吸收釋放熱量2個過程，給出陰極的熱邊界條件為

－n·（－λSymbolQC@T）=－Jelecφc+JionUion"（7）

Jion=J·n－Jelec（8）

Jeec=JR（T）（9）

JR（T）=ART2exp－eφeffkBT（10）

式中："n——單位法向量;

λ——熱導(dǎo)率;

Jelec——電子電流密度;

φc——陰極材料表面功函數(shù);

Jion——離子電流密度;

Uion——等離子體電離電位;

JR（T）——熱電子發(fā)射電流密度;

AR——Richardson常數(shù);

φeff——電極表面有效逸出功。

陽極表面被電弧陽極鞘層包圍，陽極作為電子的接受極，通常只考慮電子加熱［17］，陽極的熱邊界條件為

－n·（－λSymbolQC@T）=J·nφa（11）

式中："φa——陽極材料表面功函數(shù)。

本研究設(shè)置的初始溫度為直流接觸器工作過程中的實際環(huán)境溫度295 K，滅弧室與大氣相通，因此設(shè)置初始壓強為一個大氣壓（1.01×106 Pa），陽極電壓為直流接觸器的額定工作電壓440 V，動觸頭和下跑弧道作為陰極，在仿真中設(shè)置為接地。電弧燃弧時間遠小于滅弧室器壁傳熱的弛豫時間，因此滅弧室器壁外表面設(shè)置為絕熱邊界。在本研究的數(shù)值求解中，需要盡可能減小流體邊界對流場的影響，因此滅弧室器壁內(nèi)表面設(shè)置為無滑移邊界，即滅弧室器壁內(nèi)表面邊界處速度法向分量和切向分量均為0。

2"結(jié)果與分析

2.1"柵片開斷電弧中的兩類重?fù)舸┈F(xiàn)象

本研究對滅弧室內(nèi)含5%銅蒸氣和10%銅蒸氣介質(zhì)下的電弧燃弧過程進行了仿真。

滅弧室內(nèi)含5%銅蒸氣的電弧燃弧過程中溫度分布云圖如圖2所示。

1 ms時刻，電弧在動、靜觸頭的偏左側(cè)位置產(chǎn)生，表明在電弧產(chǎn)生之前，該處電場強度值為兩觸頭之間最大，因此該處的觸頭間隙被擊穿，電弧產(chǎn)生。1 ms后，隨著動觸頭向下運動，電弧被拉長，在永磁體產(chǎn)生的吹弧磁場的作用下，3 ms時刻電弧向滅弧室內(nèi)彎曲。5 ms時刻，位于動觸頭上的陰極弧根抵達動觸頭下邊緣，電弧高溫氣體抵達下跑弧道，下跑弧道溫度逐漸升高，使得下跑

弧道的電子發(fā)射逐漸增強，為電弧陰極弧根從觸頭向下跑弧道轉(zhuǎn)移打下基礎(chǔ)。6.4 ms時刻，電弧彎曲的弧柱部分開始被柵片切割，此時3#和4#柵片之間已有電弧進入，因此3#和4#柵片表面形成近極壓降。然而6.9 ms時刻，3#和4#柵片右側(cè)電弧發(fā)生了重?fù)舸?#和4#柵片間被切割的電弧由于重?fù)舸┑陌l(fā)生逐漸消失，6.9 ms后電弧重新開始進入柵片而后被柵片切割。8 ms時刻，電弧被柵片充分切割，電弧溫度也開始下降。由圖2可知，在含5%銅蒸氣滅弧室內(nèi)的電弧燃弧過程中重?fù)舸┌l(fā)生在柵片之間，因此可稱該類型的重?fù)舸闁牌g電弧重?fù)舸?。該類重?fù)舸┌l(fā)生時表現(xiàn)為被柵片切割的電弧退出柵片后再次被柵片切割，與電弧反向運動或電弧跳躍類似，由于柵片間電弧重?fù)舸┌l(fā)生時，電弧2次被柵片切割，所以在一定程度上增加了電弧燃弧時間。

柵片間電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象發(fā)生過程中，5%銅蒸氣濃度下滅弧室內(nèi)電弧電壓、電弧電流、電弧功率隨時間的變化如圖3所示。在柵片間電弧重?fù)舸┌l(fā)生前，電弧電流緩慢下降，電弧電壓緩慢上升。6.5 ms時刻，電弧電流由下降趨勢轉(zhuǎn)為上升趨勢，電弧電流出現(xiàn)回調(diào)，此次電弧電流回調(diào)前的電流最小值為206.12 A，同時電弧電壓由上升趨勢轉(zhuǎn)為下降趨勢，此次電弧電壓回調(diào)前的電弧電壓最大值為233.88 V。因此可以得出，5%銅蒸氣濃度下滅弧室內(nèi)電弧燃弧過程中柵片間電弧重?fù)舸┑陌l(fā)生時刻為6.5 ms。在重?fù)舸┌l(fā)生后，電弧電壓先下降后上升，電弧電流先上升后下降。當(dāng)電弧電流下降到重?fù)舸┌l(fā)生前的前低點時，電弧電壓幾乎同時上升到重?fù)舸┌l(fā)生前的前高點，該時刻為7.5 ms，表明柵片間電弧重?fù)舸┰?.5 ms時刻結(jié)束。在柵片間電弧重?fù)舸┙Y(jié)束后，電弧電

壓經(jīng)過約1.6 ms的快速拉升，在9.1 ms時刻達到電源電壓，同時電弧電流降至0，表明電弧在9.1 ms時刻熄滅。在電弧的整個燃弧過程中，電弧功率先緩慢上升后快速下降，在電弧重?fù)舸┌l(fā)生過程中，電弧功率幾乎平穩(wěn)。

滅弧室內(nèi)含10%銅蒸氣的電弧燃弧過程中溫度分布云圖如圖4所示。

1 ms時刻，電弧在動、靜觸頭的偏左側(cè)位置產(chǎn)生。1 ms后，隨著動觸頭向下運動，電弧被拉長，但電弧弧柱的彎曲程度并不大，3 ms時刻電弧高溫氣體向下跑弧道擴散，但尚未接觸下跑弧道。5 ms時刻，電弧弧柱區(qū)即將抵達柵片，但電弧高溫氣體始終未抵達下跑弧道，下跑弧道沒有得到電弧的充分加熱，因此電弧難以在下跑弧道上產(chǎn)生新的弧根，電弧從觸頭向下跑弧道的轉(zhuǎn)移難以完成。7 ms時刻，電弧彎曲的弧柱部分已被柵片充分切割，此時3#和4#柵片之間的電弧已經(jīng)進入柵片足夠的距離，其在柵片表面產(chǎn)生了近極壓降。然而8.8 ms時刻，動觸頭與靜觸頭間發(fā)生電弧重?fù)舸S后重?fù)舸┊a(chǎn)生的二次電弧重復(fù)一次電弧向滅弧室運動的過程。由圖4可知，在含10%銅蒸氣滅弧室內(nèi)的電弧燃弧過程中重?fù)舸┌l(fā)生在觸頭之間，因此可稱該類型的重?fù)舸橛|頭間電弧重?fù)舸?。該類重?fù)舸┌l(fā)生時表現(xiàn)為電弧進入柵片后，動靜觸頭間出現(xiàn)明顯的電弧高溫放電通道，動靜觸頭間通過介質(zhì)擊穿的方式產(chǎn)生二次電弧放電，由于觸頭間電弧的重?fù)舸┌l(fā)生時，電弧存在2次進入柵片被柵片切割過程，故電弧的燃弧時間顯著增加。

觸頭間電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象發(fā)生過程中，10%銅蒸氣濃度下滅弧室內(nèi)電弧電壓、電弧電流、電弧功率隨時間的變化如圖5所示。

在觸頭間電弧重?fù)舸┌l(fā)生前，電弧電流先緩慢下降后快速下降，電弧電壓先緩慢上升后快速上升。電弧電流的緩慢下降對應(yīng)于電弧從觸頭運動到即將被柵片切割位置，該過程中電弧長度逐漸增加，電弧弧柱電壓逐漸增大，從而電弧電流緩慢下降。電弧電流的快速下降對應(yīng)于電弧弧柱被柵片切割階段，該階段被柵片切割的電弧在柵片附近產(chǎn)生了近極壓降，其對電弧電壓提升的效果比電弧拉長對電弧電壓提升的效果明顯，因此在電弧被柵片切割后電弧電壓快速上升，電弧電流快速下降。8.2 ms時刻，電弧電流由下降趨勢轉(zhuǎn)為上升趨勢，電弧電流出現(xiàn)回調(diào)，此次電弧電流回調(diào)前的電流最小值為87.93 A，同時電弧電壓由上升趨勢轉(zhuǎn)為下降趨勢，此次電弧電壓回調(diào)前的電弧電壓最大值為352.07 V。因此可以得出，10%銅蒸氣濃度下滅弧室內(nèi)電弧燃弧過程中觸頭間電弧重?fù)舸┑陌l(fā)生時刻為8.2 ms。在重?fù)舸┌l(fā)生后，電弧電壓先下降后上升，電弧電流先上升后下降。一般認(rèn)為當(dāng)電弧電流下降到重?fù)舸┌l(fā)生前的前低點時重?fù)舸┙Y(jié)束，但10 ms時刻，電弧電流并未再次下降到重?fù)舸┌l(fā)生前的前低點87.93 A，表明10 ms時刻重?fù)舸┥形唇Y(jié)束，觸頭間電弧重?fù)舸┌l(fā)生后電弧的燃弧時間＞10 ms，說明觸頭間發(fā)生的電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象對直流接觸器的滅弧性能影響較大。

2.2"重?fù)舸┈F(xiàn)象的成因

重?fù)舸┮话惆l(fā)生在電場強度較大處（場擊穿）或氣體溫度較高處（熱擊穿），而影響電場和溫度分布的物理量主要是滅弧室內(nèi)的氣流場和電磁力。不同銅蒸氣濃度下重?fù)舸┌l(fā)生時刻滅弧室內(nèi)氣流場分布如圖6所示。

由圖6（a）可知，5%銅蒸氣濃度下重?fù)舸┌l(fā)生時刻，動、靜觸頭之間和動觸頭左側(cè)氣體流速最快，其中動、靜觸頭之間的氣體流速接近70 m/s，在陽極跑弧道左側(cè)和動觸頭左側(cè)分別存在1個較大的氣流漩渦，其中對重?fù)舸┯绊戄^大的是動觸頭左側(cè)的氣流漩渦，該氣流漩渦內(nèi)部氣體壓強小，因此3#和4#柵片之間的一部分高溫氣體會被靜觸頭左側(cè)的氣流漩渦吸引，發(fā)生氣流反向現(xiàn)象，從而導(dǎo)致柵片間電弧重?fù)舸?。由圖6（b）可知，10%銅蒸氣濃度下重?fù)舸┌l(fā)生時刻，氣流場存在環(huán)繞動觸頭一圈的氣流回路，該氣流回路將動觸頭左側(cè)的高溫氣體攜帶到動觸頭下側(cè)和動觸頭后側(cè)，因此提高了動、靜觸頭之間的氣體溫度，同一氣體壓強下，空氣的電導(dǎo)率隨溫度的升高而增大，動、靜觸頭間溫度的升高導(dǎo)致介質(zhì)的絕緣強度降低。同時，該情況下動、靜觸頭間的氣體流動速度分布不均勻，靠近陽極側(cè)的氣體流速接近70 m/s，而靠近陰極側(cè)的氣體流速不足20 m/s，小空間范圍內(nèi)的氣體流速差易造成電場畸變，因此該情況下發(fā)生了觸頭間電弧重?fù)舸?/p>

不同銅蒸氣濃度下重?fù)舸┌l(fā)生時刻滅弧室內(nèi)電流密度分布如圖7所示。5%銅蒸氣濃度下，柵片間電弧重?fù)舸┌l(fā)生時刻，電弧弧柱中心區(qū)域電流

密度在106 A/m2的數(shù)量級［圖7（a）］，電磁力的方向指向電弧運動方向，在該電磁力的作用下，重?fù)舸┖蟮碾娀『芸煸俅芜M入柵片，因此該情況下電弧能夠在9.1 ms時刻熄滅。10%銅蒸氣濃度下，電弧重?fù)舸┌l(fā)生在觸頭之間，重?fù)舸┊a(chǎn)生的二次電弧弧柱區(qū)較寬，二次電弧弧柱中心電流密度也在106A/m2的數(shù)量級［圖7（b）］，雖然二次電弧產(chǎn)生后電磁力的方向也是指向電弧運動方向，但重?fù)舸┌l(fā)生的位置距離柵片較遠，重?fù)舸┊a(chǎn)生的二次電弧在觸頭間的重?fù)舸┌l(fā)生后還需要一定時間才能進入柵片，因此該情況下，在10 ms時刻電弧尚未熄滅。

為了評估不同銅蒸氣濃度下的電弧重?fù)舸υ撔吞栔绷鹘佑|器開斷時間的影響，本研究進行了滅弧室內(nèi)含10%～90%濃度銅蒸氣的電弧開斷仿真。不同銅蒸氣濃度下電弧燃弧時間如圖8所示。在仿真中發(fā)現(xiàn)，柵片間電弧重?fù)舸﹥H在5%

銅蒸氣濃度下發(fā)生，當(dāng)銅蒸氣濃度≥10%時，均有觸頭間電弧重?fù)舸┌l(fā)生?？傮w上，銅蒸氣濃度越高，重?fù)舸┈F(xiàn)象越嚴(yán)重，電弧燃弧時間越長。此外，重?fù)舸g觸頭和柵片，從而導(dǎo)致更多的銅蒸氣進入滅弧室，更不利于電弧的熄滅，因此從開斷的角度考慮，應(yīng)合理設(shè)置出氣孔或合理使用外磁場與產(chǎn)氣材料的配合降低滅弧室內(nèi)的銅蒸氣濃度。這樣可以縮短燃弧時間，實現(xiàn)快速開斷。

3"結(jié)"語

本文在考慮非均勻磁場分布的情況下建立了MHD模型，對不同銅蒸氣濃度下的電弧重?fù)舸┻M行了分類，解釋了不同類型重?fù)舸┈F(xiàn)象發(fā)生的物理機理，最后研究了不同銅蒸氣濃度下的重?fù)舸﹂_斷的影響，得出如下結(jié)論：

（1） 該類型接觸器產(chǎn)品開斷電弧過程中存在2種不同類型的重?fù)舸┈F(xiàn)象，即柵片間電弧重?fù)舸┡c觸頭間電弧重?fù)舸瑬牌g電弧重?fù)舸┌l(fā)生時對電弧燃弧時間的影響不大，而觸頭間電弧重?fù)舸┑陌l(fā)生會顯著增加電弧燃弧時間。

（2） 5%銅蒸氣濃度下發(fā)生的柵片間電弧重?fù)舸┲饕挽o觸頭左側(cè)形成的氣流漩渦有關(guān)，而10%銅蒸氣濃度下發(fā)生的觸頭間電弧重?fù)舸┲饕挽o觸頭周圍的氣流流通回路以及動靜觸頭之間氣體流速分布不均有關(guān)。

（3） 柵片間電弧重?fù)舸﹥H在滅弧室內(nèi)銅蒸氣濃度為5%的情況下發(fā)生，當(dāng)滅弧室內(nèi)銅蒸氣濃度≥10%時，總是發(fā)生觸頭間電弧重?fù)舸┈F(xiàn)象。

（4） 在總體趨勢上，銅蒸氣濃度越高，重?fù)舸┈F(xiàn)象越嚴(yán)重，燃弧時間越長。在實際產(chǎn)品設(shè)計中，可以通過氣流場調(diào)控或使用永磁體吹弧裝置與產(chǎn)氣材料的配合降低滅弧室內(nèi)的銅蒸氣濃度，從而實現(xiàn)快速開斷的目的。

【參 考 文 獻】

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收稿日期： 20240418