三、實驗設計

3.1 實驗平臺與設備

為了獲得電弧能量、熔坑形貌以及仿真的初始參數，觀測觸頭在空氣電弧作用下的熔蝕形貌，本文搭建了電弧燒蝕實驗平臺。實驗樣機制備了8個直徑為6mm的圓柱形銅質觸頭，利用氣泵控制操縱機構進行開斷，利用示波器采集開斷過程中的電弧電壓、電弧電流以及開斷時間，通過電弧電壓和電弧電流得到電弧功率。

3.2 實驗流程

在觸頭燒蝕研究過程中，需要給觸頭施加電弧能量作為模型的初始能量。由于電弧在燃弧過程中具有較大的隨機性，需要通過實驗提取電弧能量，并獲取觸頭的燒蝕形貌作為仿真結果的參照。

實驗采用開斷電壓220V，開斷電流100A，對觸頭進行單次開斷實驗。在實驗開始之前，用角磨機對觸頭表面進行打磨拋光處理，除去表面雜質以及氧化物，然后用無水乙醇對觸頭表面進行清洗除去雜質。

實驗準備工作結束后進行開斷實驗，利用電源控制柜來控制實驗電路的啟停。選用LF311-S型磁平衡式電流傳感器和LV25-400型電壓傳感器，將采集后的電壓電流信號經傳感器處理后通過示波器采集電弧特性曲線，采用的示波器型號是RIGOL DS2302A。

3.3 實驗結果

開斷實驗后對所有觸頭進行SEM電鏡掃描。結果顯示，熔蝕的寬度基本分布在0.81~0.88mm范圍內。選取寬度為0.88mm的電流和電壓計算結果作為后續熔蝕仿真的熱源項，并將電鏡掃描圖作為實驗仿真對比的依據。

從結果可以看出，觸頭表面經電弧侵蝕后形成圓形熔坑，熔坑呈現邊緣凸起、內部凹陷的整體結構。開斷時間為5.2ms，觸頭的開距為7mm，開斷速度為1.35m/s，試驗溫度為室溫22~25℃。

由于氣流場、溫度場等多場耦合作用，電弧在熄滅過程中出現了重擊穿現象，熄弧過程中的弧壓和弧流出現了小幅波動。忽略高頻信號的干擾，積分可得燃弧期間的電弧功率。

四、結果與討論

4.1 氧氣參與下觸頭的熔蝕過程

4.1.1 小容量開斷下的觸頭熔蝕分析

當電弧施加給觸頭的能量達不到熔點時，由于觸頭的氧化現象，觸頭表面會形成氧化物，導致觸頭表面產生增益。在考慮氧化的情況下，電弧作用區始終處于固相氧化狀態。在輻照區內，由于電弧產生的溫度達不到銅的熔點，所以觸頭只發生固相氧化，氧化物厚度隨溫度升高而增加。由于觸頭溫度最大值集中在徑向中心位置（3mm處），氧化反應在溫度最大位置的速率最大。

在斷路器觸頭氧化初期（t=1ms時），銅的氧化還沒有達到最大值，氧化物的最大厚度為0.02mm。到t=2ms時，氧化物的最大厚度為0.052mm。在反應開始的前2ms內，氧化沒有達到閾值，氧化速度相對較快。到t=3ms時，氧化物的最大厚度為0.0568mm，t=4ms時為0.062mm，t=5ms時為0.063mm。

從氧化物形貌來看，在徑向溫度最大處氧化物厚度增加最快，其余位置溫度較低，氧化物增長相對緩慢，導致氧化物厚度增加不均勻，形成凸起。在0ms<t<2ms時，氧化反應的速率較大，氧化物形成較快。隨著時間增加到2ms<t<5ms范圍內，固相氧化速率是隨溫度變化的函數，當氧化反應達到閾值時，氧化反應速率減慢。因此，在一定的溫度和反應時間之后，表面會形成圓頂狀的凸起。

溫度在1~2ms之間增速最快，之后溫度增加緩慢，對應氧化物在該溫度范圍內增加速率最快。

4.1.2 大容量開斷下的觸頭熔蝕分析

當電弧施加給觸頭的能量可以達到觸頭的熔點時，氧化引起質量流量變化，導致觸頭表面固相增益和熔融金屬溶解氧后引起金屬表面張力、反沖壓力、剪切應力和馬蘭戈尼效應變化，這些因素共同引起觸頭熔蝕形貌的變化。質量流量和表面張力梯度對最終表面的熔蝕形貌都有重要影響。

（1）液滴噴濺角度

在電弧作用下，觸頭會發生熔化并產生金屬液滴。金屬液滴的噴濺速度和噴濺角度受到空氣中氧氣的影響。在不考慮氧氣作用的情況下，金屬液滴的噴濺角度為36.777°；在考慮氧氣作用的情況下，金屬液滴的噴濺角度為26.08°。二者對比，考慮氧氣時的噴濺角度減少了10.697°。

這一現象的機理如下：在電弧的作用下，觸頭表面溫度瞬間升高，金屬汽化產生高流速的金屬蒸氣向外噴射，形成了對液面的法向反沖壓力。反沖壓力向熔池內部施壓，迫使熔融金屬向外噴出。在無氧條件下，表面張力較大，此時的表面張力梯度主要受到溫度梯度的影響，并未受到氧氣的影響，因此馬蘭戈尼效應較弱。液滴的噴濺主要受到反沖壓力的影響，在表面張力和馬蘭戈尼效應的共同作用下，金屬液滴沿著熔坑壁噴出，噴濺角度更大。而且不考慮氧時熔融金屬表面張力大，液滴難以斷裂，液滴尺寸較大。

在考慮氧氣的條件下，表面張力梯度變大，馬蘭戈尼效應更加顯著。液滴的噴濺受到馬蘭戈尼效應的影響變大，流動方向更趨于水平化，因此金屬液滴的噴濺角度更小。此外，在氧氣的作用下，液態銅表面張力系數下降，導致液滴更容易分裂，從而在噴濺過程中液滴尺寸變小。

（2）液滴噴濺速度

在不考慮氧氣的觸頭熔蝕模型中，金屬液滴的噴濺速度為0.3~0.5m/s；在考慮氧氣的觸頭熔蝕模型中，金屬液滴的噴濺速度為0.5~0.7m/s。可見，考慮氧氣的情況下金屬液滴的噴濺速度明顯變大。

氧氣在熔融金屬中溶解造成表面張力系數降低，導致熔融金屬更容易流動和變形，從而液體層之間的速度差變大，即剪切速率提高。對比兩種情況下的剪切速率可以發現，考慮氧氣時的剪切速率大于不考慮氧氣時的剪切速率，且在出口處的剪切速率更大。由于剪切速率的提高直接增強了金屬液滴的噴濺速度和動能，導致噴濺更劇烈，金屬液滴噴濺速度加快。

（3）熔坑形貌

根據實驗數據，選擇電弧能量為3600W作為數值仿真的能量。數值模擬結果顯示，熔蝕寬度為0.953mm，與實驗結果近似相等，驗證了仿真的正確性。

在不考慮氧作用的觸頭熔蝕數值模擬中，熔坑最深處為3.732mm，燒蝕深度為0.268mm，熔坑寬度為0.82mm。考慮氧化導致觸頭增量以及溶解氧導致的熔體受力變化的觸頭熔蝕數值模擬中，熔蝕最深處為3.702mm，熔蝕深度為0.298mm，熔蝕寬度為0.953mm。二者對比發現，考慮氧氣對熔蝕作用下的熔坑形貌比不考慮氧氣作用下的熔坑形貌更深且更寬。

（4）氧化質量流與表面張力影響的分離分析

環境空氣對熔蝕的影響主要體現在兩個方面：一是氧化引起質量流量的變化，二是熔融金屬溶解氧引起表面張力的變化。為了分別探究這兩種因素的影響，本文分別建立了數值模型進行分析。

數值模擬氧化引起觸頭增益對觸頭熔蝕的影響顯示，該熔蝕考慮氧質量流入對觸頭表面的影響，熔坑最深處為3.776mm，燒蝕深度為0.224mm，熔坑寬度為0.804mm。而不考慮氧作用下的觸頭熔蝕中，熔坑最深處為3.732mm，燒蝕深度為0.268mm，熔坑寬度為0.82mm。對比可知，有氧氣參與時的熔蝕深度相比于沒有氧氣參與的熔蝕深度變淺了0.044mm。

對這一現象的解釋如下：在有氧氣參與的熔蝕模型中，反應初期溫度沒有達到熔點時，觸頭表面發生固相氧化反應，由于氧質量流的流入造成觸頭表面發生凸起。隨著時間的增長，當觸頭表面溫度達到熔點時，觸頭開始熔化并發生液相氧化過程。在液相氧化過程中，單位面積的質量增益上升非常輕微，因為熔坑表面的氧含量可以認為等于氧在熔融銅中的溶解度，熔坑內部的氧化速率受到氧化學擴散系數的限制，單位面積的質量增益增長速率非常小。因此，在觸頭熔蝕過程中，固相氧化相較于液相氧化對熔坑單位面積的質量增益效果更大，由此得出氧質量流入使觸頭熔坑變得更淺的結論。

考慮熔融金屬氧溶解度情況的模擬結果與未考慮氧的熔蝕形貌進行對比發現，在考慮了氧氣的溶解對熔池內流體受力的影響后，熔蝕形貌發生了較大變化。考慮氧溶解度時，熔蝕最深處為3.67mm，燒蝕深度為0.33mm，熔坑寬度為0.97mm。與不考慮氧的情況相比，熔坑深度變深了0.062mm，熔坑寬度變寬了0.133mm。

造成這一現象的原因在于：在熔蝕過程中，氧氣和溫度都會造成液態金屬表面張力的減小，并且表面張力系數隨著溫度的升高而逐漸降低。在氧氣的參與下，表面張力系數下降的速度更快，且值始終較小。

由于觸頭中心位置是能量的作用區域，溫度較兩邊相對較高，液態金屬的表面張力在中心處最小。在考慮氧氣的作用下，表面張力系數和空氣中的氧含量有關，而且觸頭表面形成液態氧化銅。由于氧化銅的形成速度在能量作用處最大，導致觸頭中心的液態金屬表面張力系數小于周圍區域的液態金屬張力系數。因此，熔池表面的熔融金屬在Marangoni效應的作用下從中心向邊緣流動，靠近熔蝕上邊界的流體有溢出熔池的趨勢，導致熔坑寬度變寬。

從徑向來看，在觸頭熔蝕過程中，熔融液體所受的表面張力合力方向指向液體上方。由于表面張力在氧氣的作用下變得更小，而熔融液體所受的重力方向和反沖壓力的方向一致向下，與張力合力的方向相反，因此導致在氧氣的參與下熔坑的深度變深。

綜合以上分析可以得出結論：當電弧能量超過熔點時，氧氣所導致表面張力系數的改變對熔蝕形貌的影響大于氧質量流流入所引起觸頭增益的影響。

4.2 電弧能量對觸頭熔蝕的影響

基于前期實驗發現，在不同開斷速度下，電弧具有不同的能量。本文將不同的電弧能量耦合到觸頭的氧化熔蝕模型中，對比分析在不同電弧能量下的觸頭熔蝕現象，并討論它們對觸頭熔蝕形貌的影響。

4.2.1 電弧能量為4500W時的情況

當電弧能量為4500W時，未考慮氧的熔蝕形貌顯示，熔坑最深處為3.514mm，燒蝕深度為0.486mm，熔坑寬度為1.025mm。考慮氧質量流流入的熔蝕形貌顯示，熔坑最深處為3.544mm，燒蝕深度為0.445mm，熔坑寬度為1.028mm。考慮熔體氧溶解度的熔蝕形貌顯示，熔坑最深處為3.47mm，燒蝕深度為0.53mm，熔坑寬度為1.069mm。

4.2.2 電弧能量為5400W時的情況

當電弧能量為5400W時，未考慮氧的熔蝕形貌顯示，熔坑最深處為3.366mm，燒蝕深度為0.634mm，熔坑寬度為1.125mm。考慮氧質量流流入的熔蝕形貌顯示，熔坑最深處為3.388mm，燒蝕深度為0.612mm，熔坑寬度為1.121mm。考慮熔體氧溶解度的熔蝕形貌顯示，熔坑最深處為3.37mm，燒蝕深度為0.63mm，熔坑寬度為1.16mm。

4.2.3 不同能量下的對比分析

在3600W能量下，考慮氧質量流流入的剖面圖比未考慮氧的剖面圖深度淺0.044mm，考慮熔體氧溶解度的熔蝕剖面圖比未考慮氧的模型深了0.062mm，而考慮氧質量流流入的燒蝕寬度比未考慮氧的熔坑窄0.016mm，可以認為大致相等。

在4500W能量下，氧質量流流入的剖面圖比未考慮氧的模型中心截面圖淺0.03mm，考慮熔體氧溶解度的熔蝕剖面圖比未考慮氧的模型深了0.044mm，燒蝕寬度的差值為0.003mm。

在5400W能量下，氧質量流流入的剖面圖比未考慮氧的模型剖面圖淺0.018mm，考慮熔體氧溶解度的熔蝕剖面圖比未考慮氧的模型深了0.004mm，二者之間的變化可以忽略不計，燒蝕寬度差值為0.004mm。

隨著電弧能量的逐漸增大，考慮熔體氧溶解度的剖面圖和未考慮氧的模型剖面圖逐漸接近，二者熔蝕深度幾乎一致。換言之，在提高電弧能量的情況下，熔融液體受張力對于熔蝕形貌的影響逐漸減小。

造成這一現象的主要原因在于：表面張力系數隨著溫度的增加逐漸減小，此時熔蝕的深度主要由反沖壓力和重力決定。因此，氧氣引起表面張力變化對熔蝕形貌的影響變小，熔坑深度之間的差距逐漸變小。這就是未考慮氧的模型熔蝕剖面圖和氧溶解度熔蝕剖面圖形貌幾乎一致的原因。

而氧質量流流入的剖面圖和未考慮氧的模型剖面圖相差越來越小的主要原因是：隨著電弧能量的提高，觸頭溫度達到熔點的時間逐漸加快，導致固相氧化時間減少，質量增益減小。

五、結論

本文通過建立空氣環境下銅基觸頭熔蝕的二維瞬態模型，系統研究了氧氣對直流空氣斷路器銅基觸頭電弧侵蝕的影響機制，得出以下主要結論：

第一，在開斷電弧容量較低、電弧對觸頭施加的能量未達到觸頭熔點時，觸頭發生氧化現象。氧質量流流入的速率與溫度密切相關，在1~2ms之間溫度變化最快，氧化反應速率最大。隨著時間的增加，氧化反應達到閾值后速度減慢，最終在觸頭表面形成"圓頂"結構。

第二，當電弧能量超過觸頭熔點時，氧氣對熔蝕的影響體現在兩個方面：一方面，氧質量流流入導致觸頭表面產生固相增益，使熔坑變淺；另一方面，熔融金屬溶解氧引起表面張力系數變小，使熔坑變深變寬。兩者綜合作用下，氧氣所導致表面張力系數的改變對熔蝕形貌的影響大于氧質量流流入所引起觸頭增益的影響。

第三，在氧氣的參與下，熔體的表面張力系數變小，熔融金屬在Marangoni效應的作用下從中心向邊緣流動，導致熔坑寬度變寬。同時，由于表面張力的減小和重力的共同作用，熔蝕深度加深。金屬液滴的噴濺角度和噴濺量減少，但噴濺速度和金屬液滴的剪切速率有所提高。

第四，在電弧能量逐漸提升時，考慮氧質量流流入的熔蝕深度、未考慮氧的熔蝕深度與考慮氧溶解度的熔蝕深度之間的差距逐漸變小。在開斷大電弧能量時，觸頭經歷固相氧化的時間減少，液相氧化時間相對增多，而液相氧化對觸頭增益效果甚微。由于在熔蝕過程中氧氣對固相的影響比液相的影響大，隨著開斷電弧能量的提高，無論是否考慮氧氣的影響，熔融金屬的表面張力系數逐漸變小，此時的熔蝕形貌主要由反沖壓力和重力決定。