0 引言
基于强迫换流原理的混合型直流断路器采用在机械开关两端并联电流转移支路，当机械开关打开燃弧时，通过触发转移支路产生反向电流与开关电流叠加，使开关电流迅速减小过零，熄灭电弧。这种直流断路器具有开断能力强、限流效果好的优点，配合高速斥力真空开关可分断高上升率的短路电流，成为近年来电器领域研究的热点[1-5]。
在分断高上升率的短路电流的场合（如舰船直流电力系统的短路电流初始上升率可达20A/μs），为获取较好的限流性能，需要在开关的触头处于短间隙下迅速制造电流的过零点，然后耐受瞬态开断电压，这对触头的介质恢复能力提出了严苛的要求。海军工程大学针对舰船直流电力系统快速保护的需求设计了一种新型强迫换流原理的混合型真空限流断路器[6]，采用电磁斥力驱动的高速真空开关，通过在触头两端反并续流二极管，让开关电弧熄灭时二极管导通续流，将触头承受过电压的时刻后移。由于在续流二极管导通的这段时间内触头两端电压很低，真空介质得以快速恢复，由此，提高了分断成功率。而真空触头在运动短间隙下的介质强度恢复特性，是制定该型断路器分断策略和优化换流参数的重要参考依据。
Rich等研究了银触头真空灭弧室的强迫分断特性[7]，采用过零后金属蒸汽的衰减理论来分析触头处于固定开距下分断的介质恢复情况。文献[8]研究了直流开断过程中触头开距、燃弧时间及电流过零下降率对真空开关固有介质强度恢复的影响，文中电流过零时触头最小的开距为2mm，最短燃弧时间为1ms。日本东芝公司采用纵磁真空灭弧室，就电流下降率、燃弧时间长短等因素对真空间隙介质恢复特性的影响进行了大量的试验研究[9]，试验结果显示，在小间隙下触头的分断性能降低。文献[10]研究了AgWC触头在小电流小间隙下的分断特性，指出临界击穿电压的大小受燃弧时间的影响比电压加载时刻的影响要大。文献[11]研究了强迫分断3～5kA电流时，电流下降率di/dt对真空限流断路器在小间隙下分断的性能影响，试验结果表明，当di/dt＞90A/μs时，电弧不能熄灭。文献[12-14]设计了新型强迫换流型真空限流断路器的等效介质恢复试验，并研究了其在运动小间隙下的介质强度恢复特性。文献[12]通过利用推导的理论公式对试验结果进行了参数拟合，得到了触头介质强度动态恢复的规律， 文献中指出，减小燃弧能量、提高触头运动速度可提高介质恢复速度，然而试验分断电流较小，在2kA左右。文献[13]开展了小开距下的介质恢复试验并进行了短路分断试验，其试验分断电流在5kA左右。文献[14]根据介质恢复试验的结果设计了1kV/400A限流断路器样机。文献[15]研究了燃弧时间为1～3.5ms、强迫分断直流2～5kA时，不同燃弧时间对新型混合型真空限流断路器分断特性的影响。综上可见，目前的研究成果主要是针对触头开距较大的工况，不能指导触头短间隙下的分断工况；针对短间隙工况下的研究中的介质恢复试验电流较小，不能指导在大电流短间隙下分断的情况。
本文搭建了合成试验平台，在燃弧电流为直流20kA、燃弧时间为0～360μs、触头电流下降率为220A/μs的条件下研究了不同燃弧时间下新型混合型真空限流断路器的介质强度恢复特性，得到了燃弧时间对于介质强度恢复特性的影响规律。所得规律和结论可用于指导真空限流断路器换流参数的优化设计和分断策略的制定。
1 新型强迫换流原理的混合型真空限流断路器工作原理
新型强迫换流原理的混合型真空限流断路器结构如图1所示，主要由高速真空开关VI、强迫换流支路、续流二极管VD以及压敏电阻MOV等组成。
图1 新型混合型真空限流断路器拓扑
Fig.1 Scheme of new hybrid vacuum current limiting circuit breaker
正常通流时，VI和DS都处于闭合状态，电流从开关上流过，强迫换流支路的晶闸管VT处于截止状态，电容C预储能。
其分断短路电流的工作原理如图2所示，其中，iVI为开关电流，iC为反向关断电流，iD为续流二极管支路电流，im为主回路电流，iMOV为MOV支路电流，U为VI两端电压。当t1时刻传感器检测到故障发生时，控制器立即给高速真空开关VI发送分闸信号，在经历一段机械延时后，触头开始分离燃弧；待触头达到分断的最佳开距或延迟一段时间，t2时刻导通换流支路晶闸管VT，预先储能的电容C放电，发出反向关断电流，强迫触头电流向换流支路转移（换流电流一部分可能会被分流从VD支路上流过，分流比例与并联支路间阻抗参数有关）；t3时刻触头电流过零，此时续流二极管VD导通，换流电流大于主回路电流的部分会流过VD的支路，此时真空灭弧室两端的电压很低，真空介质迅速恢复；当换流电流再次等于主回路电流时，流过VD的电流下降到零，t4时刻VD截止，开关两端开始出现正向电压；开关两端电压逐渐上升，t5时刻开关两端电压大于MOV的动作电压，MOV开始导通吸收能量，主回路电流开始向MOV支路转移，t6时刻电流全部转移至MOV支路，最终系统的剩余能量被换流电容C和MOV共同吸收；t7时刻电流下降至零完成整个分断过程。
图2 新型混合型真空限流断路器的工作原理
Fig.2 The principle of new hybrid vacuum current limiting circuit breaker
由上述分析可知，与传统强迫换流型真空断路器不同，由于续流二极管的存在，使系统过电压加载在开关两端的时刻后移，并且让真空灭弧室获得了近似零电压的介质恢复过程，提高了小间隙下分断的可靠性。
2 试验系统
2.1 高速触头机构
本文采用基于电磁斥力原理驱动的高速触头机构[16]进行试验，它的分闸动作通过脉冲放电回路实现，其中脉冲电容C、功率晶闸管VT、续流二极管VD和斥力线圈组成了机构的脉冲放电回路，如图3所示。
触头需要分闸时，导通回路中的VT和预储能的电容C对斥力线圈放电，形成脉冲电流i1，该电流在斥力线圈周围产生脉冲磁场，位于斥力线圈正上方的斥力金属盘在脉冲磁场的作用下形成感应涡 流i2，且方向与斥力线圈中的电流方向相反，因此其感应磁场的方向与线圈磁场方向相反，从而在斥力线圈与斥力金属盘间产生巨大的电磁斥力，推动金属盘带动动触头高速运动。
图3 电磁斥力驱动原理
Fig.3 Electromagnetic repulsion principle
真空灭弧室的触头为直径45mm的平板触头，材质为CuCr50。经过试验测试，触头打开的机械延时约为125μs，斥力电容预充电1 500V，触头的平均分闸速度可达2.5m/s，其运动特性曲线如图4所示，其中横坐标t为时间，0ms时刻为触头分闸信号发出时刻，纵坐标s为触头的位移。如图4所示，在t为0.2～0.4ms，触头位移曲线近似抛物线，说明触头处在加速运动状态；0.4～1.0ms后，触头位移曲线近似直线，说明触头处于匀速运动状态。
图4 触头运动特性曲线
Fig.4 Contact motion characteristic curve
2.2 合成试验回路
合成试验回路由C1-L1-VD1组成的主电流回路、C2-L2组成的强迫换流电路、C3-R1组成的高压回路以及续流二极管VD2和快速恢复二极管VD3构成，如图5所示。
其中，主电流回路提供试验的分断电流，电容C1容量为120mF，最高充电电压为450V，电感L1为10μH；换流回路提供反向关断电流关断真空开关VI，强迫换流电容C2和换流电感L2分别为2mF和6μH；续流二极管VD2在真空开关电流过零后导通，为真空灭弧室提供零电压时间；高压回路用于提供加载在触头两端的过电压，电容C3为73μF，最高充电电压为6kV，R1用于限制过电压的上升率，取20Ω；快速恢复二极管VD3起到隔离作用，保证测试电压只加在真空开关两端。
图5 合成试验回路
Fig.5 Experimental circuit for dielectric recovery
试验开始之前，晶闸管VT1、VT2和VT3都处于截止状态，高速真空开关处于闭合状态，电容C1、C2和C3根据需要预先储能，各回路中的晶闸管和高速斥力机构脉冲回路晶闸管VT通过时序控制板精准导通，具体试验过程如下。
（1）零时刻导通晶闸管VT1，电容C1向电感L1放电产生主电流，流过VD3与真空开关构成回路。
（2）当主电流上升至20kA时，立刻向高速触头机构中的脉冲功率晶闸管VT发送导通信号，电磁力驱动触头分闸，经过一段机械延时（约125μs）后，真空触头分离并开始燃弧，待触头燃弧一段时间，导通晶闸管VT2，换流回路产生高频振荡的与主电流反向的电流，使触头电流下降，通过控制VT2的导通时刻可以得到不同的燃弧时间。
（3）反向关断电流使触头电流迅速过零，电弧熄灭时，续流二极管VD2导通，真空灭弧室进入近似零电压的介质恢复阶段。VD2导通时间的长短取决于换流电流的振荡频率，因此，换流参数应保证VD2的导通时间足够长，保证测试电压加在真空灭弧室两端之前不受电路其他电压的影响，本次试验中的换流参数可以提供大约100μs的导通时间。
（4）经历一段零电压时间后，导通高压回路晶闸管VT3，真空开关两端的电压迅速上升，过电压的电压上升率大约为40V/μs，此时由于隔离二极管VD3的作用，电压只会加载在开关两端。通过控制晶闸管VT3的导通时刻，可以得到不同的零电压时间。通过调整C3预充电压大小来改变加载在开关两端的过电压的大小。若触头成功承受住了过电压，说明此时触头间隙的介电强度大于其两端的电场强度，电流被成功分断；反之，触头如果被击穿，说明此时触头间隙的介电强度小于其两端的电场强度，则主电流会重新流通。在设计相似工况下分断的断路器时只要保证系统过电压的曲线在触头成功耐受的测试电压曲线之下，即可满足触头耐受的需求。
图6为某次试验波形，横坐标为时间，纵坐标为试验的电流、电压，下面对试验的时序控制作进一步说明。如图6所示，0.3ms时触头电流到达20kA，立刻给触头发送分闸信号，经历125μs的机械延时后触头打开，并产生约20V的电弧电压。待触头燃弧30μs后，约0.45ms时导通VT2，换流电流投入，触头电流开始下降，0.54ms时触头电流过零，真空灭弧室进入近似零电压介质恢复阶段，0.57ms时导通晶闸管VT3，将过电压加载在触头两端。
图6 介质恢复试验时序图
Fig.6 Dielectric recovery test timing control
2.3 获取固定燃弧时间下的临界击穿电压
图7和图8是燃弧时间320μs、零电压时间41μs工况下的介质强度恢复测试波形。其中，VIi为触头 电流，2Ci 为强迫换流支路电流，arcu 为电弧电压，tu为加载在触头两端的测试电压。处理波形时将零时 刻设置为换流电流投入时刻。由图7可见，换流电流投入之后，经过105μs后触头电流过零，电弧熄灭，在触头经历41μs零电压时间后施加上升率约为400V/μs、幅值为3.6kV的测试电压，触头成功耐受，重复三次试验，发现试验结果一致；其他试验条件不变，提高测试电压的值至3.72kV，得到的试验结果如图8所示，可见在测试电压加载的过程中触头间隙被击穿，电流重新流通，重复进行三次试验，发现试验结果一致。对比上述两次试验结果，可以确定在燃弧时间320μs、零电压时间41μs工况下，触头的临界击穿电压在3.6～3.72kV，在该范围内继续调整测试电压的幅值，直到出现触头成功耐受和击穿交替的时候，此时的测试电压即为该工况下的临界击穿电压。通过控制VT3的导通时刻调整零电压时间，利用上述试验方法可获取不同零电压时间下的临界击穿电压，从而得到燃弧时间为320μs工况下的临界击穿电压-零电压时间曲线。
图7 典型临界击穿波形（一）
Fig.7 Typical critical breakdown waveforms (1)
图8 典型临界击穿波形（二）
Fig.8 Typical critical breakdown waveforms (2)
3 试验结果及分析
3.1 不同燃弧时间下的介质恢复曲线
在触头处于运动状态下的分断过程中，触头的介质恢复能力受到触头开距和燃弧能量的影响。真空间隙的介质强度与触头开距成正比，增大燃弧时间可以提高承压时的开距，有利于介质恢复，但燃弧时间过长，燃弧能量增加，使触头间隙的残余物浓度增大、触头表面温度过热，又不利于介质恢复，因此，并不是燃弧时间越长越好。试验中发现，燃弧时间增长到一定程度时，触头的介质恢复能力开始降低。
本次试验分别测量了0μs-13J、25μs-22J、36μs- 26J和320μs-188J（分别代指触头的燃弧时间和燃弧能量）工况下的临界击穿电压-零电压时间曲线。试验时，从10μs零电压时间起始，5μs为步长进行试验，分别得到10μs、15μs、20μs、25μs、30μs、35μs和40μs的临界击穿电压，将得到的一系列临界击穿点进行连接，结果如图9所示，其中横坐标t为零电压时间，零时刻代表了触头电流过零的时刻，纵坐标u为临界击穿电压。以320μs-188J的工况为例，零电压时间为10μs时触头的临界击穿电压为310V。
图9 临界击穿电压特性曲线
Fig.9 Critical breakdown voltage characteristic curves
由图9可见，随着零电压时间的增加，触头间 隙内的残余粒子逐渐消散，触头间隙的介质强度逐渐恢复，因此临界击穿电压逐渐升高。由图4可以知道触头承压时触头的开距，将图8中某一零电压时间对应的临界击穿电压除以承压时刻触头的开距，可以得到该零电压时间下触头的临界击穿场强，将图9按上述方法进行处理可得到触头的临界击穿场强特性曲线，如图10所示。图中，横坐标t为零电压时间，纵坐标E为对应触头间隙的电场强度，随着零电压时间增长，触头间隙的电场强度逐渐增大，直到接近触头间隙的静态耐压水平（10kV/mm）。
图10 临界击穿场强特性曲线
Fig.10 Critical breakdown field strength curves
由于试验条件的限制，进一步增大燃弧时间至108μs后，发现在足够小的零电压时间内，触头均能够成功耐受住的试验条件下所允许施加的最高测试电压为5.5kV，具体试验条件和结果见表1。
表1 触头未击穿情况
Tab.1 The circumstance of contact withstand
电流/kA 燃弧 时间/μs 零电压 时间/μs 测试 电压/kV 电场强度/ (kV/mm) 20 108 24 5.5 8.20 20 88 4 5.5 8.69 20 72 8 5.5 8.89
综合图10和表1可见，在100μs燃弧时间内触头间隙的电场强度恢复情况比较接近，均能以很快的速度恢复，大约经历40μs左右的零电压时间可恢复到静态耐压水平；但当燃弧时间增长到320μs时，触头的介质恢复能力大大降低，触头间隙的电场强度很久不能恢复（跟100μs燃弧时间内工况下触头的介质恢复能力相比）。
实际上，随着燃弧时间的增加，触头的介质恢复能力能否提高取决于触头开距和燃弧能量这两种影响因素的竞争。通过图9观察燃弧时间分别为0μs、25μs、36μs的临界击穿电压特性曲线发现，相同零电压时间下，燃弧时间长的工况下，触头的临界击穿电压高：当零电压时间为20μs时，燃弧时间0μs、25μs、36μs的临界击穿电压分别为2.45kV、2.9kV、3.9kV。这说明在燃弧时间0～36μs内，触头开距对介质恢复能力的影响要比燃弧时间对介质恢复能力的影响大，提高燃弧时间可以提高触头承压时的开距，因此燃弧时间长的情况下耐压好；对比燃弧时间在100μs内（0μs、25μs、36μs）和燃弧时间为320μs时的临界击穿场强特性曲线可见，相同零电压时间下，燃弧时间为320μs的临界击穿场强要远小于燃弧时间为100μs内工况下的临界击穿场强。这说明在燃弧时间36～320μs之间，存在一个临界燃弧时间，当燃弧时间大于临界燃弧时间时，触头开距对介质恢复能力的影响要小于燃弧时间对介质恢复能力的影响，随着燃弧时间增大，触头的介质恢复能力开始下降。
3.2 燃弧时间360μs试验结果
在燃弧时间为360μs、触头两端施加幅值为4kV过电压和电压上升率不变的条件下，由小至大调整触头的零电压时间进行了多次试验，将每次试验分断成败与否进行记录，试验结果如图11所示。其中，横坐标t为零电压时间，零时刻为触头电流过零时刻，纵坐标d为触头承压时的开距。
图11 燃弧时间360μs试验结果
Fig.11 Test results of arcing time 360μs
试验中发现触头间隙是否被击穿具有随机性，由图11可见，零电压时间42μs左右，出现了3次分断成功和2次分断失败。随着零电压时间的增长，这种不稳定现象逐渐消失，但击穿现象仍时有发生。这种情况发生的原因应归结于触头的燃弧能量过大，相对来说触头间隙过小，到达了真空灭弧室的临界开断能力。
4 对设计混合型真空限流断路器的启发
根据介质强度恢复试验的结果及分析，对于设计在与本文试验条件相似工况下分断的混合型真空限流断路器时有如下启发。
1）在100μs的燃弧时间内，不同燃弧时间的临界场强特性相近，所以当触头燃弧时间增大，触头开距增大，临界击穿电压高。因此，增大燃弧时间有利于提高真空灭弧室电流过零后的电压耐受 裕度。
2）随着燃弧时间增长，当到达某一燃弧时间后触头的介质恢复能力开始下降，因此，应该避免燃弧时间超过100μs（由于试验条件的限制，本文仅完成了满足中低压真空断路器设计要求用的相关测试）。
5 结论
本文介绍了新型混合型真空限流断路器的原理，为研究其在电流20kA、短燃弧、短间隙条件下的介质强度恢复特性，搭建了合成试验回路并开展了试验，最终获取了不同触头燃弧时间下的介质强度恢复特性，为应用于中低压舰船直流电力系统的真空断路器的设计提供了依据。
1）在100μs的燃弧时间内，不同燃弧时间下的介质恢复能力较为接近，触头间隙经过大约40μs的零电压时间就能恢复到10kV/mm的电场强度，且不同燃弧时间下的电场强度-时间特性较为接近。
2）当燃弧时间增大到320μs时，触头的介质恢复能力大大降低，触头间隙的电场强度长时间不能 恢复。
3）当燃弧时间增长至360μs时，真空灭弧室的介质强度恢复特性具有不稳定性，表明此时已到达临界开断能力。
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