图1 弧后电流测量原理
Fig.1 Schematic for the measurement of post arc current
摘要 为了研究真空直流强迫过零开断过程中的弧后电流，该文设计永磁-斥力混合式快速机构，搭建直流开断用弧后电流测量系统，开展直流小电流开断实验，研究弧后电流受开断电流幅值、电极开距、换流电流频率及换流电容电压的影响。研究结果表明：弧后电流呈现出不稳定性。弧后电流随开距增大而增大，且同开距下弧后电流变化不大。开断电流小于800A时，弧后电流增长较快；开断电流在800～1 800A范围时，弧后电流增长较慢。弧后电流随着换流频率的增加显著增大，换流频率对弧后电流的影响起主导作用。换流电容电压应控制在一定范围内以减小弧后电流。
关键词：直流开断 强迫过零 弧后电流 换流频率 换流电容电压
近年来，随着风电、太阳能等可再生清洁能源的迅速发展，以及多端直流系统和远距离大容量输电的需求[1]，高压直流输电技术以及高压直流断路器受到了广泛关注。目前关于直流断路器的研究主要集中于混合式直流断路器和传统的纯机械式直流断路器[2-4]。自2012年ABB公司宣布成功研制混合式直流断路器以来，Alstom公司、三菱公司及中国国家智能电网研究院等也相继推出了混合式高压直流断路器样机[5-9]。但混合式直流断路器并未在国内进行大规模应用，其主要原因在于混合式直流断路器依赖于大功率电力电子器件技术，价格高昂、设备复杂，可靠性仍需要进一步验证。而以真空断路器为核心的纯机械式直流断路器分断能力强、设备成本低，且被国内的研究机构、设备厂家熟知，也受到了较为广泛的关注。2014年，西安交通大学、南网科研院、西安高压电器研究院共同研制成功了基于人工过零的纯机械式直流真空断路器[10-11]。但是，到目前为止，对于纯机械式直流断路器开断之后的介质恢复机理尚不完全清楚。弧后电流作为电流过零之后介质恢复过程中的一个重要参数，可以反映电极间隙中的剩余等离子体量以及电流过零前的电弧形态。因此，研究直流开断过程中的弧后电流具有重要的意义。
关于弧后电流，国内外的专家学者已经开展了大量的研究工作。文献[12-14]给出了测量弧后电流的方法，并给出了测量方法的可行性分析和测量结果。文献[15-17]提出了一种基于电流转移和磁吹的新型弧后电流测试方法，并采用该方法研究了交流开断条件下多断口断路器的弧后电流特性。文献 [18]使用一维PIC（particle-in-cell）模型仿真了真空断路器中的弧后电流，并和实测弧后电流波形进行了比较。文献[19]测量了真空断路器不同触头结构下的弧后电流，并分析了记忆效应对弧后电流的影响。文献[20]通过实验研究了触头分断速度对直流开断过程中弧后电流幅值的影响。文献[21]分析了交流开断过程中弧后电流的影响因素，测量了不同电极结构、触头材料、电极间隙和电极直径等对弧后电流的影响。文献[22]建立了二维混合模型来评估弧后电流对开断过程的影响，阐述了恢复电压对电极间隙中等离子体的作用，并研究了鞘层极性对弧后电流的影响。文献[23]研究了弧后电流和高频重燃之间的关系，指出di/dt决定了弧后电流大小和重燃。文献[24]通过测量不同磁场下双断口断路器的弧后电流分配比，研究了磁场分布对双断口断路器开断能力的影响。文献[25]指出扩散型真空电弧的分断极限是由电击穿决定，而不是由弧后电流引起的热击穿所决定。前人的研究多集中于弧后电流测量，以及交流开断条件下弧后电流的影响因素。而对直流强迫过零开断条件下，弧后电流受各参数的影响研究则较少，如弧后电流受断路器触头开距、开断电流幅值、换流频率等因素的影响。
本文设计了永磁-斥力混合式快速机构，并采用转移强迫过零开断的方法，在合成回路实验系统中进行真空小电流直流开断。搭建了隔离式弧后电流测量系统，得到不同触头开距、额定开断电流幅值、不同换流频率及换流电容电压下的弧后电流大小，分析了弧后电流与上述影响因素之间的相互关系，为进一步理解弧后零区特性及弧后介质恢复过程提供了实验依据，并为后续研究短路条件下直流开断过程中重击穿与弧后电流的关系奠定了基础。
图1所示为隔离式弧后电流测量原理。图中，S1为火花间隙，用于投入高频反向电流；开关AB用于投入直流电流；罗氏线圈用于测量电路中电流。通过预充电电容Ci和电感Li振荡得到的电流代替直流电流，其幅值和频率可通过调节电容和电感参数来改变；反向高频电流由电容C和电感L振荡产生；各个开关及火花隙的动作时序由时序控制来调节；R为无感大功率电阻，用于测量弧后电流；开关CB的作用是在电流过零之后打开一定间隙，确保弧后电流流过测量电阻R。选择无感电阻时要根据转移电流大小进行功率计算，保证电阻不被烧断。电流探头用于测量弧后电流大小。
图1 弧后电流测量原理
Fig.1 Schematic for the measurement of post arc current
前人的测量方法多是将同轴分流器串联在回路中，然后测量同轴分流器两端的电压，得到弧后电流大小。该种测量方法中同轴分流器与合成回路系统共地，信号干扰较大。若要减小干扰，必须采取相应的方法将其从开断电流中分离，进行隔离测量。本文中的测量电路在前人的基础上进行了改进，弧前由机械开关承受大电流，弧后由无感电阻承受小电流，通过感应式高精度高带宽探头测量弧后小电流，从而实现弧后电流的隔离测量。
实验开始之前，开关AB为断开状态，开关CB和开关S为闭合状态。实验开始时，首先闭合开关AB，产生振荡电流；一段时间后，打开开关S，产生电弧；然后打开开关CB，开关CB在电流过零之前需打开至一定距离，确保电流过零后恢复电压通过无感电阻R支路施加在开关S两端，使得弧后电流流过无感电阻R；直流电流达到峰值前，点燃火花间隙S1，投入高频反向电流，与直流电流叠加使得开关S支路的电流过零。
直流短路电流上升率非常快，要求真空开关在很短时间内达到安全开距，承受快速上升的恢复电压。因此，需要操动机构具有较快的分断速度。本文采用了混合式操动机构，它是根据电磁感应原理制作的，包括斥力机构和永磁操作机构[26]。永磁操动机构包括永磁铁、动铁心、合闸线圈、辅助分闸线圈和分闸簧等，永磁体提供机构在合闸和分闸位置的保持力；斥力机构位于永磁操作机构上方，包括两个铜线圈盘，两线圈盘依靠电磁斥力使触头分离时获得较高的初始速度，其中动线圈盘带动导杆、动铁心和动触头运动。
实验中通过改变放电电容的电压得到不同的机构分闸速度，从而研究分闸速度对弧后电流的影响。实验中放电电容容量为30 000mF，由开关机械特性测试仪测量得到的平均分闸速度见表1。
表1 混合式操动机构平均分闸速度
Tab.1 Average opening speed of the hybrid actuator
斥力机构放电电容电压/V分闸速度/(m/s) 2801.12 3201.55 3601.76 4201.90
在图1所示实验电路基础上，分别改变机构的分闸速度（调节开距）、开断电流幅值、换流电流频率，并进行直流电流开断实验。实验中使用的真空灭弧室的额定参数为12kV/1 250A/25kA，电极材料为铜，触头直径为5.08cm，开距为10mm，操动机构的总行程为13mm，真空灭弧室结构如图2所示。电流过零时刻开关S的开距由其分闸速度及燃弧时间决定，通过位移曲线可以确定电流过零时刻触头的间隙大小。
图2 真空灭弧室结构
Fig.2 Structure of the vacuum interrupter
实验中所使用的罗氏线圈电流互感器电流比为1 200
1，对应输出电压为1.2kA/V。测量电弧电压及开断之后断口两端恢复电压所使用的探头为泰克P6015A，其衰减比为1 0001，对应输出电压为1kV/V。电流及电压波形采用泰克TPO3014示波器存取。因为弧后电流通常仅有几A且持续时间为ms级，需要使用高带宽高精度电流探头，才能测量准确。本实验中使用泰克TCP0020高带宽探头进行弧后电流测量。给出额定开断电流600A，燃弧时间2ms，分断速度1.12m/s条件下的典型直流开断波形如图3所示。图3为整个过程的开断波形，图4为直流电流过零之后的弧后电流及恢复电压放大波形。
图3 直流开断波形
Fig.3 Waveforms of DC interruption
图3中，t1时段为开关S打开的时间，也是燃弧时间。t2时段为开关CB燃弧时间，也是测量支路中有电流流过的时间，测量支路中流过的电流约为2A。
从图4中可看出，600A开断电流下弧后电流的持续时间约为1ms，断口S两端电压峰值约为1kV。此外，图4中弧后电流存在两个峰值，这与交流弧后电流的测量结果较为相似。其原因在于弧后电流波形的形状由电流过零后鞘层的动态发展过程和恢复电压作用下的二次电子发射过程决定[27]。
图4 弧后电流及断口S两端电压波形
Fig.4 Waveforms of the post arc current and the voltage between breaker S
在前述实验条件下，本文测量了不同触头开距、额定开断电流幅值及换流频率下的弧后电流，研究了上述因素对零区弧后电流大小的影响，分析了弧后电流与上述因素之间的关系，为弧后零区及介质强度恢复过程理论的完善提供实验依据。
图5给出了不同弧后电流峰值的波形对比，（1）～（4）为不同开断条件下得到的弧后电流峰波形，（4）～（6）为相同开断条件下得到的弧后电流波形。从图中可看出，最大峰值866mA时，弧后电流波形中存在5个波峰，最大峰值为1 123mA和1 252mA时，弧后电流波形中存在3个波峰；最大电流峰值为1 707mA、1 672mA和1 804mA时，弧后电流波形中存在2个波峰，且通常第一波峰大于第二波峰，这与交流开断过程中的弧后电流波形较为相似。对比以上弧后电流波形中波峰数量变化可看出，弧后电流呈现出了波动性。随着弧后电流最大峰值的增加，其波形中波动峰值的数量较少。当弧后电流最大峰值大于某一临界值时，弧后电流波形趋于稳定，仅有2个波峰。
弧后电流峰值由电流过零之后电极间隙中的金属蒸气粒子密度决定，其幅值随金属蒸气粒子密度变化而变化。弧隙中的金属蒸气粒子密度受燃弧时间、分断速度、触头结构、触头材料、电流过零前触头表面的燃弧位置等因素影响，上述因素中随机性较大的是电流过零前的燃弧位置。若整个燃弧过程中，电弧均匀分布在触头中心区域，阴极斑点燃烧较为稳定，弧后电流较为稳定；若电弧分布在触头边缘区域，阴极斑点的消失和出现的随机性较强，导致弧后电流的波动性，阴极斑点在触头表面分布如图6所示。从图6中可看出，电弧在触头中间位置燃烧时，电极间隙中的金属蒸气分布更均匀，且触头表面阴极斑点的分布更均匀，燃烧更稳定。
图5 弧后电流的波动性
Fig.5 Instability of the post arc current
图6 阴极斑点在触头表面分布
Fig.6 Distribution of the cathode spots on the contact
弧后电流峰值与弧隙中的金属蒸气粒子密度相关，金属蒸气粒子密度又影响着电流过零之后的鞘层动态发展过程，鞘层的动态发展变化过程又决定了弧后电流波形[28]。因此，通过弧后电流波形的变化可反映出电流过零后鞘层增长过程的变化。
电流过零之后电极间隙的距离及电极间隙中金属蒸气粒子密度与燃弧时间密切相关，燃弧时间越长，开距越大，产生的金属蒸气粒子越多，且电极间隙的体积增大，间隙中等离子金属蒸气粒子的带电总量也在增大。若开距过大，则会引起电弧收缩，产生阳极斑点现象，引起电极间隙中的金属蒸气粒子进一步急剧增加，从而导致弧后电流显著增加，电流过零之后弧隙的介质强度降低，不利于开断。因此，本文研究了同等分断速度下，不同燃弧时间变开距下的弧后电流，测量得到不同燃弧时间下的弧后电流如图7所示。
从图7中可看出，燃弧时间从0.5ms增加到4.0ms，弧后电流从1.0A增加到3.0A，弧后电流峰值与燃弧时间近似呈线性关系。分断速度相同时，燃弧时间越长，电流过零后的电极间隙较大，弧隙中的金属蒸气密度较大。所以，随燃弧时间增大，弧后电流峰值呈增大趋势。图中，同等实验条件下，在燃弧时间2ms位置，弧后电流峰值呈现出了波动性，其波动范围在300mA以内，与图5中实验结果吻合。
图7 不同燃弧时间下的弧后电流
Fig.7 Post arc current under different arcing time
由图7的拟合曲线可看出，随燃弧时间由短变长，弧后电流峰值的不稳定性及波动性越来越明显，其原因在于随燃弧时间增加，电极间隙增加，而电极间隙中的磁感应强度随电极间隙的增加而减小[29]，导致电极间隙中金属蒸气粒子分布的均匀性降低。动静触头分离后，电极间隙中产生弧柱，随着开距的增大，电弧逐渐发展为扩散态，触头表面的电弧面积增大，阴极、阳极之间产生了更多的等离子体通道，此时需要更多的能量注入来维持阴极斑点。此时阴极斑点产生与消失随机性增强，这也是导致开距增大、弧后电流峰值不稳定的原因之一。
前述内容研究了变开距下的弧后电流峰值，除了开距，燃弧时间、分断速度也是影响弧后电流峰值的重要因素。本文在固定开距条件下研究了不同燃弧时间、分断速度下的弧后电流峰值。通过调节燃弧时间和断路器的分断速度，保证电流过零时电极间隙近乎相等，得到定开距3mm和4.5mm、不同燃弧时间及分断速度下的弧后电流见表2。
从表2中可看出，开距3mm下，分断速度1.12m/s、燃弧时间3ms得到的弧后电流峰值与分断速度1.9m/s、燃弧时间1.6ms得到的弧后电流峰值相差不大。开距4.5mm下，各分断速度和燃弧时间下得到的弧后电流峰值也基本相同。因此，同开距下，弧后电流峰值在一定范围内波动，没有出现显著增加的现象，开距对弧后电流的影响大于燃弧时间和分断速度对弧后电流的影响，弧后电流与燃弧时间之间的关系呈弱相关性。
表2 固定开距下的弧后电流
Tab.2 Post arc current of rated electrode distance
开距/mm分断速度/(m/s)燃弧时间/ms弧后电流/A 31.1232.10 1.552.12.05 1.7621.90 1.81.82.00 1.91.61.85 4.51.5532.50 1.82.62.40 1.762.72.35
同等开距和燃弧时间下，开断电流幅值越大，向弧隙中注入的能量越多，电极烧蚀越严重，弧隙中的金属蒸气粒子越多，其是弧后电流峰值的影响因素之一。本文研究了不同开断电流幅值下，燃弧时间2ms和3ms下的弧后电流如图8所示。
图8 不同开断电流幅值下的弧后电流
Fig.8 Post arc current under different rated breaking current
从图8中可看出，燃弧时间2ms时，弧后电流峰值呈指数增长趋势。开断电流小于800A时，弧后电流增长较快；开断电流在800～1 800A时，弧后电流增长较慢。燃弧时间3ms时，弧后电流峰值基本呈线性增长。文献[15]中指出开断电流幅值达到28kA，电极间隙达到9mm和12mm时，弧后电流会突然增大，电极间隙3mm和6mm时弧后电流并不会突然增大。本研究中燃弧时间2ms时，电极间隙约3mm；燃弧时间3ms时，电极间隙约4.5mm；电极间隙3mm和4.5mm情况下，弧隙中的磁场分布较均匀，阴极斑点分布也较为均匀，且没有阳极活动的产生，间隙中的金属蒸气密度不会突然增大，所以弧后电流峰值不会突然增大。
直流开断过程中的电流过零点通过叠加高频反向电流产生，反向电流频率越高，di/dt越大，电流从峰值到电流零点的时间越短，电流过零后电极间隙中的剩余等离子体越多，而剩余等离子体数量是影响弧后电流大小的直接因素。因此，本文研究了同开距，开断电流600A，换流频率1.1kHz、2.1kHz及4kHz下的弧后电流。测量得到的各换流频率下的弧后电流峰值如图9所示。各换流频率下电流从峰值到零点的时间见表3。
图9 不同换流频率下的弧后电流
Fig.9 Post arc current under different commutating frequency
表3 电流峰值到电流过零的时间
Tab.3 The time from peak current to current zero
换流频率/kHz强迫过零阶段时间/ms 1.179.56 2.123.84 41.24
从表3中可看出，电流从峰值到过零需要的时间随着反向换流电流的频率增大而减小。换流频率1.1kHz变化到2.1kHz，强迫过零时间减少了约56ms，换流频率从2.1kHz变化到4kHz，强迫过零时间减少了约23ms，换流时间下降率逐渐减小。其原因在于随换流频率提高，换流波形近乎方波，换流时间很难大幅缩短。
从图9中可看出，弧后电流峰值和换流频率呈类指数增长，且弧后电流峰值随频率升高而逐渐降低。原因在于换流时间随换流频率的增加几乎不变，电极间隙中的金属蒸气粒子向外扩散的时间几乎不变，所以弧后电流峰值增长率逐渐降低。换流频率1.1kHz时的弧后电流峰值为0.7A；4kHz时的弧后电流峰值为5.1A。原因在于同开距下换流频率越低，电极间隙中的金属蒸气粒子向外扩散量越多，导致弧隙中金属蒸气粒子减小。
这与文献[29]中的研究结果较为吻合，文中指出换流频率越高，电流过零之后的介质强度恢复越慢，电流过零时的di/dt越大，不利于开断。但di/dt太小则会增加反向回路中电容的体积，因此直流强迫过零开断过程中，在真空灭弧室开断能力范围内可提高换流电流频率。
换流电容电压改变后，过零前di/dt及过零后du/dt均发生变化，会影响弧后电极间隙中剩余等离子体微粒的运动。因此，本文研究了不同换流电容电压下的弧后电流变化。不同换流电容电压下，开断相同的电流，换流电容中的残余电压越高，过零后的du/dt越大，弧后电流峰值越大。图10所示为换流频率4kHz不同换流电容电压下以及不同换流频率下的弧后电流变化。
图10 不同换流电容电压及换流频率下的弧后电流
Fig.10 Post arc current under different capacitor voltage and commutation frequency
从图10b中可看出，400V换流电容电压下弧后电流约为2A，1 600V下弧后电流约为8A。换流电容电压与弧后电流基本呈线性关系增长。图10a中，换流电容电压1 600V条件下，换流频率2kHz及换流频率1.1kHz下的弧后电流分别约为5A和0.8A。均不大于图10b中换流电容电压800V换流频率4kHz条件下的弧后电流。说明换流频率对弧后电流大小的影响起主导作用。换流频率和换流电容电压引起弧后电流幅值增大以及弧后电流持续时间缩短，两者共同引起过零后的du/dt增大。
弧后电流由传导电流和位移电流两部分组成，过零后du/dt支配电极间隙中等离子体金属蒸气粒子的运动以及过零后鞘层的发展速度。du/dt越高，鞘层发展越快，弧后电流持续时间越短。综合前述分析，满足开断成功的条件下减小过零后du/dt，换流电容电压选择为能够满足开断成功换流电容电压临界值的2倍为宜。
本文研究了弧后电流受开断电流幅值、电极开距以及换流电流频率的影响。本文研究结论如下：
1）弧后电流受触头结构、燃弧位置等因素影响，在一定范围内表现出不稳定性，且弧后电流波形可反映弧后鞘层增长过程。
2）弧后电流随开距增大而增大，且同开距下弧后电流基本稳定在一定范围内，不会显著增加，弧后电流与燃弧时间之间呈弱相关性。开断电流小于800A时，弧后电流增长较快，开断电流在800～1 800A范围时，弧后电流增长较慢。
3）同等开距下，换流频率较大时，电流过零后电极间隙中存在较多的剩余金属蒸气粒子，弧后电流随换流频率的增加显著增大，不利于开断。换流频率对弧后电流的影响起主导作用，换流电容电压选择为能够满足开断成功换流电容电压临界值的2倍为宜。
4）断路器开断能力与弧后电流峰值、增长速度等属性存在某种关系，下一步将研究固定本文中某一因素下，弧后电流与直流开断能力之间的关系。
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Post Arc Current in Vacuum DC Interruption with Forced Current Zero Method
Abstract In order to investigate the post arc current in DC interruption, the high speed hybrid actuator was designed and the post arc current measuring system was established. Then, experiments were carried out to study the influence on the post arc current, including the amplitude of rated current, electrode gap, commutation frequency and commutation capacitor voltage. The results indicate that post arc current is instable within a certain range. The post arc current increases with the increase of the electrode gap, and is nearly unchanged at the same gap. When the rated breaking current is less than 800A, the post arc current has a high rising rate, while the rising rate of the post arc current decreases when the rated breaking current is in the range of 800～1 800A. The post arc current increases obviously with the increase of the commutation frequency, which determines the amplitude of the post arc current. In addition, the commutation capacitor voltage should also be controlled to reduce the post arc current.
keywords：DC interruption, forced current zero, post arc current, commutation frequency, commutation capacitor voltage
中图分类号：TM56
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.191673
国家自然科学基金（51707094）、中央高校基本科研业务费专项资金（30917011342，CX2018021）和江苏省重点研发计划（BE2019018）资助项目。
收稿日期 2019-12-02
改稿日期 2020-02-17
张 颖 女，1989年生，博士，讲师，研究方向为电弧等离子体发生方法、诊断技术及其应用。E-mail: zhangying343@126.com
秦涛涛 男，1987年生，副教授，研究方向为智能化开关电器、直流开断技术、脉冲功率技术等。E-mail: qintaotao123@njust.edu.cn（通信作者）
（编辑 陈 诚）