1的H2、N2混合气体，可以在双断口的实验条件下实现270V/1 810A的直流电路开断，由于双断口等效开距的限制，不利于提高直流开关设备的电压等级。摘要 该文基于一种直流自然换流式接触器拓扑结构，采用承载额定电流的通流支路触头和实现电路开断的灭弧支路触头相并联的形式解决航空、航天及新能源等领域向更高电压等级发展的直流开断需求。通过理论分析和相应的实验来研究该并联拓扑结构不同支路间电流的换流特性及燃弧特性。针对电路开断过程中灭弧支路串联多断口间呈电压不均匀分布现象，提出结构调控及磁场调控两种调节方式，使用动态Mayr修正模型研究不同调控方式下灭弧触头均压开断效果。定义了一种衡量动态开断过程中串联多断口电弧电压均匀系数，得到优化灭弧触头动作特性的结构调控方式，将电压均匀系数从54.1%提升到80.1%。针对灭弧触头动作的分散性，进一步采取磁场调控方式将电压均匀系数提升到98.05%，均匀的电压分布提高了串联多断口结构的开断能力及电寿命。
关键词：直流开断 电弧形态 电压均匀系数 均压调控方式
直流供电系统因具有系统稳定性好、负载特性佳以及控制简单等显著特点，在航空、航天、城市轨道牵引、舰船电力系统及新能源等领域得到广泛应用，而中低压直流供电系统向更高电压等级进一步发展亟需直流分断关键技术的突破和耐环境、轻重量直流开关设备的研发。近年来，在航空领域，额定电压值为270V的高压直流供电系统已开始为现代多电/全电飞机所使用。其中，我国第四代歼击机，美军的F-22、F-35战斗机及RAH-66直升机等典型多电飞机都装备了270V高压直流供电系统。同时，我国中长期科技规划三个重大专项之一的“大飞机”专项不仅包括“干线飞机”，还包括军用和民用的大型运输机，也将高压直流供电制式列为发展方向[1]。相似地，在航天领域，空间太阳能发电站是目前国际上论证的最大功率的航天器，未来商业化电站的供电功率将达到GW级，采取高压供电体制成为未来空间技术发展的一个重要方向[2]。在城市轨道牵引、新能源汽车领域及新一代舰艇配电系统，直流系统的电压等级有发展到数千伏及以上需求的趋势[3-4]，kV等级的中压直流供电系统成为发展方向[5-7]。可以预见，高压大容量直流电源系统必将全面应用于未来的军用和民用等前沿领域。
对于直流高电压等级的保护问题，文献[8-9]提出了一种分布+集中式混合电力传输与管理方式的空间太阳能发电站结构，利用±2.5kV高压直流开关设备可以解决太阳能电池板子阵母线5 000V直流保护的难题。其中，大功率直流接触器作为关键器件，起到了接通、承载和分断正常电路（包括过载运行条件）的作用，其分断特性是制约其所在系统性能的重要因素[10]。目前，美国Gigavac、TE Connectivity和法国Leach等专业电气制造公司均已推出适用于航空航天及军事领域的大功率高压直流接触器产品，其最高额定工作电压达到了1 800V，而国产化的相应产品由于理论基础及技术积淀不足，在产品性能和可靠性指标上仍然具有一定的差距。从原理上讲，目前的高压直流断路器一般均由3条支路组成：通流支路（主支路）、转移（开断）支路和吸能支路[11]。由于直流电弧不存在电流过零点，需要采用特殊的方法熄灭电弧。可采取的方法有：利用多组近极压降提高电弧电压，提高弧柱电场强度并拉长电弧，利用强迫支路使电流强迫过零等[12-13]。根据分断原理的区别，目前直流分断方式包括空气栅片式、电流注入式及电力电子器件混合式，文献[14]对以上三种分断方式的研究和相关仿真与实验工作进行了综述，着重分析了直流分断方面的最新技术及重大突破。文献[15]通过高、低压侧电抗器耦合的方式提出了一种新型机械式直流断路器结构方案，与传统机械式直流断路器相比，该拓扑结构实现了换流回路的高、低压侧的隔离，断路器的触发控制单元及预充电电容位于低压侧，降低了部分元器件的耐压需求。在机械式直流断路器方案中，文献[16]提出一种高压无弧直流断路器的设计方式，并采用一种基于一次自然换流和两次强迫换流的高压无弧直流断路器的拓扑结构，此拓扑需要对大功率半导体器件进行精准的控制，不便于调试。文献[17]利用直流开断实验平台，研究了不同换流时刻、开断电流幅值、换流频率、换流电流与开断电流幅值比下的换流时间和最小安全开距，为换流原理的机械式高压直流真空断路器提供了设计参考依据。文献[18]提出一种采用单向开断的混合式直流断路器拓扑结构及隔离保护策略，提升了IGBT的利用率。文献[19]通过对分合闸操纵机构及栅片系统的优化研制了1 800V/80kA的大容量直流断路器，但其产品的尺寸和质量在一定程度上限制了应用范围。
气密形式的直流开关设备由于体积和质量上的优势，得到了一定的关注，文献[20]对不同灭弧气体介质进行了大量开断实验，得到了CO2、H2、He和SF6的开断能力与气体压力之间的关系。进一步地，文献[21]在4个大气压条件下采用体积比为41的H2、N2混合气体，可以在双断口的实验条件下实现270V/1 810A的直流电路开断，由于双断口等效开距的限制，不利于提高直流开关设备的电压等级。
综上所述，通过多个开关设备的级联能够解决高电压等级的直流开断问题，但较高的额定通态损耗将一定程度限制电流等级的提升。另外，为了实现双向导通关断功能，传统的混合式直流开关设备对功率半导体器件数量需求较多，且同步控制精度要求也较高。因此，本文在解决高压大电流直流开断需求的前提下，提出了一种直流自然换流式接触器拓扑结构并设计了原理性样机，使得承载额定电流时机械触头能够维持较低的通态压降。当分断电路时，异步动作的触头实现电流的自然转移，由具有高电压开断能力的灭弧触头完成电路的开断。
直流自然换流式接触器的触头结构包含两个部分：承载额定电流的通流支路主触头和用于开断电路的灭弧支路灭弧触头，通流支路和灭弧支路在结构上形成并联形式。不同支路触头的参数及数值见表1，通流支路由一组双断口触头A1-A2构成，通过设计较大的主触头直径及触头弹簧刚度，在合闸状态下，提供较小的主触头接触电阻。灭弧支路由三组双断口触头B1-B2-C2-C1-D1-D2串联构成，通过设计较小的触头直径及触头弹簧刚度，提供较大的灭弧支路的触头接触电阻。已装配的接触器样机及承载电流阶段接触器内部电流分布如图1所示。在额定情况下，较大比例的回路电流流经通流支路触头，限制了接触压降的提高，解决了直流大电流条件下额定温升问题。在开断电路时，主回路电流会在接触器内部发生自然换流。由于触头超程设置的差异性，在主触头刚分时刻，灭弧触头仍具有一定的超程，在一定的条件下，换流过程期间主触头不产生电弧。换流完成后，串联的多断口结构在密封气体环境下通过增加等效电弧长度及近极压降的方式能够提高额定电压等级。
表1 各组触头装配参数
Tab.1 Assembly parameters of each group of contacts
参 数数 值 主触头直径d1/mm18 主触头开距h1/mm4 主触头超程Dl1/mm1±0.2 灭弧触头直径d2/mm10 灭弧触头开距h2/mm3 灭弧触头超程Dl2/mm2±0.2 平均分闸速度v/(m/s)0.7
接触器分闸时由电磁操纵机构带动触头连杆实现主触头和灭弧触头同步分闸，由于触头超程设计的差异性，实现不同组触头的异步分断，因此，在分闸过程中，通流支路和灭弧支路上承载的电流会存在自然换流过程。换流过程中，触头压力和支路电流随分闸位移x的变化如图2所示。在接触器分闸初期，由于触头超程的存在，通流支路和灭弧支路均能正常导通回路，但随着主触头接触压力Ft的减小，通流支路电流it逐渐转移到灭弧支路上。
图1 接触器样机及承载电流阶段接触器内部电流分布
Fig.1 The prototype of contactor and current distribution under current carrying stage
图2 换流过程中触头压力及电流变化
Fig.2 Contact pressure and current changes during commutation
在分闸位移达到Dl1时，通流支路触头断开形成开距，若此时触头上的压降小于接触材料的最小升弧电压，则实现了自然无弧换流的过程。分闸位移在Dl1～Dl2期间，灭弧触头由于超程的存在短暂承载线路上的电流，在分闸位移达到Dl2时，串联的灭弧支路触头依次断开并在灭弧室内密封的灭弧介质和磁吹系统共同的作用下熄灭电弧，完成电路的 开断。
为了验证接触器样机的换流功能，首先对通流支路和灭弧支路的动作特性进行实验验证。实验中断开所有触头间的导电元件，并在四组触头上分别接入15V电压源，安装分闸位移传感器测量分闸信号。由操纵机构带动四组触头同时进行分闸动作，分别测量通流支路和灭弧支路断口的电压可以得到不同组触头断开的时刻，操纵机构的总行程为5mm，测试结果如图3所示。
图3 不同组触头断开时刻及分闸时间
Fig.3 Different sets of contact disconnection time and opening time
从实验结果可以看出，通流支路触头在t =2.1ms时刻打开。灭弧支路触头在t =5.4ms时刻打开，且动作一致性高。操纵机构在t =7.8ms时刻分闸到位。经过计算可以得到通流、灭弧触头间动作延时为3.3ms，总分闸时间为7.8ms左右。因此，通过触头的超程设计可以实现主触头和灭弧触头异步分闸，且灭弧触头在垂直方向分闸动作一致性较高，满足实验设计要求，能够实现电流从通流支路转移到灭弧支路的功能。
采用如图4所示的实验电路对直流自然换流式接触器样机进行实验研究。
图4 实验原理
Fig.4 Experimental schematic
实验回路由储能电容C1、采样电阻Rs、接触器样机K、负载电阻RL、大功率半导体器件GTO、线路等效电感L1组成。其中，采样电阻Rs=1mW，线路等效电感L1=14mH。预充电电容C1的容值为0.25F，耐压1 200V，负载电阻RL=1W。GTO续流支路由C2、R2组成，通过电容C2对电阻R2放电产生的电流i2维持燃弧后期回路电流较小时GTO导通状态，使得弧后恢复电压施加在触头两端，确保实验结果的等价性。同时，可关断器件GTO可以在回路导通一段时间后关断，当接触器样机无法完成正常分断时，能够起到保护回路中器件的作用。接触器在直流1 100V、1 000A实验条件下换流开断波形及灭弧触头燃弧情况如图5所示。
图5 1 100V、1 000A实验条件下换流开断波形及灭弧触头燃弧情况
Fig.5 Commutation breaking waveform and arcing condition under 1 100V, 1 000A
在承载电流阶段，灭弧触头仅承载了280A左右的总电流，随着通流支路触头开距的释放，分断过程进入电流转移阶段，在tt时刻通流支路触头完全打开，由灭弧支路触头承载整个回路的电流。回路电流按照储能电容C1的放电规律指数下降。在ta时刻，第一组灭弧触头首先分断形成电弧，其余各组灭弧触头在图5a中②和③时刻依次打开，相应时刻的灭弧触头燃弧情况如图5b所示。随着开距的进一步增加，电弧受电动力和磁吹作用使得电弧电压迅速上升并产生气相电弧，总燃弧时间约为2ms。通过实验结果可以得到，异步分断的触头结构能够实现电流自然转移，但多组灭弧触头存在燃弧能量不均等的现象，容易对首先打开的触头造成更严重的烧蚀，需要额外采取相应的调控措施使得灭弧触头实现均压分断。
本小节应用一种修正电弧散热系数的Mayr电弧模型建立了灭弧支路串联多断口均压开断的仿真模型，研究结构调控及磁场调控对于串联多断口均压开断效果的作用。
为了研究串联多断口灭弧触头在燃弧阶段的均压效果，使用Matlab/Simulink搭建如图6所示的阻性负载仿真模型。图中，Lt为通流支路分布电感，Lh为灭弧支路分布电感，约为0.4mH；Rt和Rh为接触压力变化情况下采用Holm接触电阻模型等效的不同支路接触电阻；E为电源电压。回路电流从通流支路到灭弧支路的换流过程中，将灭弧支路串联的触头依次使用电弧模型等效为arc1、arc2及arc3研究燃弧过程中不同调控方式下断口的均压情况，用uB1-B2、uC1-C2及uD1-D2表示。
图6 换流开断仿真模型
Fig.6 Commutation breaking simulation model
灭弧支路串联断口间的燃弧情况建模过程采用动态修正散热功率的Mayr模型[22]。将电弧的散热功率p(t)修正为燃弧过程中的传导散热功率及对流散热功率，有
（1）式中，PT为触头传导散热功率，PT=2 700W；k2为通过实验数据整定的电弧修正系数，k2=120；P为灭弧室内气体压强，P=5.05×105Pa；v(t)为电弧横向运动速度；darc(t)为电弧的动态直径；t为时间（ms）。
对流散热功率大小受电弧横向运动速度及电弧的特征面积影响，通过不同断口间施加差异性磁感应强度实现开断过程电弧动态均压的磁场调控 方式。
根据图3中不同灭弧触头开断时刻的实验结果，将仿真模型中相应的触头间电弧模块动作间隔设置为0.03ms和0.3ms。不同调控方式下的动态均压分断效果如图7所示。可以得到在不采用任何调控方式下，灭弧支路串联多断口动态均压开断效果如图7a所示，开断过程中的系统恢复电压主要由最先动作的两组灭弧触头承担，最后动作的一组灭弧触头仅承担了81.9V的系统恢复电压，这与图5中的实验结果相一致。其次，对于电磁分合闸机构，可以通过触头结构设计和磁路设计使同一机构上的不同组灭弧触头实现分断动作分散性小于0.1ms，以实现结构调控的方式。在结构调控的方式下，将动作间隔设置为0.03ms和0.13ms，灭弧支路串联多断口动态均压开断效果如图7b所示。动态开断过程中，不同组灭弧触头间的电弧电压呈现出趋于均匀的趋势，但最先断开的两组灭弧触头仍然承担了主要的系统恢复电压，最后动作的一组灭弧触头承担了598.3V的系统恢复电压。为了定义开断过程中的动态均压效果，本文定义了一种归一化的均匀系数k为
（2）式中，n为灭弧触头组数，在本文中取3；
为第i组触头在开断过程中的动态电压；
为当前时刻n组灭弧触头电压的平均值；
为静态期望均压值。经计算，在不采取任何调控方式及仅采用结构调控的方式下，电路开断时刻的灭弧触头电压均匀系数分别为54.1%和80.1%。因此，需要进一步使用磁场调控的方式对灭弧支路串联多断口的开断过程进行均压调控。
图7 不同调控方式下的动态均压分断效果
Fig.7 Dynamic uniform-voltage breaking effect under different control methods
灭弧触头间磁感应强度调节方案见表2，B1、B2、B3分别对应施加在依次断开的灭弧触头间的横向磁场磁感应强度，在结构调控的基础上再次施加磁场调控，以期达到更好的动态均压效果。相应的磁场调控下不同方案串联多断口电压分布及电压均匀系数见表3。
表2 灭弧触头间磁感应强度调节方案
Tab.2 Adjustment scheme of magnetic induction intensity between arcing contacts
序号磁感应强度/T B1B2B3 10.10.10.1 20.050.050.1 30.040.040.1 40.030.030.1 50.010.020.1 60.020.020.1
表3 不同方案下断口电压分布
Fig.3 Contact voltage distribution under different schemes
序号电压/V均匀系数(%) B1-B2断口C1-C2断口D1-D2断口 11 3141 08460280.1 21 2321 06170785.35 31 1941 04676088 41 1361 01884692.3 58391 0271 13491.95 61 04096199998.05
分析不同磁场调控方案下断口电压的分布规律与磁感应强度的对应关系可以得到，在优先断开的灭弧触头间施加较小的横向磁场有利于提高电压均匀系数。本质上为，较小的磁感应强度降低了优先断开的灭弧触头间电弧的运动速度，使得电弧趋向于稳定燃烧，使之维持较低的燃弧能量。通过结构调控及磁场调控，串联灭弧触头动态均压开断效果如图7c所示，三组断口间的电弧电压在燃弧过程中及弧后承受静态耐压均呈现出均匀的态势。
选取表3中序号1的调控方案作为仅使用结构调控的均压分断结果、选取序号6的调控方案作为同时使用结构调控及磁场调控的均压分断结果，与不采用调控方案进行对比，绘制了开断过程中动态电压均匀系数k与时间t之间的关系如图8所示。
图8 不同调控方式下的电压均匀系数
Fig.8 Voltage uniformity coefficient under different control methods
电压均匀系数可以分为，燃弧过程中的动态电压均匀系数和弧后静态电压均匀系数。经过分析不同调控方式下的电压均匀系数可以得到，结构调控及磁调控均能够实现很好的动态及静态均压效果。经统计，结构调控将静态电压均匀系数从54.1%提升到80.1%，在此基础上，磁场调控方式能够将电压均匀系数进一步提升到98.05%。
本文基于一种已提出的直流自然换流式接触器拓扑结构，对开断过程中灭弧支路串联多断口的异步分断特性结合不同调控方式进行均压分断研究，得到了以下几点结论：
1）本文提出并联自然换流式直流开断拓扑结构，实验结果表明，通过通流支路和灭弧支路触头的异步动作，实现电流自然转移，灭弧支路串联多断口完成了直流高电压等级的电路开断。
2）基于动态Mayr电弧修正模型建立灭弧支路串联多断口开断过程的仿真模型，研究由串联多断口异步分断引起的电压分布不均匀。提出两种提高各断口电压均匀性的调控方式，并采用一种归一化的动态电压均匀系数研究结构调控及磁场调控对于动态均压的效果。
3）采用优化灭弧触头动作特性的结构调控均压开断方式，电压均匀系数将从54.1%提升到80.1%。在结构调控的基础上，针对灭弧触头动作的分散性进一步采取磁场调控方式将电压均匀系数提升到98.05%，提高了串联多断口的开断能力及电寿命。
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Design and Uniform Voltage Breaking Research of a DC Natural Current Commutation Contactor
Abstract Based on a DC natural current commutation topology, this paper uses the current-loading branch contacts carrying rated current and multiple sets of series arcing branch contacts in parallel to achieve circuit breaking, which can meet the DC switching demand of higher voltage levels in aviation, aerospace and new energy fields. After theoretical analysis and corresponding experiments, the current commutation characteristics and arcing characteristics of different branches of the topology are studied, and the phenomenon of uneven voltage distribution among the multi-fractures in series of arcing branches during circuit breaking is obtained. Two adjustment methods, structural adjustment and magnetic field adjustment are proposed, and the dynamic Mayr correction model is used to study the equalizing breaking effect of arcing contacts under different adjustment methods. A method to measure the voltage uniformity coefficient of arcs in series with multiple breaks during dynamic breaking process is defined, and a structure control method that optimizes the action characteristics of the arcing contact is obtained. The voltage uniformity coefficient is increased from 54.1% to 80.1%. Aiming at the dispersion of the arcing contact action, the magnetic field control method is further adopted to increase the voltage uniformity coefficient to 98.05%, and the uniform voltage distribution improves the breaking capacity and electrical life of multiple serial connection structures.
keywords：DC breaking, arc appearance, voltage uniformity coefficient, uniform-voltage adjustment method
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.L90181
中图分类号：TM561
贾博文 男，1992年生，博士研究生，研究方向为气体放电理论、高压直流换流式开断技术。E-mail: jiabwen109@126.com
武建文 男，1963年生，教授，博士生导师，研究方向为真空电弧理论、气体放电理论、智能电器及电力电子技术等。E-mail: wujianwen@vip.sina.com（通信作者）
收稿日期2020-06-30
改稿日期 2020-10-09
国家自然科学基金项目（51977002）和国家自然科学基金重点项目（51937004）资助。
（编辑 崔文静）