图1 基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室结构示意图
Fig.1 Structure diagram of integrated high voltage vacuum interrupter based on two-gap asynchronous linkage
摘要 输电等级真空灭弧室是迫切需要解决的行业级难题，为克服单断口真空灭弧室绝缘瓶颈和多断口串联结构复杂等问题，该文提出了一种基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室结构，该结构采用辅间隙与主间隙串联异步联动，辅间隙协助主间隙绝缘和灭弧，有望实现252 kV及以上电压等级真空灭弧室的工程应用。建立了两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室电场仿真模型，分析了进出线方向、主辅间隙、屏蔽罩等对电场强度和电压分布关系的影响规律，并研究了屏蔽罩结构和环形陶瓷分压电容器等分压措施对电场提升的效果。研究表明：静端盖为出线端、动端盖为进线端时，主间隙开距为60 mm、辅助间隙开距为30 mm可以满足分压关系按照开距大小分布，最大电场强度相比于长间隙开距60 mm时降低27.3%。外部并联环形陶瓷分压电容器可以满足双向分断的要求，进线端在静端盖时外部并联环形陶瓷分压电容器灭弧室相较于未并联电容的灭弧室最大电场强度降低30%左右，初步说明了基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室结构的可行性和有效性，研究可为高电压等级真空灭弧室研制提供新思路和新方法。
关键词：两间隙真空灭弧室 单断口真空断路器 均压措施 异步联动
“双碳”目标背景下，电力装备正逐渐向绿色低碳转型升级。真空断路器作为一种环保型电力开关，以真空优异的绝缘与灭弧能力在中低压领域占主导地位[1-2]。由于真空长间隙下的饱和效应限制了其向更高电压等级发展[3]，输电等级真空断路器成为世界上迫切需要突破的难题。
高电压等级真空断路器主要有单断口和多断口两种技术方向，多断口真空断路器采用商业应用成熟的单断口真空灭弧室串联构成，是实现高电压等级真空断路器经济且有效的手段。在多断口真空断路器方面，日本明电舍株式会社研制了T型145 kV/ 31.5 kA和204 kV/40 kA双断口真空断路器[4-5]。西安交通大学与北开电气股份有限公司联合开发了126 kV直立型双断口真空断路器[6]。大连理工大学研发了126 kV模块化串并联三断口真空断路器[7]。郑州大学与泰开集团联合研制了126 kV环保型罐式三断口真空断路器[8]。重庆大学与国网宁夏电力有限公司等单位采用40.5 kV模块串并联构成363 kV/5 000 A-63 kA罐式多断口真空断路器样机，并提出基于72.5 kV模块串联构成550 kV超特高压多断口罐式快速真空断路器模型[9]。多断口真空断路器已实现126～363 kV电压等级的样机研制和工程应用，也是未来实现超特高压应用的主要发展趋势[10-12]。但多断口串联技术工程应用存在串联结构复杂、操动机构多、断口不均压和难以兼容气体绝缘封闭型开关设备（Gas Insulated Switchgear, GIS）等问题。
输电等级单断口断路器是国内外研究的热点和难点。西门子公司研制的145 kV GIS(blue)，采用真空灭弧+干燥空气绝缘，于2020年4月在挪威投运，并于2022年1月在江苏无锡110 kV清舒变电站挂网运行。西门子公司与韩国IL JIN公司合作，在2019年8月完成了世界首个170 kV环保型气体绝缘封闭型开关设备（Environment-friendly GIS, E-GIS），并采用真空灭弧+80%N2-20%O2气体绝缘。近年来，国内单断口真空断路器的发展也取得了可喜进展[13-16]。2021年6月，由平高集团研制的126 kV柱式真空断路器，采用纯N2作为绝缘介质，其在国网平顶山供电公司龙泉变电站和广东电网佛山新产品基地挂网运行。另外，平高集团也为海外市场开发了145 kV柱式真空断路器，采用纯N2绝缘，其已经按照国际电工委员会（International Electrotechnical Commission, IEC）标准完成了全套型式试验，并通过了意大利TCA（Technical Conformity Assessment）认证，取得欧洲市场准入资质。综上所述，单断口真空断路器电压等级已达到170 kV，各国正在努力攻克252 kV真空灭弧室这一世界级难题。目前，252 kV真空断路器开断能力基本满足要求，但绝缘性能不足，更高电压等级的单断口真空灭弧室技术路线仍需进行探索[17-24]。
本文提出了一种基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室结构，分析了其工作原理，建立了两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室电场模型，研究了自然分压条件下进出线方向、主辅间隙大小对分压关系和电场强度的影响规律，得到自然分压条件下主辅间隙配合关系和进出线方式。另外，针对进出线方向不同时的自然分压关系不符合要求的问题，通过改造灭弧室内部屏蔽罩和外部并联环形陶瓷电容器等分压措施解决其双向开断的问题，得到了基于外部并联环形陶瓷分压电容器的解决方案，可为252 kV及以上电压等级真空灭弧室的研制与工程应用提供新思路。
基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室结构示意图如图1所示，主要包括主间隙、主间隙屏蔽罩、辅间隙、辅间隙屏蔽罩以及自驱动机构。除必要的金属横板、挡板及自驱动机构外壳外，自驱动机构主要由压缩弹簧和阻尼器构成。压缩弹簧预设相应的预压力置于挡板与金属横板之间，阻尼器为机械式，可置于挡板边缘与自驱动机构外壳间，通过调节阻尼器的阻尼系数与压缩弹簧刚度系数使灭弧室两间隙在分合闸时能够满足预设要求。自驱动机构连接主间隙静触头和辅间隙动触头，进而可以控制主间隙静触头和辅间隙动触头上下运动。主间隙开距大，承担主要的灭弧和绝缘任务；辅间隙开距小，协助主间隙灭弧和绝缘。主辅间隙屏蔽罩主要是为了避免电弧溅射的影响，主间隙与辅间隙通过自驱动机构一体化异步联动，可以通过单个操动机构驱动两个间隙合分闸，结构简单，同时提升整体的绝缘性能，为252 kV及以上电压等级真空灭弧室提供解决方案。
图1 基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室结构示意图
Fig.1 Structure diagram of integrated high voltage vacuum interrupter based on two-gap asynchronous linkage
基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室合分闸过程如图2所示。合闸时，操动机构驱动动导电杆向上运动，首先，完成主间隙的闭合；然后，操动机构通过闭合的主间隙动静触头带动辅间隙的动触头向上运动，实现辅间隙的闭合；同时，自驱动机构弹簧压缩，为辅间隙分闸储存能量，而主辅间隙的触头压力由操动机构的超程部件提供。
图2 合分闸过程示意图
Fig.2 Closing and opening process diagram
分闸过程如下：操动机构向下运动，其超程部件开始退超程，然后带动主间隙动导电杆向下运动，此时由于自驱动装置中阻尼器阻碍辅助间隙运行，主间隙开始分闸一定距离（如10 mm）后，自驱动机构中压缩弹簧驱动辅间隙动触头向下运动。在分闸过程中，主间隙分闸速度略快于辅间隙，但辅间隙开距小于主间隙，因此主间隙先分、辅间隙后分。但辅间隙分闸到位时间要早于主间隙，且主辅间隙的异步联动配合方法需要自驱动机构中压缩弹簧刚度系数和阻尼器阻尼系数的配合。
考虑运算效率以及准确性，仿真模型忽略了对灭弧室分压以及电场分布影响较小的波纹管、波纹管屏蔽罩、阻尼器和压缩弹簧。基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室三维仿真模型如图3所示，灭弧室长度为1 043 mm（动导电杆除外），外径为236 mm。
图3 基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室三维仿真模型
Fig.3 3D simulation model of integrated high-voltage vacuum interrupter based on two-gap asynchronous linkage
灭弧室端盖、各个屏蔽罩、触头及金属横板材料为铜，灭弧室外壳材料为氧化铝陶瓷，各材料相对介电常数设置见表1。仿真时动触头、动导电杆、动端盖、动端盖内部屏蔽罩及动端悬浮屏蔽罩设为等电位；主间隙悬浮屏蔽罩、主屏蔽罩、辅间隙屏蔽罩分别设为悬浮电位；金属横板、中间导电杆及其相连的静触头和辅间隙动触头整体设为悬浮电位；静端盖、静端盖内部屏蔽罩、静端盖悬浮屏蔽罩、静导电杆、静触头设为等电位；高电位为606 kV；同时设置10 m×10 m×10 m空气域中静端盖正对的一面远端接地。
表1 不同部件的相对介电常数
Tab.1 The relative dielectric constant of different devices
材料相对介电常数 铜1×105 氧化铝陶瓷6.4 真空1
仿真计算中辅间隙开距在5～40 mm之间变化，主间隙开距由60～100 mm变化。进出线方向包括两种，一种是静端盖进线、动端盖出线，另一种是静端盖出线、动端盖进线。分别研究进出线方向、主辅间隙开距变化对分压关系和电场强度的影响规律。
自然分压是指无分压措施情况下主辅间隙间的分压关系，而此分压关系主要由主辅间隙自身电容和对地杂散电容参数决定，其中自身电容参数与间隙开距大小密切相关，对地杂散电容参数与进出线方向有关。根据主辅间隙工作原理可知，主间隙承担主要的电压，最合理的主辅间隙电压分布按照其开距大小分配，即主辅间隙的分压比与开距比一致。
3.1.1 进出线方向对分压及电场的影响
辅间隙开距为30 mm、主间隙开距为60 mm的灭弧室在静端盖进线、动端盖出线时，主间隙所占分压比相较动端盖进线、静端盖出线时低27.3%。不同进出线方向时两间隙的电场分布如图4所示。由图4可知，静端盖进线、动端盖出线时灭弧室内部最大电场强度相较动端盖进线、静端盖出线时提高23.3%。
图4 不同进出线方向时的电场分布
Fig.4 The electric field distribution in different directions of inlet and outlet lines
高电位在灭弧室不同侧时灭弧室等效电路如图5所示。对比图5a和图5b可知，随着灭弧室接线方式的变化，杂散电容并联位置发生变化，这是造成灭弧室分压变化的主要原因。为探究杂散电容在灭弧室进出线方向不同时对分压的影响，用COMSOL分别计算出一体化高压真空灭弧室的自电容、互电容和杂散电容值见表2，并对其进行简单运算得到灭弧室等效自电容参数。
图5 高电位在灭弧室不同侧时灭弧室等效电路
Fig.5 Equivalent circuit of interrupter when high potential is on different sides of interrupter
表2 灭弧室等效电容参数
Tab.2 Equivalent capacitance parameters of interrupter
参数数值 C12/pF15.158 71 C13/pF1.397 379 C23/pF23.631 74 Cg1/pF6.623 053 C34/pF21.177 25 C35/pF2.209 081 CE1/pF2.468 839 C45/pF12.638 24 Cg2/pF4.245 323
图5中，设灭弧室动端为电极1，主屏蔽罩为电极2，金属横板及横板屏蔽罩部分为电极3，辅间隙屏蔽罩为电极4，静端为电极5，大地为电极6，则此时C12表示动端与主屏蔽罩之间的互电容，C13表示动端与金属横板及横板屏蔽罩部分之间的互电容，C23表示主屏蔽罩与金属横板及横板屏蔽罩部分之间的互电容，C34表示金属横板及横板屏蔽罩部分与辅间隙屏蔽罩之间的互电容，C35表示金属横板及横板屏蔽罩部分与静端之间的互电容，C45表示静端与辅间隙屏蔽罩之间的互电容。
忽略杂散电容Cg1、Cg2、CE1时，通过计算可知灭弧室动端自电容参数
，静端自电容参数
。同时由表2可知，主屏蔽罩对地杂散电容Cg1=6.623 053 pF，金属横板及横板屏蔽罩部分对地杂散电容CE1=2.468 839 pF，辅间隙屏蔽罩对地杂散电容Cg2=4.245 323 pF。
由上述数据可知，杂散电容与等效自电容参数值近似在同一数量级，差别较小，故杂散电容对灭弧室分压影响较大。对杂散电容对分压的影响进行简要分析可知，杂散电容最小（即仅考虑金属横板及横板屏蔽罩部分对地杂散电容）时，杂散电容对分压的影响达到11%左右（不同进线端时主间隙所占总电压比之差）。
当进线端在静端盖、主间隙开距为60 mm、辅间隙开距为30 mm时，主间隙承担39%的总电压，由图5b可知，若想使主间隙承担主要电压，需增大辅间隙等效自电容参数
或减小主间隙等效自电容参数
。当不变，增大，即减小辅间隙开距至最小5 mm时，主间隙承担51.2%的总电压；当减小的同时增大，即在减小辅间隙开距为5 mm的同时增大主间隙开距至100 mm时，主间隙承担52.46%的总电压，主间隙仍未承担主电压。当进线端在动端盖、主间隙开距为60 mm、辅间隙开距为30 mm时，主间隙承担66.3%的总电压，此时主间隙承担了主要电压，辅间隙辅助主间隙承担了部分电压。
综上所述，静端盖进线、动端盖出线方式下难以满足主间隙承担主要电压的任务，而静端盖出线、动端盖进线方式可以较好地满足分压关系，但实现最合理的电压分布需要主辅间隙开距配合。
3.1.2 主辅间隙开距对分压及电场的影响
1）开距变化对分压的影响
当进线端在灭弧室静端盖时，灭弧室两间隙开距的变化对主间隙所占总电压比的影响如图6所示。由图6可知，辅间隙固定时，主间隙开距对分压的影响较小，增加主间隙开距能提高主间隙所占总电压比约为1.5%，且当主间隙固定时，辅间隙开距越小主间隙所占总电压比越高；辅间隙开距增加能降低主间隙所占总电压比约为13%，且主间隙开距越大主间隙所占总电压比越高。
由图6可知，进线端位于灭弧室静端盖时并不能使灭弧室主间隙承担主要电压。当进线端位于灭弧室动端盖时，灭弧室两间隙开距的变化对主间隙所占总电压比例影响如图7所示。由图7可知，辅间隙固定时，主间隙开距对分压的影响较小，增加主间隙能提高主间隙所占总电压比约为2.2%，且当主间隙固定时，辅间隙开距越小主间隙所占总电压比越高。
图6 进线端在灭弧室静端盖时两间隙开距变化对主间隙分压的影响
Fig.6 The influence of the opening distance of the two gaps on voltage distribution when the static terminal is high potential
图7 进线端在灭弧室动端盖时两间隙开距变化对主间隙分压的影响
Fig.7 The influence the opening distance of the two gaps on the voltage distribution when the moving terminal is high potential
由图7可知，辅间隙开距的增加能降低主间隙所占总电压比约为7.3%，且主间隙开距越大主间隙所占总电压比越高。进线端位于灭弧室动端盖时可使灭弧室主间隙承担主要电压。
2）主辅间隙开距对电场的影响
由图7中的数据可知，当辅间隙开距为35 mm、主间隙开距为70 mm时，或辅间隙开距为40 mm、主间隙开距为80 mm时，也能满足合理的电压分配关系。但考虑到较小的开距有利于磁场控制电弧形态，减轻燃弧过程中对阳极的烧蚀从而有利于开断，同时考虑到较小的开距不仅会使灭弧室受到较小的冲击力，也更有利于操动机构的设计，因此在满足分压的前提下，辅间隙开距应选较小的，故确定辅间隙开距为30 mm，主间隙开距为60 mm。
进线端在灭弧室动端盖、辅间隙开距为30 mm、主间隙开距为60 mm时，灭弧室截面电场强度分布如图8所示。由图8a可知，灭弧室内部最大电场强度在动触头表面，为12.73 kV/mm。与传统商用灭弧室开距60 mm（图8b）最大电场强度17.5 kV/mm相比，内部最大电场强度约降低27.3%；与传统商用灭弧室开距90 mm（图8c）最大电场强度16.53 kV/mm相比，内部最大电场强度约降低23%。
图8 灭弧室截面电场分布
Fig.8 The electric field distribution of the interrupter
综上所述，自然分压时按照静端盖出线、动导电杆进线方式可以实现合理的分压关系，此时主辅间隙开距分别为60 mm和30 mm，分压关系分别为66.3%和33.7%，基本按照主辅间隙开距比分配，且此时最大电场强度较传统长间隙90 mm时约降低23%。
3.1.3 开距比等于分压比的理论分析
当把两个开距分别为30 mm、60 mm的真空灭弧室串联，并在其长开距侧施加高电压时，长开距与短开距灭弧室分压关系分别为72.2%和27.8%，与一体化高压真空灭弧室主辅间隙的分压关系相差6%左右。
一体化高压真空灭弧室和两个串联真空灭弧室等效电路均如图5a所示，忽略杂散电容对分压的影响时，主间隙电压U1与长开距灭弧室电压
表示为
（1）
式中，U为总电压。
两个串联真空灭弧室等效电容参数见表3。此时C12表示长开距灭弧室动端与长开距灭弧室屏蔽罩之间的互电容，C13表示长开距灭弧室动端与长开距灭弧室静端和短开距灭弧室动端之间的互电容，C23表示长开距灭弧室屏蔽罩与长开距灭弧室静端和短开距灭弧室动端之间的互电容，C34表示长开距灭弧室静端和短开距灭弧室动端与短开距屏蔽罩之间的互电容，C35表示长开距灭弧室静端和短开距灭弧室动端部分与短开距静端之间的互电容，C45表示短间隙静端与短间隙屏蔽罩之间的互电容，Cg1表示长开距灭弧室屏蔽罩对地杂散电容，Cg2表示短开距灭弧室屏蔽罩对地杂散电容，CE1表示长开距灭弧室静端和短开距灭弧室动端对地杂散电容。
表3 两个串联真空灭弧室等效电容参数
Tab.3 Equivalent capacitance parameters of two series vacuum interrupters
参 数数 值 C12/pF14.422 C13/pF1.56 C23/pF14.495 Cg1/pF6.622 8 C34/pF15.355 C35/pF2.754 2 CE1/pF4.058 6 C45/pF13.192 Cg2/pF7.228 8
由式（1）和图5a可知，一体化高压真空灭弧室和两个串联真空灭弧室分压关系由灭弧室内部等效电容参数决定。对比表2、表3可知，二者内部电容参数并不相同，这是二者开距相同分压不同的原因。
为了满足断路器双向开断的要求，本文提出了改造灭弧室内部屏蔽罩结构（如图9所示）以及在灭弧室外部并联环形陶瓷电容（如图10所示）两种方案，并对这两种方案进行了可行性探索。
图9 灭弧室内部构造电容示意图
Fig.9 Internal structure capacitance diagram of interrupter
图10 外部并联电容结构示意图
Fig.10 External parallel capacitor structure diagram
3.2.1 改造内部屏蔽罩结构对灭弧室电场的影响
改造灭弧室内部屏蔽罩结构方法是指通过改变灭弧室内部屏蔽罩结构，在灭弧室内部构造互电容（如图9所示），从而增加灭弧室动静端等效自电容参数。当构造互电容参数远大于杂散电容时，主间隙所占电压几乎不受杂散电容影响。
按上述思路在灭弧室内部构造电容，最终动端等效自电容为41.676 pF，静端等效自电容为77.332 pF，此时主屏蔽罩对地杂散电容为1.938 pF，金属横板及横板屏蔽罩部分对地杂散电容为4.8 pF，辅间隙屏蔽罩对地杂散电容为1.04 pF，忽略杂散电容，则主间隙所占总电压比应为65%。由整体静电场仿真结果可知，进线端在灭弧室动端时，主间隙所占总电压比为67.4%；进线端在灭弧室静端时，主间隙所占总电压比为61.6%，杂散电容对分压的影响约为6%，远小于未改变前的27.3%。
改造内部屏蔽罩结构与自然分压结构内部电场分布对比如图11所示。由图11可知，与未构造电容时灭弧室内部最大电场强度相比，高压侧在灭弧室静端时，构造电容结构使得灭弧室内部最大电场强度由15.7 kV/mm增加到43.1 kV/mm，增加了174.52%；高压侧在灭弧室动端时，灭弧室内部最大电场强度由12.73 kV/mm增加到47.1 kV/mm，增加了270%。
图11 改造内部屏蔽罩结构与自然分压结构内部电场分布对比
Fig.11 The comparison of the internal electric field distribution between changed internal shield structure and the natural voltage divider structure
综上所述，在灭弧室内部构造电容虽能减小杂散电容的影响，使灭弧室分压更加理想，但同时也极大地增加了灭弧室内部的最大电场强度。
3.2.2 外部并联电容结构对灭弧室电场的影响
灭弧室外部并联电容方法是指在灭弧室外部并联几块容值较大的环形陶瓷电容（如图10所示）来增加灭弧室动静端等效自电容参数。当灭弧室互电容参数远大于杂散电容时，主间隙所占总电压比几乎不受杂散电容影响。
静端进线时，灭弧室各悬浮屏蔽罩电位改变会导致主间隙屏蔽罩电场局部发生畸变，为探究并电容结构对灭弧室内部电场的影响，本文在不改变两间隙自然分压情况下，对模型屏蔽罩距离进行了细微调整。电场分布仿真结果如图12所示，进线端在动端盖时，两间隙真空灭弧室内部最大电场强度为12.1 kV/mm，相较于自然分压时灭弧室内部最大电场强度12.43 kV/mm降低了2.65%；进线端在静端盖时，两间隙真空灭弧室内部最大电场为10.3 kV/mm，相较于自然分压灭弧室内部最大电场强度14.9 kV/mm降低了30.87%。由上述结果可知，在灭弧室外部并联环形陶瓷电容器不仅可以满足断路器双向分断的要求，同时也可在一定程度上提高灭弧室内部绝缘能力。
图12 并电容结构与自然分压结构内部电场对比
Fig.12 The comparison of the internal electric field between the parallel capacitor structure and the natural voltage divider structure
1）本文创新性提出了一种基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室结构，主辅间隙通过自驱动机构异步联动操动，辅间隙协助主间隙绝缘和灭弧，为高电压等级真空灭弧室研发提供了新思路。
2）研究了主辅间隙开距、进出线方向对分压关系和电场强度的影响规律，在自然分压时采用静端盖出线、动端盖进线方式可以实现最合理的分压关系，对应的主辅间隙开距分别为60 mm和30 mm，分压比分别为66.3%和33.7%，且此时此结构的电场强度相较于传统长间隙90 mm的灭弧室降低23%，可以有效提升绝缘性能。
3）进出线方向对分压关系影响较大，自然分压难以满足双向开断要求，为此提出环形陶瓷电容器分压措施，实现了各段陶瓷外壳间的电压均匀分配，将进线分别为灭弧室静、动端时的最大电场强度降低了30.87%和2.65%。初步说明了新结构的可行性和有效性，后续将深入研究异步联动的动力学特性，确定自驱动机构参数。
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Electric Field Design of Integrated High-Voltage Vacuum Interrupter Based on Two-Gap Asynchronous Linkage
Abstract The vacuum interrupter of transmission grade is an urgent industry-level problem to be solved. In order to overcome the insulation bottleneck of single-break vacuum interrupter and the complex structure of multi-break series, this paper innovatively proposes an integrated high-voltage vacuum interrupter structure based on two-gap asynchronous linkage. The structure adopts the asynchronous linkage of the auxiliary gap and the main gap in series, and the auxiliary gap assists the main gap insulation and arc extinguishing, and controls the opening speed of the two gaps through the intermediate self-driving mechanism, so that the main and auxiliary gaps can be opened according to the preset requirements. This structure uses an operating mechanism structure more simple than the multi-break series technology. Its size is similar to that of single-break vacuum interrupter, and it can also improve the insulation degree of single-break vacuum interrupter while being smaller than the size of multi-break series connection. It is expected to realize the engineering application of vacuum interrupter with voltage level of 252 kV and above.
In this paper, the electric field simulation model of the integrated high-voltage vacuum interrupter with two-gap asynchronous linkage is established. The electric field simulation of the model is carried out by COMSOL software. The influence of the opening distance of the main and auxiliary gaps and the structure of the shielding cover on the relationship between the electric field intensity and the voltage distribution is obtained. In addition, according to the equivalent capacitance obtained by simulation, the influence of the direction of the inlet and outlet lines on the voltage distribution is analyzed in principle. Aiming at the problem of different voltage division between main and auxiliary gaps caused by different directions of inlet and outlet lines, voltage division measures such as shielding cover structure and annular ceramic grading capacitor are proposed, and the effects of these two measures on electric field improvement are analyzed.
The results show that when the static end cover is the outlet end and the moving end cover is the inlet end, the main gap spacing is 60 mm and the auxiliary gap spacing is 30 mm, which can meet the distribution of the partial pressure relationship according to the size of the gap spacing. Compared with the long gap spacing of 60 mm, the maximum electric field intensity is reduced by 27.3%. Although the shielding cover structure can meet the requirements of two-way breaking, it will increase the internal field strength of the vacuum interrupter and reduce the internal insulation. The external parallel ring ceramic grading capacitor can meet the requirements of bidirectional breaking. When the inlet end is in the static end cover, the maximum electric field strength of the external parallel ring ceramic grading capacitor vacuum interrupter is about 30% lower than that of the non-parallel capacitor vacuum interrupter. The feasibility and effectiveness of the integrated high-voltage vacuum interrupter structure based on two-gap asynchronous linkage are preliminarily explained. The research provides new ideas and methods for the development of high-voltage vacuum interrupter.
keywords：Two-gap vacuum interrupter, single-break vacuum circuit breaker, voltage equalizing measures, asynchronous linkage
中图分类号：TM561.2
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.231111
国家自然科学基金（51977195, 52107170）、河南省优秀青年科学基金（202300410370）和河南省科技创新人才（21HASTIT022）资助项目。
收稿日期 2023-07-13
改稿日期 2023-09-11
葛国伟 男，1987年生，副教授，研究方向为智能化高压电器及高压新技术，着重研究多断口真空开关技术、中压直流开断技术。
E-mail：ggw@zzu.edu.cn
程 显 男，1982年生，教授，博士生导师，研究方向为开关设备与绝缘技术，着重研究混合断路器技术、多断口真空开关技术。
E-mail：chengxian@zzu.edu.cn（通信作者）
（编辑 李 冰）