图1 容性预击穿实验回路
Fig.1 Experimental circuit of capacitive prestrike
摘要 投切电容器组是一种经济高效的无功补偿手段。真空断路器因其优异的灭弧性能和免维护特性，被广泛应用于电容器组的频繁投切。然而，关合过程中的高频高幅值涌流易引发触头烧蚀，影响断路器的性能与寿命。相控关合技术可有效抑制合闸涌流，但其抑制效果高度依赖断路器的预击穿特性，尤其在双断口结构中，相关研究仍相对薄弱。该文围绕双断口真空断路器在高频涌流条件下的预击穿特性开展系统研究。搭建实验平台，对采用杯状纵磁（AMF）触头和“卍”字形横磁（TMF）触头的两种单断口断路器及四种双断口结构进行实验，分析不同结构下的预击穿特性及涌流对触头表面烧蚀的影响。实验结果表明，TMF-TMF型双断口结构表现最优，显著降低了预击穿平均开距d50（57.9%）、分散性（71.4%）、涌流截断时间（85.1%）、燃弧时间（61.5%）以及触头烧蚀程度（53.2%）。“卍”字形横磁触头通过在触头间形成横向磁场，引导电弧在表面旋转运动，有效分散电弧能量，显著减轻烧蚀。该研究为双断口真空断路器在容性负载相控投切中的结构优化与工程应用提供了理论支撑和实验依据。
关键词：电容器组投切 相控关合技术 双断口真空断路器 预击穿特性 触头结构
随着新型电力系统的快速发展及电压等级的持续提升，无功功率补偿技术在保障电网稳定、改善电能质量和提升能量传输效率等方面发挥着日益关键的作用。据统计，为维持电压稳定，每输出1 kW有功功率通常需配置约1.3 kvar的无功功率支持[1-2]。电容器组因其成本低、损耗小（有功损耗仅约0.4%）及部署灵活等优势，已广泛应用于10、35及63 kV中压电网的无功补偿场景[3]。随着对无功补偿效率要求的不断提高，电容器组的年投切频次可达300～700次，对开关设备的运行可靠性提出了更高要求[4-5]。
目前，广泛使用的SF6断路器因其所用气体的温室效应潜能值（Global Warming Potential, GWP）高达CO2的22 200～23 900倍，正面临严峻的环境和经济挑战[6-7]。相比之下，真空断路器具有环保、高效、低维护等突出优势[8]，尤其适用于频繁投切工况[9]。其具有零温室气体排放、无有毒分解产物、灭弧室免维护、分合闸能耗仅为SF6断路器的约1/5、介质恢复速度快、燃弧时间短及机械寿命高（可达数万次）等特点，正逐步成为容性负载投切的首选设备[2, 10-11]。
然而，在投切容性负载过程中，真空断路器易发生重击穿现象[12]。容性投切主要包括关合和开断两个阶段：在关合阶段，预击穿电弧引发高频率高幅值涌流，易在触头表面形成局部熔焊；随后的开断过程中，熔焊区域破裂产生微粒，进一步加剧触头损伤，显著提升重击穿发生的概率[13]。已有研究表明，随着电压等级的升高，重击穿概率明显上升。例如，12 kV系统中其发生率一般低于1%，而在40.5 kV系统中可升至5%以上，国际上72 kV系统的统计值甚至高达16.7%[14]，其引发的过电压将严重威胁电网安全[15]。
当前关于真空断路器重击穿的机理尚无统一认识，主要存在场致发射、微粒引发击穿及其协同作用三种主流假说[16-17]。研究普遍认为，触头表面烧蚀状态与高频涌流特性密切相关，是诱发重击穿的关键因素之一[18]。涌流幅值越大，触头烧蚀越严重，从而显著增加重击穿的概率[13, 19-20]。相控合闸技术通过精准控制合闸相位，可有效抑制涌流，降低触头烧蚀和重击穿风险，具有良好的应用前景[21]。然而，预击穿电弧对断口绝缘强度和开距分散性的影响，为相控合闸的精确执行带来了新的挑战[22-23]。因此，深入揭示高频涌流下的预击穿特性及其影响机制，已成为提升真空断路器容性投切性能的主要方向[16, 24]。
此外，相较于单断口结构，双断口真空断路器在容性电流开合能力与绝缘耐压水平方面具备更显著的优势，具有进一步降低预击穿分散性和重击穿概率的潜力[25-26]。然而，关于双断口结构在纵向磁场（Axial Magnetic Field, AMF）与横向磁场（Transverse Magnetic Field, TMF）作用下的高频涌流预击穿行为，目前仍缺乏系统性的研究，特别是在触头表面微观特性及预击穿分散性形成机制方面，尚属空白[27-28]。
鉴于上述问题，本文基于实验手段，系统研究单断口与双断口真空断路器在纵向与横向磁场触头结构下的高频涌流预击穿特性，明确不同结构与磁场组合对预击穿行为的影响机制，探讨其形成原因。研究成果有望为双断口真空断路器在电容器组相控投切中的工程应用与技术优化提供关键的实验支撑与理论依据。
图1为高频涌流预击穿实验回路。该回路由电容器C1、电感L1、阻容分压器、被试真空断路器、罗氏线圈和高压探头组成，能够在经济高效的前提下模拟容性负载合闸工况。实验中，电容器C1通过独立充电系统预充至设定电压Us（13 kV/5 kA，49 kV/ 20 kA）。当开关SWinrush闭合后，C1电压直接加至双断口真空断路器两端，随后断路器接收合闸触发信号。C1与L1构成振荡回路，激发高频合闸涌流流经断路器。由于回路电阻的作用，涌流呈幅值递减的阻尼振荡波形，最终衰减至零。
图2为被试双断口真空断路器的结构。该断路器由两只串联的12 kV商用真空灭弧室组成，触头材料为经老炼处理的CuCr30合金。实验中，高压侧电压Um1通过阻容分压器测量，低压侧电压Um2则由输入电容小于3 pF的高压探头获取。由于探头电容远小于灭弧室杂散电容，测量误差可忽略。高频涌流通过罗氏线圈采集，动触头位移曲线则由高精度线性位移传感器记录。
图1 容性预击穿实验回路
Fig.1 Experimental circuit of capacitive prestrike
图2 双断口真空断路器示意图
Fig.2 Schematic diagram of double-break vacuum circuit breaker
真空断路器的预击穿开距dpre定义为发生预击穿瞬间触头间的实际间隙，其测量方法如图3所示。通过电压与电流波形确定预击穿时刻t1，并结合动触头位移曲线确定实际闭合时刻t2，两时刻的位移差即为预击穿开距dpre。本实验中，位移传感器的精度为0.1 mm。
图3 预击穿开距测量方法及波形
Fig.3 Measurement method and waveforms of prestrike gap
本研究共设置七组实验，实验参数与配置详见表1。实验1与实验2分别考察单断口真空断路器在容性合闸条件下的预击穿行为：实验1选用杯状纵磁触头的样机VI_S1_A，实验2选用“卍”字形横磁触头的样机VI_S2_T。单断口实验通过将双断口装置的一只灭弧室短接接地，仅保留另一只参与实验。由于预击穿由触头间电场强度超过绝缘强度触发，其开距与初始机械间隙无直接关联，因此可将单断口结果与双断口情况进行类比分析。
表1 高频涌流预击穿实验设置
Tab.1 Experimental setup of inrush current prestrike
实验编号实验1实验2实验3实验4实验5实验6实验7 断路器类型单断口真空断路器双断口真空断路器 触头结构AMFTMFAMF(高压侧)-AMF(低压侧)AMF(高压侧)-TMF(低压侧)TMF(高压侧)-AMF(低压侧)TMF(高压侧)-TMF(低压侧)AMF(高压侧)-AMF(低压侧) 灭弧室编号VI_S1_AVI_S2_TVI_D1_AH, VI_D1_ALVI_D2_AH, VI_D2_TLVI_D3_TH, VI_D3_ALVI_D4_TH, VI_D4_TLVI_D5_AH, VI_D5_AL 涌流峰值/kA520 涌流频率/Hz4 250 预充电电压/kV1331 开断电流/A0 (空载) 触头开距/mm10 合闸速度/(m/s)1 操动机构类型弹簧操动机构 实验次数C-O: 80C-O: 50
实验3～实验6分别研究不同触头结构组合下双断口真空断路器在关合5 kA涌流时的预击穿特性：实验3为双杯状纵磁触头（VI_D1_AH, VI_D1_AL）；实验4为高压侧杯状纵磁、低压侧“卍”字形横磁触头（VI_D2_AH, VI_D2_TL）；实验5为高压侧“卍”字形横磁、低压侧杯状纵磁触头（VI_D3_TH, VI_D3_AL）；实验6为双“卍”字形横磁触头（VI_D4_TH, VI_D4_TL）。实验7考察双杯状纵磁触头（VI_D5_AH, VI_D5_AL）在关合20 kA涌流条件下的预击穿特性。两类触头结构示意图如图4所示。每组实验均完成80次容性合闸操作。为确保合闸速度对预击穿特性影响可控，所有实验均采用统一的弹簧操动机构，动触头速度控制为1.0 m/s。实验采用单操动机构控制双断口合闸，两灭弧室通过绝缘拉杆同步驱动，合闸时间差控制在±0.1 ms。为进一步评估触头表面烧蚀程度，所有合闸实验前后均对灭弧室进行拆解，并测量场致发射电流，具体测量方法参见文献[29]。
图4 触头结构
Fig.4 Diagram of contact structures
实验结果表明，预击穿开距dpre的累积概率分布可较好地服从两参数互补威布尔（Weibull）分布，其数学表达式为
（1）
式中，
为形状参数；
为预击穿开距dpre的特征值，二者均通过实验数据拟合获得。该分布可用于定量描述在触头间隙超过特定dpre时发生预击穿的概率，具有直观性和实用性。
预击穿开距的分散性是另一项关键评估指标，尤其在电容器组相控合闸应用中，对合闸精度有直接影响。本文采用每组实验中dpre的标准差对其分散性进行量化，计算表达式为
（2）
式中，
为预击穿开距分散性；N为每组实验数据的样本数量；
为预击穿开距的平均值；dprei为第i次合闸操作对应的预击穿开距。实验1～实验7所得的预击穿开距分散性统计结果见表2。 为进一步表征预击穿行为的概率特征，通常采用 10%（d10）、50%（d50）和90%（d90）累积概率对应的预击穿开距。这些特征值均可根据式（1）中的互补威布尔分布进行计算。其中，d50为实验中预击穿开距的中值，即触头间隙大于d50时，预击穿发生的概率为50%。
表2 实验1～实验7中10%、50%和90%的预击穿开距及其分散性
Tab.2 10%, 50% and 90% prestrike gap and its dispersion in Experiment 1 to Experiment 7 （单位: mm）
实验分组d10d50d90spre 实验1VI_S1_A2.71.91.10.7 实验2VI_S2_T1.61.00.40.5 实验3VI_D1_AH2.21.71.10.4 VI_D1_AL2.31.71.00.5 实验4VI_D2_AH1.81.20.70.5 VI_D2_AL1.61.00.40.5 实验5VI_D3_AH1.81.20.60.5 VI_D3_AL2.01.30.70.5 实验6VI_D4_AH1.00.80.50.2 VI_D4_AL0.90.70.40.2 实验7VI_D5_AH4.03.63.10.3 VI_D5_AL3.73.43.00.3
涌流截断是容性预击穿过程中常见的动态特征。共观测到三种不同类型的涌流截断现象，如图5所示。根据预击穿期间涌流被截断的次数，可将其归类为：类型1，无涌流截断；类型2，发生一次涌流截断；类型3，发生两次涌流截断。实验1～实验7中各类涌流截断的发生频次及相应概率见表3。
图5 涌流截断现象
Fig.5 Inrush Interruption phenomenon
表3 实验1～实验7中三种涌流截断类型出现的次数和概率
Tab.3 The occurrence frequency and probability of the three types of inrush interruption in Experiment 1 to Experiment 7
实验分组类型1类型2类型3 次数概率(%)次数概率(%)次数概率(%) 实验156.256783.75810.00 实验22632.505467.5000 实验31923.756075.0011.25 实验41721.256378.7500 实验53442.504353.7533.75 实验63341.254657.5011.25 实验73876.001224.0000
涌流截断时间tint定义为预击穿过程中电流为零的持续时间，实验数据采用三参数威布尔分布进行拟合，有
（3）
式中，
为尺度参数；
为形状参数；t0为位置参数。根据式（3），可计算实验1～实验7中涌流截断时间的概率特征值，即10%、50%和90%累积概率对应的截断时间tint10、tint50、tint90，计算结果见 表4。
表4 实验1～实验7的10%、50%和90%涌流截断时间tint10、tint50和tint90
Tab.4 The 10%, 50%, 90% inrush interruption time tint10、tint50 and tint90 of Experiment 1 to Experiment 7 （单位: ms）
实验分组tint10tint50tint90 实验10.300.671.13 实验200.280.61 实验300.300.54 实验400.320.59 实验500.180.70 实验600.100.29 实验70.360.861.49
预击穿燃弧时间ta定义为预击穿电弧持续存在的时间间隔，计算方式为预击穿触发至触头完全闭合的时间减去对应涌流截断时间。基于式（3）计算得到的10%、50%、90%燃弧时间ta10、ta50、ta90统计结果见表5。
表5 实验1～实验7的10%、50%和90%预击穿燃弧时间ta10、ta50和ta90
Tab.5 The 10%, 50%, 90% prestrike arcing time ta10、ta50 and ta90 of Experiment 1 to Experiment 7 （单位: ms）
实验分组ta10ta50ta90 实验10.320.691.27 实验20.180.360.58 实验300.500.93 实验40.240.440.70 实验50.320.781.23 实验60.140.300.41 实验74.645.486.07
在80次容性合闸操作中，双断口真空断路器高、低压侧的预击穿电压分布呈现出三种典型模式，其代表性波形如图6所示。高压侧电压VH为高压侧断口两端电压，低压侧电压VL为低压侧断口两端电压。
依据VH波形变化特征，预击穿电压分布模式可归纳为以下三类：
图6 双断口真空断路器在容性合闸期间的三种类型的预击穿电压分布
Fig.6 The distribution of three types of prestrike voltages of double-break vacuum circuit breakers during capacitive closing
（1）类型Ⅰ：预击穿发生前VH持续缓慢下降，表明高、低压侧断口几乎同时击穿。
（2）类型Ⅱ：预击穿前VH出现骤降，表示高压侧先发生击穿，随后两侧同时击穿。
（3）类型Ⅲ：预击穿前VH先下降后回升，说明低压侧先击穿，继而两侧断口同时击穿。
上述三类模式在不同结构的双断口真空断路器中出现的概率见表6。
高、低压侧的预击穿电压分别记为VHpre和VLpre，对应于发生预击穿瞬间的实际断口电压。实验数据采用威布尔分布进行拟合，所得VHpre与VLpre在施加电压中的相对值，以及其10%、50%、90%概率对应值U10、U50、U90见表7。其中，U50表征预击穿电压的代表值。
表6 实验3～实验6中每种类型的预击穿电压分布出现的次数和概率
Tab.6 The occurrence frequency and probability of the three types of prestrike voltage distribution in Experiment 3 to Experiment 6
实验分组类型Ⅰ类型Ⅱ类型Ⅲ 次数概率(%)次数概率(%)次数概率(%) 实验36986.2511.251012.5 实验46783.7533.751012.5 实验5688522.51012.5 实验66378.75001721.25
表7 实验3到实验7中10%、50%和90%VHpre和VLpre
Tab.7 The 10%, 50% and 90% VHpre, VLpre in Experiment 3 to Experiment 7
实验分组U10U50U90 对应值/kV相对值(%)对应值/kV相对值(%)对应值/kV相对值(%) 实验3(AMF-AMF)VHpre8.0862.29.3171.610.8383.3 VLpre1.8814.53.6528.14.7936.8 实验4(AMF-TMF)VHpre6.4749.88.6766.710.7682.8 VLpre1.9414.94.3333.36.2548.1 实验5(TMF-AMF)VHpre4.8237.17.0454.29.2771.3 VLpre3.2525.06.0046.27.8060.0 实验6(TMF-TMF)VHpre5.8444.97.8160.19.0769.8 VLpre3.7528.85.1939.96.8252.5 实验7(AMF-AMF)VHpre35.271.839.580.642.686.9 VLpre6.413.19.519.413.534.6
预击穿电场强度Epre定义为两个触头之间发生预击穿时的平均电场强度，有
（4）
式中，Upre为发生预击穿时两个触头之间的电压。
预击穿电场强度Epre数据采用威布尔分布函数进行拟合分析。七组实验中Epre的10%、50%和90%累积概率对应值Epre10、Epre50和Epre90见表8。
表8 实验1～实验7的10%、50%和90% Epre（Epre10、Epre50和Epre90） （单位: kV/mm）
Tab.8 The 10%, 50%, 90% Epre (Epre10、Epre50 and Epre90) of Experiment 1 to Experiment 7
实验分组Epre10Epre50Epre90 实验1VI_S1_A4.67.111.1 实验2VI_S2_T8.615.731.9 实验3VI_D1_AH4.365.567.18 VI_D1_AL0.822.173.69 实验4VI_D2_AH4.917.2412.20 VI_D2_TL1.244.219.19 实验5VI_D3_TH2.996.2010.45 VI_D3_AL1.954.698.20 实验6VI_D4_TH6.5910.3314.71 VI_D4_TL4.447.8112.58 实验7VI_D5_AH4.195.456.45
在整个容性实验前后，均将真空灭弧室从断路器中取出，并对其触头间的场致发射电流进行测量。场致发射电流与电压之间的关系可由经典的Fowler- Nordheim（F-N）公式描述，其数学表达形式为
（5）
式中，Ae为有效场致发射面积；b为场致增强因子；V为施加的交流电压；Ie为场致发射电流；d为两个触头之间的固定开距；
为触头材料的功函数。已知铬（Cr）和铜（Cu）的功函数分别为4.5 eV和4.65 eV，依据成分比例估算，CuCr30合金的功函数取4.6 eV。
杯状纵磁型（AMF）和“卍”字形横磁型（TMF）真空灭弧室在容性实验前后的b与Ae计算结果分别见表9和表10。b的变化程度可作为评估触头表面烧蚀程度的重要参考指标。
通过高速摄像机（Charge Coupled Device, CCD）拍摄了纵向磁场与横向磁场作用下涌流预击穿电弧的发展过程，拍摄方向与真空电弧平行设置，所获取的典型图像如图7a～图7e所示。各图像下方的时间标签表示自预击穿发生起至拍摄时刻的时间间隔。拍摄帧率为27 027 f/s，曝光时间为5 ms。
表9 容性预击穿实验前触头表面的场致增强因子
Tab.9 The field enhancement factor on the contact surface before the capacitive prestrike test
实验分组b 实验1VI_S1_A219 实验2VI_S2_T240 实验3VI_D1_AH205 VI_D1_AL221 实验4VI_D2_AH218 VI_D2_TL239 实验5VI_D3_TH248 VI_D3_AL224 实验6VI_D4_TH269 VI_D4_TL242 实验7VI_D5_AH212 VI_D5_AL209
表10 容性预击穿实验后触头表面的场致增强因子
Tab.10 The field-induced enhancement factor on the contact surface after the capacitive prestrike test
实验分组b 实验1VI_S1_A1 014 实验2VI_S2_T977 实验3VI_D1_AH1 089 VI_D1_AL866 实验4VI_D2_AH712 VI_D2_TL801 实验5VI_D3_TH548 VI_D3_AL1 051 实验6VI_D4_TH809 VI_D4_TL525 实验7VI_D5_AH1 338 VI_D5_AL1 039
为分析不同触头结构下的电磁行为，采用Ansys/Maxwell 3D软件对杯状纵向磁场（AMF）触头与“卍”字形横向磁场（TMF）触头进行有限元建模仿真，获取触头间隙中间平面上的磁场分布，如图8～图11所示。仿真基于触头真实几何结构建立模型，真空电弧简化为恒定电导率的圆柱形导体，其直径依据图7中电弧图像测定。图8和图10分别以5 kA、50 Hz工频电流条件下的磁场分布作为基准；图9和图11则对应5 kA、4 250 Hz高频电流条件。图10与图11中，箭头标示了电弧所受洛伦兹力的方向。
图7 纵向磁场和横向磁场作用下的涌流预击穿电弧图像
Fig.7 The prestrike arc images of inrush current under the action of axial magnetic field and transverse magnetic field
如图7所示，在纵向磁场作用下，涌流预击穿电弧初期呈现单点或多点起弧，随后迅速扩展形成扩散态电弧，有助于电弧能量的均匀分布及触头烧蚀的抑制。相比之下，在横向磁场作用下，电弧表现出更为剧烈的运动特性。横向磁场通过产生显著洛伦兹力驱动电弧沿触头表面旋转，有效避免局部过热，降低烧蚀风险。
从磁场仿真结果看，在纵向磁场作用下（见图8与图9），涌流频率对磁通密度B的空间分布影响显著。50 Hz条件下，磁通密度在触头中心区域达到峰值，边缘区域较低，最大磁通密度Bmax= 1.78 mT。随着频率升高至4 250 Hz，由于趋肤效应增强，磁通密度集中于触头边缘，中心几乎无磁通分布，Bmax提升至4.48 mT，较工频下提高约252%。
在横向磁场条件下（见图10与图11），电流频率变化对磁通密度B与洛伦兹力大小均产生显著影响。无论在50 Hz还是4 250 Hz条件下，电弧附近磁通密度均较高。4 250 Hz条件下，Bmax达44.63 mT，约为50 Hz下（3.66 mT）的12倍；对应洛伦兹力也由76.3 mN增至92.2 mN，增幅约20.8%。更大的洛伦兹力促使电弧在触头表面高速运动，从而进一步降低局部热积聚与烧蚀风险。
图8 5 kA峰值和50 Hz频率电流时，触头中间间隙的纵向磁场分布
Fig.8 The longitudinal magnetic field distribution in the gap between the contacts at a peak current of 5 kA and a frequency current of 50 Hz
图9 5 kA峰值和4 250 Hz频率电流时，触头中间间隙的纵向磁场分布
Fig.9 The longitudinal magnetic field distribution in the gap between the contacts at a peak current of 5 kA and a frequency current of 4 250 Hz
图10 5 kA峰值和50 Hz频率电流时，触头中间间隙的横向磁场分布和洛伦兹力
Fig.10 The transverse magnetic field distribution and Lorentz force in the gap between the contacts at a peak current of 5 kA and a frequency current of 50 Hz
图11 5 kA峰值和4 250 Hz频率电流时，触头中间间隙的横向磁场分布和洛伦兹力
Fig.11 The transverse magnetic field distribution and Lorentz force in the gap between the contacts at a peak current of 5 kA and a frequency current of 4 250 Hz
预击穿开距dpre及其分散性spre是衡量真空断路器在背靠背电容器组选相投切应用中性能的重要指标。通过降低dpre及其波动性，可显著提高合闸相位控制的精度和可靠性。涌流幅值为5 kA的实验结果表明，单断口结构中，AMF触头的d50=1.9 mm，显著高于TMF触头的1.0 mm，增幅达90%；spre亦由0.5 mm上升至0.7 mm，表明AMF结构在预击穿控制方面存在更大的不确定性。引入双断口结构后，由于电压的分压作用，d50与spre均显著改善：AMF-AMF型的d50较AMF单断口平均降低约10.5%，spre分别下降42.9%（高压侧）与28.6%（低压侧）；而TMF-TMF型则进一步下降20%和60%，在所有结构中表现最优。对于异构触头组合，如AMF-TMF与TMF-AMF，d50较AMF-AMF降低近30%，但spre改善不明显。
涌流截断过程包括三个阶段（见图12）：首先，当触头间电场强度超过间隙介质的绝缘强度时发生预击穿电弧；然后，电弧烧蚀触头表面突起，局部介电强度增强使电弧熄灭，形成一次截断；最后，随着间隙进一步缩小，电弧再次重燃。截断次数越多，通常意味着触头烧蚀程度越重；但涌流被截断也限制了电弧能量的注入，因此燃弧时间ta更能准确反映触头实际承受的电弧能量。
图12 涌流截断示意图
Fig.12 Schematic diagram of inrush interruption process
在涌流截断方面，TMF结构同样表现出更强的控制优势。TMF单断口的tint50=0.28 ms，较AMF的0.67 ms降低58.2%；类型2与类型3截断事件发生概率分别降低19.4%和100%。在双断口结构中，若高压侧采用TMF触头，则截断时间较AMF型降低约40%～69%，进一步验证了高压侧触头类型对涌流行为的决定性影响。燃弧时间ta作为更直接反映触头承受电弧能量的指标，在TMF-TMF型中表现最优，其ta50低于TMF单断口（0.36 ms），而TMF- AMF型结构反而燃弧时间最长（0.78 ms），反映出组合方式对热负荷影响显著。
在预击穿电压分布方面，三类分布模式均有出现，但类型Ⅱ（高压侧先击穿）仅出现在含AMF结构中，说明AMF触头更易在分压较高侧触发击穿。进一步分析电压比例发现，AMF-AMF型结构高压侧承担电压比例为7
3，TMF-TMF则为64，表明TMF高压侧结构更有利于实现均衡分压，进而抑制早期预击穿。
预击穿电场强度Epre方面，TMF触头表现出更高的击穿阈值。单断口TMF结构的E50=15.7 kV/mm，较AMF结构（7.1 kV/mm）提升121%。在双断口中，TMF-TMF高压侧的E50达10.33 kV/mm，而AMF-AMF型仅为5.56 kV/mm，显示横磁结构具备更强绝缘耐受能力，且因其无槽结构和表面形貌优化，降低了局部电场强度畸变，减少了预击穿触发概率。
进一步对比实验3（5 kA）与实验7（20 kA）的数据，可以量化高幅值涌流对上述物理量的影响。随着涌流幅值由5 kA升高至20 kA，高压侧d50由1.7 mm升至3.6 mm，低压侧由1.7 mm升至3.4 mm。E50变化不明显，高压侧由5.56 kV/mm降低至5.45 kV/mm，低压侧由2.17 kV/mm升至3.00 kV/mm。截断类型也发生变化，无截断事件由23.75%提升至76%，多次截断几乎消失，预示单次电弧持续时间更长、热冲击更集中。
综上所述，高幅值高频涌流显著加剧了双断口真空断路器的预击穿开距、电弧能量注入与触头烧蚀风险。优化触头结构，尤其采用高压侧配置TMF的双断口方案，如TMF-TMF型，可在多项性能指标上实现最优表现，适用于高精度相控投切场景。
场致发射电流受多种因素的共同影响，包括施加电压幅值、触头材料性质、触头结构形状及其表面烧蚀状态。场致增强因子相关物理意义及详细计算过程见文献[23, 29]。实验1～实验7中各结构的场致增强因子增长率K统计结果见表11。
表11 实验1～实验7中场致增强因子b的增长率K
Tab.11 The growth rate K of enhancer factor b from Experiment 1 to Experiment 7
实验分组K 实验1VI_S1_A4.6 实验2VI_S2_T4.1 实验3VI_D1_AH5.3 VI_D1_AL3.9 实验4VI_D2_AH3.3 VI_D2_TL3.4 实验5VI_D3_TH2.2 VI_D3_AL4.7 实验6VI_D4_TH3.0 VI_D4_TL2.2 实验7VI_D5_AH6.3 VI_D5_AL5.0
AMF单断口真空断路器中，杯状纵磁触头的场致增强因子b在80次容性合闸操作后由219上升至1 014，对应增长率K=4.6；而TMF单断口断路器中，“卍”字形横磁触头的K=4.1。双断口结构中，AMF- AMF型断路器中高压侧触头b由205升至1 089，低压侧由221升至866，增长率分别为5.3与3.9；TMF-TMF型断路器的K值最低，高、低压侧触头分别为3.0和2.2。当涌流幅值从5 kA上升到20 kA时，场致增强因子b显著上升，高压侧从219增至1 338（增长6.1倍），低压侧从221增至1 039（增长4.7倍），反映出触头表面微观突起与烧蚀程度明显恶化。上述结果表明，与杯状纵磁触头相比，“卍”字形横磁触头对容性合闸涌流引发的触头表面烧蚀具有更强的抑制能力。该结论亦在表面形貌观测中得到了验证。实验结果显示，横磁驱使的电弧运动均匀性提升可同步降低烧蚀和dpre的离散性，呈现出一定的协同抑制作用，值得在未来进一步研究其内在机制。
图13展示了实验1～实验6中，杯状纵磁与“卍”字形横磁触头在经历80次容性合闸操作后的表面形貌变化。从图13中可见，杯状纵磁触头在开槽区域形成了明显且较深的熔坑，表现出严重的局部烧蚀；而“卍”字形横磁触头表面则呈现多个浅熔坑，烧蚀程度明显较轻。该差异表明，尽管纵向磁场有助于电弧的径向扩散，预击穿过程仍易在局部区域集中，导致重复烧蚀加剧。而横向磁场通过洛伦兹力驱动电弧沿触头表面高速旋转，可有效分散电弧能量，显著减轻局部烧蚀现象。后续应进一步开展200次以上重复合闸的长期实验，以评估触头表面烧蚀累积效应对预击穿特性的影响，完善耐久性评价体系。
图13 各组触头表面
Fig.13 Diagrams of each group of contact surfaces
综上所述，两种触头结构在预击穿行为上的差异主要源于以下两方面：其一，杯状纵磁触头因结构开槽导致局部电场畸变，增强了特定区域的击穿概率；其二，“卍”字形横磁触头在预击穿过程中通过横向磁场驱动电弧旋转，有效地降低了烧蚀程度，从而在后续操作中减少了预击穿和涌流截断事件的发生频率。
本文基于容性投切工况下的实验平台，系统研究了采用杯状纵磁（AMF）与“卍”字形横磁（TMF）触头结构的单断口与双断口真空断路器在高频涌流作用下的预击穿特性，分析了其在预击穿开距、涌流截断、电压分布、电场强度特性及触头烧蚀等方面的表现。主要结论如下：
1）在5 kA、4 250 Hz涌流条件下，TMF单断口结构相比AMF结构可显著降低50%预击穿开距d50 47.4%及分散性spre 28.6%。引入双断口结构后，各项指标进一步改善，其中TMF-TMF组合在d50、spre、涌流截断时间tint50与燃弧时间ta50等方面均表现最优。
2）相较于高压侧采用AMF触头的双断口结构（如AMF-AMF、AMF-TMF），配置TMF触头（如TMF-AMF、TMF-TMF）可有效抑制涌流截断现象，优化预击穿电压的高低压分布比例，提升分压均衡性与绝缘稳定性。
3）TMF触头在单、双断口结构中均优于AMF触头，能有效抑制涌流引起的触头表面烧蚀，其优势主要源于：①预击穿开距及其分散性较低，缩短了电弧作用时间；②横向磁场驱动电弧沿触头表面旋转，能量分布更均匀，局部烧蚀减轻。
4）相较于5 kA涌流，20 kA高幅值涌流显著加剧了预击穿过程的不稳定性与触头损伤程度：d50显著升高，但spre有所降低；电弧持续时间更长、热冲击更集中；触头表面场致增强因子b增长幅度提升（高压侧达6.3倍），反映出严重烧蚀与微观突起恶化。
综上所述，TMF-TMF双断口真空断路器在抑制高频高幅值涌流对绝缘性能和触头结构的不利影响方面表现最优，特别适用于高可靠性、高精度的背靠背电容器组相控投切应用场景。
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High-Frequency Inrush Current Prestrike Characteristics of Double-Break Vacuum Circuit Breakers
Abstract Switching capacitor banks represent a critical and economical method for reactive power compensation in modern power systems. Vacuum circuit breakers (VCBs), valued for their superior arc-extinguishing capability and maintenance-free operation, are extensively deployed for frequent capacitor switching. However, the high-frequency, high-amplitude inrush current generated during capacitive closing operations induces severe contact erosion, compromising breaker performance and longevity. Phase-controlled closing technology offers a potential solution for inrush current suppression, but its effectiveness depends critically on the VCB's prestrike characteristics. This dependency is particularly complex and underexplored in double-break VCB configurations, where two interrupters are connected in series to enhance voltage-withstand capability and capacitive-current interruption performance. This paper presents a systematic experimental investigation of the high-frequency inrush-current prestrike characteristics of double-break VCBs, specifically the cup-type axial magnetic-field (AMF) and spiral-type transverse magnetic-field (TMF) contacts.
An experimental platform was constructed to generate a characteristic damped oscillatory inrush current (peak: 5 kA or 20 kA; frequency: 4 250 Hz). Tests were conducted on two single-break configurations (VL_S1_A: AMF; VL_S2_T: TMF) and four double-break structures, i.e., AMF-AMF (VL_D1), AMF-TMF (VL_D2), TMF-AMF (VL_D3), and TMF-TMF (VL_D4). Each configuration underwent 80 closing operations. Key parameters measured included prestrike gap (dpre) and its statistical dispersion (spre), inrush current interruption patterns, interruption time (tint), prestrike arcing time (ta), voltage distribution across breaks (VHpre, VLpre), prestrike field strength (Epre), and post-test contact surface field enhancement factor (b) derived from Fowler-Nordheim analysis to quantify erosion. High-speed imaging captured arc behavior, and ANSYS/Maxwell 3D simulations analyzed magnetic field distributions.
Results demonstrate significant structural dependencies. Under 5 kA inrush conditions, the TMF single- break outperformed AMF, reducing the median prestrike gap (d50) by 47.4% (1.0 mm vs. 1.9 mm) and dispersion (spre) by 28.6% (0.5 mm vs. 0.7 mm). The double-break configuration further improved performance. The TMF-TMF structure exhibits the most substantial enhancements: d50 reduced by 57.9% compared to AMF-AMF, dispersion by 71.4%, median interruption time (tint50) by 85.1% (0.10 ms vs. 0.67 ms for AMF single-break), and median arcing time (ta50) by 61.5% (0.30 ms vs. 0.78 ms for TMF-AMF). Voltage distribution analysis revealed that double-break structures with TMF contacts on the high-voltage side (TMF-AMF, TMF-TMF) promoted more balanced voltage sharing (approaching 6
4 for TMF-TMF) compared with AMF-dominated structures (e.g., 73 for AMF-AMF), reducing the probability of high-voltage-side prestrike initiation. Crucially, TMF contacts consistently exhibited superior resistance to surface erosion, and the growth rate K of the post-test field enhancement factor b was lowered (K≈2.2～3.0 for TMF-TMF contacts vs. 3.9～5.3 for AMF-AMF and up to 6.3 under 20 kA). Surface morphology inspection confirmed more severe localized melting pits in AMF slots than multiple shallow pits on TMF surfaces. This erosion mitigation in TMF structures is attributed to the transverse magnetic field, which generates a Lorentz force that drives high-speed arc rotation across the contact surface (simulations showed Bmax～44.63 mT at 4 250 Hz, with a Lorentz force of ～92.2 mN), thereby dispersing energy and preventing localized overheating. Conversely, AMF structures, despite promoting diffuse arcs, suffered from localized field enhancement due to slot geometry and less effective energy dispersal during the brief prestrike phase. Increasing the inrush peak to 20 kA markedly amplified instability and damage: d50 increased substantially (～3.5 mm for AMF-AMF), tint patterns shifted towards single long-duration arcing events (Type 1 probability rose to 76%), and b growth rates surged (K=6.3 for HV side AMF), indicating severe micro-protrusion formation and erosion.
In conclusion, this paper quantifies the superior prestrike performance and contact-erosion resistance of double-break VCBs employing spiral TMF contacts. The TMF's ability to rotate the prestrike arc via a strong transverse magnetic field can minimize the localized energy density and promote the balanced voltage distribution in series breaks. This paper provides a reference for design optimization and reliable implementation of double-break VCBs in high-precision phase-controlled switching applications.
keywords：Capacitor banks switching, phase-controlled switching technology, double-break vacuum circuit breaker, prestrike characteristics, contact structure
中图分类号：TM561.2
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.250999
国家自然科学基金重点资助项目（51937009）。
收稿日期2025-06-09
改稿日期 2025-06-23
耿 云 女，1990年生，博士，讲师，研究方向为真空断路器无功投切。
E-mail: gengyun@xaut.edu.cn
姚晓飞 男，1985年生，博士，副研究员，研究方向为快速真空断路器。
E-mail: yaoxf85@mail.xjtu.edu.cn（通信作者）
（编辑 崔文静）