图1 实验电路
Fig.1 Experimental circuit
摘要 真空沿面闪络是制约真空灭弧室向更高电压等级和小型化发展的主要瓶颈。该文提出在真空灭弧室瓷壳端部三交界区域保护屏蔽罩收口侧（简称屏蔽罩端部）构建氧化铝涂层以抑制初始电子发射，进而实现真空灭弧室沿面闪络电压的大幅提升。通过大气等离子体喷涂在屏蔽罩端部构建了数十mm级厚度的氧化铝涂层，研究了氧化铝涂层对电场强度分布、正极性冲击电压下真空灭弧室沿面绝缘特性以及闪络后屏蔽罩的表面形貌的影响。结果表明，氧化铝涂层可显著改善屏蔽罩表面的电场分布，将屏蔽罩表面的最大电场强度降低了89.4%。屏蔽罩表面功函数从4.51 eV提升至5.39 eV，提升了19.5%。在正极性雷电冲击电压下，当屏蔽罩端部涂层厚度为40 mm时，真空灭弧室相较于无涂层时的最大耐受电压提升12.8%，闪络电压U50提升17.3%。屏蔽罩表面氧化铝涂层抑制了爆炸性电子发射产生的电流脉冲，并作为物理屏障阻挡了爆炸性电子发射进入真空。该研究为真空灭弧室沿面绝缘提升及小型化提供了理论依据。
关键词：真空灭弧室 氧化铝涂层 真空沿面闪络 等离子体喷涂
真空灭弧室具有环境友好、结构紧凑、免维护等优点[1-4]，是“零碳”电力开关最有前景的核心单元[5-8]。随着真空灭弧室向输电等级发展[9-13]，对其绝缘性能提出了更高的要求。高电压下真空灭弧室内氧化铝瓷壳真空沿面闪络是导致真空灭弧室绝缘失效的主要原因之一[14-16]。由于真空沿面绝缘的饱和性，单纯增加瓷壳长度难以有效提升真空灭弧室的沿面绝缘水平。研究如何突破真空灭弧室绝缘材料本征物理属性限制，以大幅提升真空灭弧室的沿面绝缘能力，对真空灭弧室向着高电压、小型化发展有着重要意义。
真空沿面闪络起始于真空-绝缘子-电极三结合区域的电子发射[17-18]。由于绝缘介质与真空的相对介电常数差异，三结合区域电场畸变严重，是绝缘的薄弱位置。对于真空灭弧室，其三结合区域为真空-氧化铝瓷壳-瓷壳端面金属化层三者交界区域，通常采用屏蔽罩对三结合区域进行电场削弱，以提升真空灭弧室的闪络电压[19]。R. Kusa等[20]研究了屏蔽罩长度对真空灭弧室沿面闪络电压的影响，结果表明，沿面闪络电压随着屏蔽罩的长度先增加后降低。原因在于随着屏蔽罩长度的增加，三结合区域电场被充分削弱，闪络电压增加；随着屏蔽罩长度的进一步增加，屏蔽罩端部电场强度不断增加，且沿面绝缘距离不断缩短，闪络电压反而降低。J. H. Yoon等[21]研究了屏蔽罩端部曲率半径对真空灭弧室沿面闪络电压的影响，结果表明，随着屏蔽罩端部曲率半径由1 mm增加至4 mm，屏蔽罩端部的最大电场及瓷壳沿面的切向电场随之减小，闪络电压增加。K. R. Venna等[22]通过电场仿真研究了三结合区域接触角度、屏蔽罩与瓷壳间距离、屏蔽罩形状对三结合区域电场分布的影响。Y. Yamano等[23-24]测量了在不同屏蔽罩端部曲率半径与屏蔽罩瓷壳间距离下施加直流、交流、雷电冲击电压后瓷壳沿面电荷分布，结果表明，瓷壳沿面电荷积聚严重的位置在屏蔽罩端部附近，增加屏蔽罩端部曲率半径以及屏蔽罩瓷壳间距离有助于抑制由屏蔽罩端部的电子发射导致的瓷壳表面电荷积聚，从而提升沿面闪络电压。
综上所述，通过屏蔽罩对三结合区域处电场进行削弱能够提升真空灭弧室的沿面闪络电压，但同时也将绝缘的薄弱位置转移到了屏蔽罩端部，成为了诱发真空灭弧室内沿面闪络的起始位置[25-26]。当前的研究仅停留在屏蔽罩的形状优化以削弱屏蔽罩端部最大电场，尚未能对屏蔽罩进行表面改性处理以突破屏蔽罩的本征物理性质，从而进一步抑制屏蔽罩端部电子发射，提升真空灭弧室的沿面闪络电压。屏蔽罩可等效为金属电极，在金属电极表面镀膜是提升绝缘系统击穿电压的有效措施[27]。L. Jedynak等[28]通过在电极表面构建环氧树脂薄膜，将提高真空间隙的击穿电压。郑宇等[29]通过等离子体化学气相沉积的方式在铜质棒电极上沉积纳米SiO2涂层，将棒板电极在SF6气体中的工频击穿电压提升11.5%。吴世林等[30]通过磁控溅射的方式在铜电极上构建TiO2涂层，将碳酸丙烯酯液体的雷电冲击击穿电压提升7%。由此可见，电极表面镀膜可以提升真空、气体、液体各类间隙的绝缘水平，然而对真空沿面绝缘能力的提升作用尚不清晰。
目前，在真空灭弧室屏蔽罩端部构建绝缘涂层对屏蔽罩端部的电子发射的抑制及沿面闪络绝缘特性的影响尚不清晰。本文通过大气等离子体喷涂在屏蔽罩端部构建氧化铝涂层以提升真空灭弧室的闪络电压。首先，分析了涂层厚度对屏蔽罩端部电场分布的影响规律。然后，获得了正极性冲击电压下无涂层灭弧室试品和具有不同涂层厚度的灭弧室试品的绝缘特性。对比了施加冲击电压下灭弧室试品的电压电流波形差异。表征了闪络后屏蔽罩端部的表面形貌。从氧化铝涂层对屏蔽罩端部功函数的提高、屏蔽罩表面电场的削弱和对电子发射的阻挡作用三个方面揭示了在屏蔽罩表面构建氧化铝涂层提升弧室闪络电压的原因。
真空灭弧室沿面闪络耐压测试实验电路如图1所示。实验电压由雷电冲击发生器（Lightening Impulse Generator, LIG）提供，经阻值RL=200 kW的无感限流电阻连接至分压器（Voltage Divider, VD）。灭弧室两端电压由分压器测量。限流电阻用以避免闪络时大电流对屏蔽罩表面的严重破坏，同时抑制容性电流的幅值以测量阴极场致发射电流，使用采样电阻并联保护器件的方案测量阴极电流。采样电阻为阻值Rs=500 W的无感电阻，保护器件采用多组反向并联的瞬态电压抑制二极管（Transient Voltage Suppressor, TVS）和气体放电管（Gas Dis- charge Tube, GDT）用以限制采样电阻两端的电压，从而保护示波器。试品浸没在变压器油中，以防止试品外表面的沿面闪络。采用升降压法对试品施加电压，升降压间隔约为4 kV。为了充分泄放电荷，每次施加电压的时间间隔约为5 min。
图1 实验电路
Fig.1 Experimental circuit
图2为实验用真空灭弧室的截面示意图。灭弧室由两个无氧铜材质的灭弧室瓷壳三交界区域保护屏蔽罩和氧化铝瓷壳构成。氧化铝瓷壳的内径为88 mm，高168 mm。屏蔽罩与瓷壳间距离1 mm。灭弧室内部的真空度高于10-4 Pa。图3为屏蔽罩端部表面情况示意图。灭弧室VI-1的屏蔽罩端部采用机械抛光，表面粗糙度为0.4 mm，如图3a所示。采用等离子喷涂在灭弧室VI-2、VI-3的屏蔽罩端部
图2 真空灭弧室试品截面示意图
Fig.2 Sectional diagram of VI test sample
图3 灭弧室试品屏蔽罩端部表面状态
Fig.3 Surface state of shield ring of VI test samples
分别构建了20 mm和40 mm厚的氧化铝涂层。为了保证涂层与屏蔽罩之间的结合力，先对屏蔽罩端部进行喷砂处理，将其平均粗糙度增加至7 mm，然后再采用等离子体喷涂在屏蔽罩端部构建氧化铝涂层，构建涂层后的表面粗糙度为3.5 mm，如图3c所示。灭弧室VI-4的端部屏蔽罩仅采用喷砂处理，平均表面粗糙度为7 mm，如图3b所示。所有试品的表面情况见表1。
表1 灭弧室试品屏蔽罩端部表面情况
Tab.1 Surface state of shield ring of VI test samples （单位: mm）
试品编号屏蔽罩端部表面情况涂层厚度平均表面粗糙度 VI-1无涂层—0.4 VI-2氧化铝涂层203.5 VI-3氧化铝涂层403.5 VI-4喷砂处理—7
2.1.1 三结合区域保护屏蔽罩对阴极附近电场分布的影响
本文建立了真空灭弧室试品的二维轴对称静电场仿真模型，采用有限元方法计算分析电场分布。在电场仿真模型中，灭弧室试品两端施加100 kV的直流电压，计算边界条件设置为气球边界，即无穷远处的电位为0 V，并对仿真模型进行合适的网格剖分。将真空灭弧室试品三结合区域无屏蔽罩保护的结构类型记为A，将真空灭弧室三结合区域有屏蔽罩保护的结构类型记为B。
图4为结构类型A、B阴极附近的电场分布云图。以结构A阴极三结合点处电场强度为基准值1，将结构B的阴极屏蔽罩端部最大电场强度和阴极三结合点处电场强度做归一化处理，有、无屏蔽罩阴极附近电场分布见表2。由以上结果可知，在三结合区域无屏蔽罩保护的情况下，阴极附近电场强度最大的位置为阴极三结合点处，在此情况下，由电子发射诱发的沿面闪络起始位置为阴极三结合点处。在三结合区域被屏蔽罩保护的情况下，阴极三结合点处的电场强度被削弱至0.18(pu)。阴极附近最大电场强度则转移至屏蔽罩端部，为2.54(pu)。在此情况下，由电子发射诱发的沿面闪络起始位置则由屏蔽罩端部主导。综上所述，虽然屏蔽罩大幅削弱了三结合区域的电场强度，但是屏蔽罩端部会成为新的电子发射的主导位置，为真空灭弧室沿面绝缘的薄弱位置。
图4 结构类型A、B阴极附近电场强度分布云图
Fig.4 Electric field intensity distribution cloud diagram near the cathode of structure A and B
表2 有、无屏蔽罩阴极附近电场分布
Tab.2 Electric field distribution near the cathode with and without shield ring （pu）
结构类型阴极三结合点处电场强度屏蔽罩端部最大电场强度 A1— B0.182.54
2.1.2 屏蔽罩端部构建氧化铝涂层对电场分布的影响
在屏蔽罩端部构建氧化铝涂层后，电场强度分布将发生变化。本仿真研究屏蔽罩端部涂层对屏蔽罩附近宏观电场分布的影响。将屏蔽罩表面、氧化铝涂层表面作平滑处理，并不考虑表面粗糙度对局部微观尺度电场的影响。本节中仿真模型为在仿真模型B的基础上，于真空灭弧室试品电场集中处即屏蔽罩端部构建一层氧化铝涂层（与本文实验用灭弧室试品VI-2、VI-3一致）。涂层构建位置如图5所示。
图5 氧化铝涂层对屏蔽罩表面电场分布的影响
Fig.5 The effect of alumina coating on the electric field distribution on the surface of shield ring
由端部屏蔽罩的内部距屏蔽罩表面5 mm处一点为起点，沿着屏蔽罩端部圆弧轮廓的径向作一条100 mm长的非模型辅助直线，穿越氧化铝涂层至真空中，通过研究氧化铝涂层对辅助直线上的电场分布影响，说明屏蔽罩端部构建氧化铝涂层对屏蔽罩端部附近的电场分布的影响。图5为屏蔽罩端部无涂层、屏蔽罩端部构建20 mm和40 mm氧化铝涂层后上述辅助线上的电场强度分布，纵轴为归一化处理后的电场强度，横轴为自辅助线起始点的距离。在屏蔽罩-涂层，涂层-真空界面处，由于相对介电常数发生了阶跃，电场强度均发生了阶跃。相较于无涂层的端部屏蔽罩，有涂层的屏蔽罩端部的电场强度降低到原来的1/9.4，为仿真设置氧化铝涂层的相对介电常数
，表明在屏蔽罩表面构建氧化铝涂层后可以将屏蔽罩的表面电场降低至原来的1/。
对每只真空灭弧室试品采用升降压法施加正极性冲击电压进行电压老炼。图6为无涂层试品VI-1、屏蔽罩端部20 mm, 40 mm厚的氧化铝涂层VI-2、VI-3和屏蔽罩端部仅喷砂的VI-4的冲击电压老炼过程。由于在施加的冲击电压的波前、波峰和波尾处试品均可能发生闪络，本文中的闪络电压定义为发生闪络时测得的电压波形中的最大值。初始闪络电压定义为试品首次发生闪络时的闪络电压。最大耐受电压定义为在老炼过程中试品能够耐受住的最大电压。VI-1～VI-3在施加400次冲击电压后终止实验，VI-4在施加350次冲击电压后终止实验。在上述实验次数下，试品的老炼曲线已经进入饱和阶段，因此上述实验次数足以对比不同试品的老炼过程与绝缘特性。
图6 试品VI-1～VI-4冲击电压老炼过程
Fig.6 Impulse voltage conditioning process of VI-1 to VI-4
由图6可知，随着正极性冲击电压的施加，所有试品的耐受电压均呈现老练特性，冲击耐受电压经历了迅速增加然后缓慢上升直至饱和的过程。试品VI-1～VI-4的首次闪络电压分别为69、72、67和25.8 kV。老炼过程中VI-2、VI-3的耐受电压增加速度相对于VI-1更快。具有40 mm端部涂层厚度的VI-3的耐受电压增加速度快于具有20 mm端部涂层厚度的VI-2。在施加电压超过200 kV时，VI-2、VI-3的闪络电压开始表现出较大的分散性，但是VI-2、VI-3仍具有电压老练特性，表明涂层未受到破坏至失效。老炼结束后，VI-1～VI-4的最高耐受电压别为271、290、294、148 kV。
图7为根据图6中VI-1～VI-4进入老炼饱和阶段最后50次闪络电压得出的三参数威布尔闪络累积概率分布。结果表明，真空灭弧室试品的累积闪络概率可被三参数威布尔分布很好地拟合，有
（1）
式中，F(U)为当施加电压为U的时候的闪络概率；U0、
和m分别为三参数威布尔分布的位置参数、尺度参数和形状参数。VI-1～VI-4的累积闪络概率为50%的闪络电压U50分别为202、228、237和118 kV。本文采用U50来表征真空灭弧室试品在正极性冲击电压作用下的耐压水平。
图7 VI-1～VI-4的真空沿面闪络电压概率分布
Fig.7 Vacuum surface flashover voltage probability distribution of VI-1 to VI-4
上述结果表明，在屏蔽罩端部构建氧化铝涂层可以大幅提升灭弧室试品的沿面耐压水平，并且构建40 mm厚的氧化铝涂层对闪络电压提升效果优于20 mm厚的氧化铝涂层。VI-1～VI-4的正极性冲击电压下的绝缘特性见表3，其中VI-2～VI-4各绝缘特性后的括号内的百分比表示相对于VI-1绝缘特性的提升或下降百分比。
表3 正极性冲击电压下VI-1～VI-4绝缘特性
Tab.3 Insulation characteristics of VI-1 to VI-4 under positive impulse voltage （单位: kV）
试品编号首次闪络电压最高耐受电压U50 VI-169271202 VI-272 (+0.4%)290 (+7.0%)228 (+12.8%) VI-367 (-0.3%)294 (+8.9%)237 (+17.3%) VI-425.8 (-62.6%)148 (-45.3%)118 (-47.8%)
图8、图9为屏蔽罩端部无涂层试品和屏蔽罩端部有氧化铝涂层试品的典型闪络电压电流曲线。由于200 kW限流电阻的存在，导致施加的雷电冲击电压的上升时间由标准的1.2 ms增加至400 ms，更接近于操作过电压的上升时间。阴极电流由位移电流和爆炸性电子发射电流组成。在电压上升初期，阴极电流波形并不是标准的位移电流曲线，这是由于此时的电压上升率较高，线路的杂散电感抑制了实际电流的上升。图8a中只有小幅度电压跌落，且并未跌落至0，意味着真空灭弧室并未发生沿面闪络。图8b中灭弧室两端电压急剧跌落至0，意味着灭弧室内发生了沿面闪络。对于无涂层试品VI-1，在施加电压过程中，无论是否发生闪络，阴极电流在电压峰值附近往往出现宽度为一个或数个脉冲宽度为20～90 ms的脉冲电流，同时伴随着小幅度的电压跌落，如图8c和图8d所示。
图8 屏蔽罩端部无涂层试品VI-1在正极性冲击电压下典型电压电流波形
Fig.8 Typical voltage and current waveforms of uncoated test sample VI-1 at the end of shield cover under positive impulse voltage
Y. Nakano等[31]也报导了类似的现象，其认为电流幅值的急剧上升是场致电子发射或热电子发射转变为爆炸电子发射（Explosive Electron Emission, EEE）所导致的，EEE的发生是由于阴极上微凸体的局部加热引起的。图8中的电流波形中，观察到了多个由EEE引起的脉冲，EEE的电流脉冲形状可以通过电极表面微凸起（电子发射位点）的融化以及新位点的重新出现来解释。EEE表现出较高的电流密度，这表明电极上的微凸起发生了融化。微凸起的融化可能导致电子发射点处的电场降低，或者由于电子发射点的湮灭而导致电子发射的中断。在第一个电流脉冲消失后，往往会继续观察到数个EEE脉冲，这可归因于端部屏蔽罩表面热传导导致电子发射区域扩大时，有上次爆炸性电子发射新产生的或相邻微凸起产生新的电子发射，在这些新的电子发射位点中，也会重复地发生融化。
（a）VI-2、VI-3未闪络时典型电压电流波形
（b）VI-2、VI-3闪络时典型电压电流波形
图9 屏蔽罩端部有涂层试品VI-2、VI-3在冲击电压下典型电压电流波形
Fig.9 Typical voltage and current waveforms of alumina coated samples VI-2 and VI-3 under impulse voltage
而对于有涂层的灭弧室试品VI-2、VI-3，在电压上升过程中其电流波形并未出现类似图8的电流脉冲，如图9所示。对比有氧化铝涂层试品VI-2、VI-3的阴极电流曲线，这意味着氧化铝涂层对爆炸性电子发射有“阻挡”作用。涂层阻挡了爆炸性电子发射的电子穿透涂层向真空中发射，导致测得的有涂层试品的电压电流曲线中没有爆炸电子发射导致的电流脉冲和相应的电压跌落。
闪络后VI-1阴极屏蔽罩端部扫描电子显微镜（Scanning Electron Microscope, SEM）图像如图10所示。采用扫描电子显微镜研究老练后屏蔽罩端部的形貌特征。对于屏蔽罩端部无涂层试品VI-1，老炼后阴极屏蔽罩端部的整体形貌如图11所示。屏蔽罩端部整体形貌平坦，分布着一定数量的由机械加工引起的表面缺陷以及由放电导致的熔坑，熔坑如图10红圈中所示。熔坑的放大形貌如图11所示。熔坑直径在100 mm左右，熔坑形貌具有球型金属液滴喷溅，液态金属流动、喷溅、凝固的形貌特点。
图10 闪络后VI-1阴极屏蔽罩端部SEM图像
Fig.10 The SEM image of the end of the VI-1 cathode shield ring after flashover
图11 闪络后VI-1阴极屏蔽罩端部熔坑典型形貌
Fig.11 Typical morphology of craters at the end of VI-1 cathode shield ring after flashover
本研究观察到的屏蔽罩端部电子发射导致的熔坑形貌与文献[32]中场致爆炸性电子发射的熔坑形貌特点一致。这些熔坑的发展起始于屏蔽罩表面的微观微凸尖端缺陷。尖端处场增强因子较大，具有较高的电场强度，容易发生场致电子发射，形成场致发射电流。此外，场致发射电流的焦耳效应使得尖端处温度迅速升高，导致尖端处的电子发射密度进一步增强，温度持续升高引起尖端处迅速烧蚀汽化，产生大量的等离子体，等离子体和屏蔽罩表面之间形成电弧放电，屏蔽罩表面形貌也因此发生改变或损伤，形成熔坑。熔坑的形成与发展对应于图8中爆炸性电子发射阶段。
闪络后屏蔽罩端部的氧化铝涂层并未受到严重破坏，仍与屏蔽罩保持良好结合，但是涂层表面存在着肉眼可见的放电熔坑，如图12所示。图13a为未闪络时氧化铝涂层的表面形貌，涂层由熔融液滴撞击基体，扁平化形成的片层堆叠而成，并有少量孔隙、微裂纹及未充分熔融颗粒。图13b为老练后VI-2、VI-3阴极屏蔽罩端部的由放电导致的熔坑典型形貌。VI-2、VI-3阴极屏蔽罩端部典型熔坑周围元素分布如图14所示，为Al元素和O元素。氧化铝熔坑壁呈现重熔-凝固形貌，相较于周围未发生放电部分的氧化铝涂层更加平坦。此形貌表明该位置的氧化铝涂层受到了热-机械应力作用，出现了破坏与重熔，重熔使得表面形貌变得更加平坦。熔坑周围并未出现如图12所示的基体铜的金属射流（未观察到金属射流形貌也未检测到Cu元素）。表明熔坑底部的铜基体发生了类似爆炸性电子发射的过程，其热效应、等离子压力破坏了涂层，但是涂层阻挡了底部的铜基体的金属射流及等离子体向真空中发射。这解释了图9中VI-2、VI-3的电流波形并未出现爆炸性电子发射电流及相应的电压跌落的原因。
图12 闪络后屏蔽罩端部实物
Fig.12 The photo of the shield ring after flashover
图13 闪络前后VI-2、VI-3阴极屏蔽罩端部典型表面形貌对比形貌
Fig.13 Comparison of typical surface morphology of VI-2 and VI-3 cathode shield ring before and after flashover
图14 VI-2、VI-3阴极屏蔽罩端部典型熔坑周围元素分布
Fig.14 The element distribution around the typical craters at the ends of the VI-2 and VI-3 cathode shield ring
对比VI-1～VI-4的正极性雷电冲击电压下绝缘特性并分析闪络后屏蔽罩表面形貌表明，屏蔽罩端部的表面状态深刻影响着真空灭弧室试品内沿面闪络特性。屏蔽罩端部的电子发射是高电压下真空灭弧室内沿面闪络的诱因之一。
当在屏蔽罩表面构建氧化铝涂层后，由于氧化铝的费米能级高于铜，两者接触后，费米能级将趋向一致，铜的费米能级被抬升，电子从Cu流向Al2O3，使能带向上弯曲，功函数增加。屏蔽罩表面构建氧化铝涂层前后的紫外光电子能谱如图15所示。通过标定紫外光电子能谱的费米边和截止边，计算出所测量表面的功函数为
（2）
式中，EHe为激发光的光子能量，EHe=21.22 eV；Efemi和Ecutoff分别为费米边和二次电子截止边的能量。与未构建涂层的屏蔽罩表面的功函数4.51 eV相比，构建氧化铝涂层后的屏蔽罩表面功函数提高到了5.39 eV，意味着屏蔽罩端部的电子发射被抑制。
图15 屏蔽罩端部紫外光电子能谱
Fig.15 Ultraviolet photoelectron spectroscopy of the shield ring
阴极表面覆盖一层氧化物电介质膜层条件下的场致电子发射修正的富勒-诺丁海姆公式描述[33]，有
（3）
式中，h为普朗克常数；W为铜屏蔽罩本身的功函数；e为电子带电量；me为电子质量；Weff为在屏蔽罩表面构建涂层后屏蔽罩与涂层界面之间的有效功函数，Weff=W-c，其中c为氧化铝涂层的电子亲和能，在1.3～1.6 eV之间；d为涂层厚度；H(x)为单位阶跃函数。在屏蔽罩端部构建涂层后，由于涂层的介电作用，涂层内即屏蔽罩表面的电场会降低至原来的1/
，有
（4）
式中，E为无涂层时的屏蔽罩表面电场；Ediel为屏蔽罩端部构建涂层后屏蔽罩金属表面电场；为涂层的相对介电常数。
屏蔽罩端部无涂层时，B=1，C=1，式（3）即为标准的富勒-诺丁海姆公式，有
（5）
在本实验条件下，计算得W-eEdield＜0，故H(x)= 0，屏蔽罩端部构建氧化铝涂层后电子发射描述为
（6）
故在相同外电场E下，由于氧化铝涂层的介电作用，Jcoated
Juncoated。
当电子隧穿进入陷阱能级或导带时，还须穿透氧化铝涂层，进而向着陶瓷沿面发射参与沿面闪络过程。在电子穿透涂层的过程中，电子会发生弹性碰撞和非弹性碰撞等物理过程，氧化铝中原子获得能量发生激发或电离，导致入射电子能量损失。L. Pages等[34]计算了电子在氧化铝材料中的穿透距离。对于能量处于0 eV～10 keV范围的电子，其在Al2O3中的穿透距离在mm数量级。因此，在屏蔽罩端部构建数十mm量级的氧化铝涂层可以有效阻挡初始电子发射。
通过上述分析可以得出，通过在屏蔽罩端部构建绝缘涂层提升真空灭弧室的沿面闪络电压的原因在于构建氧化铝涂层后，屏蔽罩端部电场强度削弱，功函数提升，且涂层阻挡了电子发射至真空参与沿面闪络，从而抑制了屏蔽罩端部的电子发射，提升了真空灭弧室的沿面绝缘水平。未来在屏蔽罩端部构建更高相对介电常数、低电子亲和能且具有一定厚度的绝缘涂层，有望进一步抑制屏蔽罩端部的电子发射以提升灭弧室的真空沿面绝缘水平。
本文通过在真空灭弧室的屏蔽罩端部构建氧化铝涂层，抑制了屏蔽罩端部的电子发射，实现了真空沿面闪络电压的提升，得出如下结论：
1）在屏蔽罩端部构建20 mm和40 mm厚的氧化铝涂层能够提升真空灭弧室在正极性雷电冲击电压下的绝缘特性，分别可以将真空灭弧室的最大耐受电压提升7%、12.8%，将真空的灭弧室的闪络电压U50提升8.9%和17.3%。
2）在屏蔽罩表面构建数十mm级的氧化铝涂层后，抑制了正极性冲击电压下的阴极电流脉冲，氧化铝通过对电子发射的阻挡作用抑制了屏蔽罩端部的爆炸性电子发射。
3）屏蔽罩端部构建氧化铝涂层后削弱了屏蔽罩金属表面电场强度，提升了屏蔽罩端部功函数，并阻挡了屏蔽罩端部的电子发射进入真空，从而抑制了屏蔽罩端部的电子发射，实现了真空灭弧室沿面闪络电压的提升。
参考文献
[1] Smeets R, Sluit L van der, Kapetanovic M, et al. Switching in electrical transmission and distribution systems[M]. Hoboken: John Wiley & Sons, Inc, 2014.
[2] 崔兆轩, 林莘, 钟建英, 等. C4F7N/CO2混合气体特高压母线通流温升特性研究[J]. 电工技术学报, 2023, 38(9): 2491-2499.
Cui Zhaoxuan, Lin Xin, Zhong Jianying, et al. Study on the temperature rise characteristics of C4F7N/CO2 mixed gas ultra high voltage bus[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2023, 38(9): 2491- 2499.
[3] Li Haomin, Wang Zihan, Geng Yingsan, et al. Arcing contact gap of a 126-kV horseshoe-type bipolar axial magnetic field vacuum interrupters[J]. IEEE Transa- ctions on Plasma Science, 2018, 46(10): 3713-3721.
[4] 李祎, 张晓星, 傅明利, 等. 环保绝缘气体C4F7N研究及应用进展Ⅰ: 绝缘及电、热分解特性[J]. 电工技术学报, 2021, 36(17): 3535-3552.
Li Yi, Zhang Xiaoxing, Fu Mingli, et al. Research and application progress of eco-friendly gas insulating medium C4F7N, part Ⅰ: insulation and electrical, thermal decomposition properties[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(17): 3535- 3552.
[5] 贾申利, 贾荣照, 朱璐. 真空开断型环保GIS发展现状及趋势[J]. 高压电器, 2022, 58(9): 1-12.
Jia Shenli, Jia Rongzhao, Zhu Lu. Advances in the development of vacuum-based eco-friendly GIS[J]. High Voltage Apparatus, 2022, 58(9): 1-12.
[6] 李元钊, 丁健刚, 刘志远, 等. 并联电容对真空灭弧室内部电位分布的改善作用[J]. 电工技术学报, 2025, 40(2): 610-624.
Li Yuanzhao, Ding Jiangang, Liu Zhiyuan, et al. The improving effect of parallel capacitors on the internal potential distribution of vacuum interrupters[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2025, 40(2): 610-624.
[7] 葛国伟, 王文博, 程显, 等. 基于两间隙异步联动的一体化高压真空灭弧室电场设计[J]. 电工技术学报, 2024, 39(17): 5555-5564.
Ge Guowei, Wang Wenbo, Cheng Xian, et al. Electric field design of integrated high-voltage vacuum interrupter based on two-gap asynchronous linkage[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2024, 39(17): 5555-5564.
[8] 沈靖宇, 许志红, 刘志远, 等. 雷电冲击电压下串联双真空间隙的击穿极性效应[J]. 电工技术学报, 2025, 40(17): 5589-5600.
Shen Jingyu, Xu Zhihong, Liu Zhiyuan, et al. Polarity effect of breakdown for double vacuum gaps in series under lightning impulse voltage[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2025, 40(17): 5589- 5600.
[9] Liu Zhiyuan, Wang Jimei, Xiu Shixin, et al. Deve- lopment of high-voltage vacuum circuit breakers in China[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2007, 35(4): 856-865.
[10] Matsui Y, Nagatake K, Takeshita M, et al. Deve- lopment and technology of high voltage VCBs; breaf history and state of art[C]//2006 International Sympo- sium on Discharges and Electrical Insulation in Vacuum, Matsue, Japan, 2006: 253-256.
[11] 王建华, 耿英三, 刘志远. 输电等级单断口真空断路器理论及其技术[M]. 北京: 机械工业出版社: 智能制造与装备制造业转型升级丛书, 2016.
[12] 李世民, 徐勋晨, 张潮海. 基于深度学习的冲击电压老炼过程中真空击穿机制甄别优化方法[J]. 电工技术学报, 2024, 39(13): 4153-4163.
Li Shimin, Xu Xunchen, Zhang Chaohai. Optimi- zation method for classifying breakdown mechanism during impulse voltage conditioning process based on deep learning[J]. Transactions of China Electro- technical Society, 2024, 39(13): 4153-4163.
[13] 孙丽琼, 王振兴, 何塞楠, 等. 126kV真空断路器分离磁路式永磁操动机构[J]. 电工技术学报, 2015, 30(20): 49-56.
Sun Liqiong, Wang Zhenxing, He Sainan, et al. A permanent magnetic actuator with separated magnetic circuit for 126kV vacuum circuit breakers[J]. Transa- ctions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(20): 49-56.
[14] Nakano Y, Funayama Y, Tanaka Y, et al. Impro- vement of dielectric strength of vacuum interrupter by installing barrier on insulator surface[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2024, 39(1): 122- 129.
[15] Schellekens H, Gaudart G. Compact high-voltage vacuum circuit breaker, a feasibility study[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2007, 14(3): 613-619.
[16] 赵树生, 惠杰, 刘博嘉, 等. 真空灭弧室击穿分析及仿真优化[J]. 电气技术, 2024, 25(7): 81-84.
Zhao Shusheng, Hui Jie, Liu Bojia, et al. Analysis of breakdown and simulation optimization for vacuum interrupter[J]. Electrical Engineering, 2024, 25(7): 81-84.
[17] Miller H C. Flashover of insulators in vacuum: the last twenty years[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2015, 22(6): 3641-3657.
[18] 李盛涛, 聂永杰, 闵道敏, 等. 固体电介质真空沿面闪络研究进展[J]. 电工技术学报, 2017, 32(8): 1-9.
Li Shengtao, Nie Yongjie, Min Daomin, et al. Research progress on vacuum surface flashover of solid dielectrics[J]. Transactions of China Electro- technical Society, 2017, 32(8): 1-9.
[19] Kulkarni S, Hemachander M, Kumar A, et al. Signi- ficance of shields in high voltage performance of vacuum interrupters[C]//2012 25th International Symposium on Discharges and Electrical Insulation in Vacuum (ISDEIV), Tomsk, Russia, 2012: 57-59.
[20] Kusa R, Fujita I, Yamano Y, et al. Influence of field relaxation ring length on vacuum flashover voltage in model sample of vacuum interrupter[C]//2019 5th International Conference on Electric Power Equipment- Switching Technology (ICEPE-ST), Kitakyushu, Japan, 2019: 490-493.
[21] Yoon J H, Lim K J. Behavior of surface flashover depending on shape and gap distance of end shield in vacuum interrupter[J]. Journal of the Korean Institute of Electrical and Electronic Material Engineers, 2010, 23(2): 169-173.
[22] Venna K R, Schramm H H. Simulation analysis on reducing the electric field stress at the triple junctions & on the insulator surface of the high voltage vacuum interrupters[C]//2014 International Symposium on Discharges and Electrical Insulation in Vacuum (ISDEIV), Mumbai, India, 2014: 53-56.
[23] Fukuda H, Ishikawa K, Yamamura K, et al. Investigation on surface charge distribution inside of cylindrical alumina insulator of vacuum bulb under AC voltage application[C]//2016 27th International Symposium on Discharges and Electrical Insulation in Vacuum (ISDEIV), Suzhou, China, 2016: 1-4.
[24] Sasaki Y, Yamano Y, Fukuda H, et al. Experimental study on relationship between performance of surface flashover voltage and surface charging in a cylindrical insulating system[C]//2023 30th International Sympo- sium on Discharges and Electrical Insulation in Vacuum (ISDEIV), Okinawa, Japan, 2023: 93-95.
[25] Gossmann S, Hammer T. Modeling of surface flashover in vacuum interrupters using 3D particle- in-cell simulation[C]//2023 30th International Sym- posium on Discharges and Electrical Insulation in Vacuum (ISDEIV), Okinawa, Japan, 2023: 85-88.
[26] Fukuda H, Fujita I, Yamano Y, et al. Charge distribution and charging characteristics of cylindrical alumina insulator with shield rings in vacuum[C]// 2018 28th International Symposium on Discharges and Electrical Insulation in Vacuum (ISDEIV), Greifswald, Germany, 2018: 139-142.
[27] Mayberry C S, Wroblewski B, Schamiloglu E, et al. Suppression of vacuum breakdown using thin-film coatings[J]. Journal of Applied Physics, 1994, 76(7): 4448-4450.
[28] Jedynak L. Vacuum insulation of high voltages utilizing dielectric coated electrodes[J]. Journal of Applied Physics, 1964, 35(6): 1727-1733.
[29] Zheng Yu, Gong Shengle, Liu Lei, et al. Effect of SiO2 nano film deposited on copper and aluminium electrodes on the power frequency breakdown voltage of SF6 gas[J]. High Voltage, 2023, 8(4): 791-798.
[30] Wu Shilin, Yang Qing, Zhang Zhaotian, et al. Deposition of SiO2 and TiO2 films on electrode materials to suppress space charge injection[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2020, 48(11): 3895- 3904.
[31] Nakano Y, Kojima H, Tsuchiya K, et al. Impulse surface flashover development associated with transient charging by explosive electron emission in vacuum[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2015, 22(4): 2390-2397.
[32] Mesyats G A. Cathode Phenomena in a Vacuum Discharge: the Breakdown, the Spark, and the Arc[M]. Moscow: Nauka Publishers, 2000.
[33] Simmons J G. Generalized formula for the electric tunnel effect between similar electrodes separated by a thin insulating film[J]. Journal of Applied Physics, 1963, 34(6): 1793-1803.
[34] Pages L, Bertel E, Joffre H, et al. Energy loss, range, and bremsstrahlung yield for 10-keV to 100-MeV electrons in various elements and chemical com- pounds[J]. Atomic Data & Nuclear Data Tables, 1972, 4(1): 1-27.
Abstract The vacuum surface flashover at high voltage limits the development of vacuum interrupters (VIs) towards high voltage and miniaturization. To improve the vacuum flashover voltage of VIs, this paper proposes a method to suppress electron emission by applying an alumina coating at the end of the shield ring. Atmospheric plasma spraying was used to deposit tens of micrometers of alumina on the end of the shield ring and to investigate the effect of the alumina coating on the surface insulation characteristics of VI.
The surface insulation characteristics of the VI samples were tested under a positive lightning-impulse voltage, and the voltage and cathode-current waveforms during flashover were recorded. The electric field distribution before and after the alumina coating was compared using finite element simulations. The surface work function of the shield before and after alumina coating was compared by ultraviolet photoelectron spectroscopy. After the insulation experiment on the VI samples, the surface morphology and elemental distribution of the shield ring were analyzed using a scanning electron microscope and an energy-dispersive spectrometer.
The results show that the alumina coating can significantly improve the electric field distribution on the shield ring surface and reduce the maximum electric field intensity by 89.4%. The surface work function of the shield ring increases from 4.51 eV to 5.39 eV, a 19.5% increase. Under the positive lightning impulse voltage, when the coating thickness at the end of the shield ring is 40 micrometers, the maximum withstand voltage of the vacuum interrupter is 12.8% higher than that without coating, and the flashover voltage U50 is increased by 17.3%. The alumina coating on the shield ring surface inhibits the current pulse generated by the explosive electron emission. It acts as a physical barrier to block the explosive electron emission into the vacuum. This study provides a theoretical basis for improving the surface insulation and miniaturizing vacuum interrupters.
keywords：Vacuum interrupter, alumina coating, vacuum surface flashover, plasma spraying
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.250743
中图分类号：TM561.2
国家重点研发计划项目（2022YFB2403700）和智能电网重大专项项目（2024ZD0802500）资助。
收稿日期 2025-05-06
改稿日期 2025-05-19
冯明路 男，1999年生，博士研究生，研究方向为真空沿面绝缘与高压真空灭弧室紧凑化技术。E-mail: fengminglu@stu.xjtu.edu.cn
李昊旻 男，1988年生，副教授，博士生导师，研究方向为真空放电与绝缘、电工材料等离子体表面技术、新型电力开关技术等。E-mail: lihaomin@xjtu.edu.cn（通信作者）
（编辑 崔文静）