真空与气体一体化串联机械开关及其直流快速转移应用

程 显 白青林 葛国伟 陈鸿源 杜 帅

真空与气体一体化串联机械开关及其直流快速转移应用

程 显1,2白青林1,2葛国伟1,2陈鸿源1,2杜 帅1,2

（1. 郑州大学电气工程学院 郑州 450001 2. 河南省输配电装备与电气绝缘工程技术研究中心 郑州 450001）

为提升中压混合式直流断路器的自然换流性能，该文提出一种真空与气体一体化串联机械开关，分析真空与气体一体化串联用于电流转移性能的工作原理。并基于此设计了双超程联动的真空与气体一体化串联开关实验样机，研究了气体类型、气压、触头结构、触头材料等参数对电弧电压特性的影响规律，确定了W70Cu桥式两触点结构，采用H2和N2体积比为2:3、气压为0.3 MPa的氢氮混合气体，弧压可由20 V提升到120 V，电流转移时间由1 900 µs缩短至300 µs。同时测试了静态瞬态开断电压（TIV）分布特性，真空间隙承担主要电压（55%），串联整机耐压水平为20 kV。验证了真空与气体一体化串联开关应用于中压混合式直流断路器的可行性和有效性。

真空与气体串联 中压混合式直流断路器 弧压特性 电流转移特性 电压分布特性

0 引言

直流断路器（DC Current Breaker, DCCB）是直流系统控制、保护、隔离的关键设备，研制高性能、低成本、大容量的新型快速中压直流开关设备具有迫切需求[1-2]。

目前，直流断路器主要包括机械式、固态和混合式[3]。混合式直流断路器综合了机械开关通流能力大、全控器件开断快的优势，是中低压领域直流断路器的主要发展方向。依据电流转移控制方法，混合式直流断路器可分为自然换流型和强迫换流型[4-5]。

1）自然换流型直流断路器：ABB公司基于集成门极换流晶闸管（Integrated Gate Commutated Thyristor, IGCT）与快速机械开关相结合的拓扑结构设计出4 kA/1.5 kV混合式直流断路器，利用真空电弧电压实现4.5 kA的电流转移和开断[6]。意大利的L. Novello等利用IGCT的串并联技术，设计了一款开断能力为10 kA的混合式直流断路器样机[7]。荷兰代尔夫特理工大学研制了基于IGBT的自然换流型混合式直流断路器，开断电压为400～800 V，并利用真空电弧实现了8 kA的电流转移和关断[8]。自然换流性能主要由机械开关弧压与电力电子导通阻抗决定，加速电流转移需要较高的弧压，而真空弧压较低，仅为20～40 V[9-10]。为了提升弧压、加快电流转移，波兰的A. Klajn通过施加120 mT、900 Hz的横向脉冲磁场，将真空弧压提升至80 V[11]。清华大学通过真空开关与气体开关串联提升弧压，研制了一款开断电流可达15 kA的复合开关自然换流型直流断路器样机[12]。自然换流方式主要适用于15 kA以下场合，当电流大于数十kA时，电流转移时间长达数ms甚至转移失败，因此，大容量直流开断领域需采用强迫换流方式。

2）强迫换流型直流断路器：ABB公司提出了基于辅助电力电子开关的混合式直流断路器拓扑，通过开断主支路电力电子开关强迫电流转移至辅助支路[13]。全球能源互联网研究院提出了模块化级联方案，开发出200 kV/3 ms/15 kA混合式直流断路器[14]。为解决基于电力电子开关的强迫换流方案带来的通态损耗高等问题[15-17]，清华大学提出了基于耦合负压电路的强迫换流型混合式直流断路器拓扑，开断能力为25 kA/3 ms[18]。郑州大学提出了一种基于耦合电抗器的阻容型混合直流断路器拓扑结构，可加速电流转移并实现故障限流[19]。强迫换流方式需要额外的装置如耦合电抗器、电力电子辅助开关等，将增大中压直流断路器的体积和结构复杂性。

综上所述，依靠真空电弧电压的自然换流方式结构简单，但换流性能不满足大电流开断需求；强迫换流需要额外的转移装置，增加了系统复杂性和成本。结合团队前期研究的真空与气体介质串联协同开断思想[20]，利用真空介质恢复速度快和气体弧压高的优点，将真空与气体间隙一体化串联结构用于中压直流开断领域，通过更换气体介质、改善触头结构、采用磁吹等方式，既可将弧压提升至几百伏，又可承受开断后的瞬态开断电压（Transient Interruption Voltage, TIV），从而实现简单、可靠的自然换流调控，但该串联结构的弧压和绝缘特性有待进一步深入研究。

为发挥气体弧压高、真空介质恢复快的优势，本文提出了真空与气体一体化串联机械开关（High Speed Switch, HSS）结构，分析了该结构应用于中压混合式直流断路器的原理，并搭建了真空与气体一体化串联机械开关实验样机，研究了气体类型、气压、触头结构、触头材料等参数对电弧电压提升的影响，获得了最佳的一体化参数设计。同时测试了TIV分布关系和绝缘强度，验证了真空与气体一体化串联机械开关应用于中压直流快速电流转移的可行性。

1 基于真空与气体一体化串联的混合式直流断路器原理

1.1 拓扑结构

基于真空与气体一体化串联的混合式直流断路器（下简称“新型混合式直流断路器”（Novel- DCCB））拓扑结构如图1所示，采用真空与气体一体化串联机械开关（HSS）（Ⅰ）替换了传统混合式直流断路器的快速真空开关，IGBT（Ⅱ）和缓冲元件（Ⅲ）构成固态开关支路；二极管VD1、VD2、VD3、VD4构成桥式电路，可实现故障电流的双向开断；金属氧化物变阻器（Metal Oxide Varistor, MOV）作为耗能支路。

混合式直流断路器的第一阶段的电流转移过程是电流由机械开关转移到固态开关支路，其转移过程主要由机械开关弧压实现自然换流，真空弧压一般为20～40 V，通过磁吹等方式可将其提升至60～80 V；气体弧压一般为30～200 V，通过改变气体介质、改善触头结构、采用磁吹等措施可将其提升至几百伏。燃弧阶段中，真空与气体一体化串联开关将弧压提升至几百伏，从而加速电流转移，提高电流转移能力。由于真空间隙介质恢复快，开断后瞬态恢复阶段由真空间隙承担主要瞬态开断电压。

图1 Novel-DCCB拓扑结构

1.2 工作原理

传统混合式直流断路器（Custom-DCCB）和Novel-DCCB的开断过程波形分别如图2a和图2b所示。图中，HSVCB为Custom-DCCB中机械开关的电流；HSS为Novel-DCCB主支路（HSS）电流；IGBT为固态开关支路电流；MOV为MOV支路电流；arc为HSS弧压；HCB为断路器两端电压；VIU为真空间隙两端电压；GIU为气体间隙两端电压。

图2 Custom-DCCB和Novel-DCCB开断过程对比

0时刻，系统发生故障，检测到故障后，开断过程分为三个阶段：

1）1时刻，真空与气体一体化串联机械开关触头分离，电流开始由机械开关向固态开关转移。Custom-DCCB主要依靠真空弧压实现电流转移，而Novel-DCCB依靠真空与气体的总弧压（总弧压主要为气体触头弧压）实现。Novel-DCCB通过提升机械开关弧压将电流转移时间由Custom-DCCB的1 900 µs缩短至Novel-DCCB的300 µs。

2）2时刻，主支路电流降为零，电流完全由IGBT承担，Custom-DCCB和Novel-DCCB的机械开关的动态介质恢复过程均为0.5 ms。

3）3时刻，IGBT关断，MOV完全承担故障电流，HSS两端的TIV主要由真空间隙承担。4时刻，MOV降低为零，完成整个开断过程。

此方案充分发挥了HSS应用于中压混合式直流断路器燃弧阶段气体弧压高、TIV阶段真空介质恢复快的优势。

1.3 基于真空与气体一体化串联的混合式直流断路器短路电流转移仿真分析

建立Novel-DCCB的仿真模型，真空间隙采用连续暂态真空电弧模型，气体间隙采用Mayr改进电弧模型[21]，并联真空间隙和气体间隙的对地等效电容，仿真原理示意图如图3所示。通过调整改进的Mayr电弧模型参数，使气体间隙弧压与后期实验数据相对应，仿真系统参数见表1。

图3 仿真原理示意图

设置直流电压源为1 800 V，用于模拟城市轨道直流供电系统，1 ms时系统发生故障，4 ms时气体触头分离，4.2 ms时真空触头分离（由2.2节中分闸原理实验所得），4.8 ms时IGBT关断，MOV吸收残余能量，完成整体开断，仿真结果如图2b所示。

表1 仿真系统参数

Tab.1 Simulation parameters

电流幅值对转移时间的影响如图4所示。可知Custom-DCCB的转移时间随着电流幅值增加而增加，极限转移电流为30 kA，转移时间为2.6 ms，当电流幅值大于30 kA时无法实现自然换流。而Novel-DCCB的极限转移电流可达到100 kA，且转移时间基本控制在1 ms之内。Novel-DCCB通过真空与气体串联提升弧压，进而大幅提高了电流转移能力，降低了转移时间。

图4 电流幅值对转移时间的影响

2 真空与气体一体化串联开关结构设计

2.1 真空与气体一体化串联机械开关结构与样机

真空与气体一体化串联机械开关结构与样机如图5所示。HSS共包括真空间隙、双超程联动操动结构、气体间隙和快速操动机构四部分。①真空间隙即真空灭弧室，额定电压为2 000 V、额定电流为1 250 A，开距为3 mm。②双超程联动操动结构包括超程连接件1、超程连接件2。超程连接件1超程为1 mm；超程连接件2超程为3 mm。③气体间隙，包括桥式多触点触头和所用气体。桥式多触点触头额定电流为1 000～3 000 A，开距为1 mm；所用气体分别为N2、CO2、干燥空气、H2/N2混合气体。④快速操动机构，包括操动机构及其控制部分。

图5 HSS结构与样机

2.2 真空与气体一体化串联开关分闸原理

HSS触头分闸行程曲线如图6所示。6时刻，系统检测到故障发生，向HSS发出分闸触发信号，由于HSS存在Δ1的固有分闸时间，触头在1时刻开始分离。首先，快速操动机构拉动超程连接件2，1时刻气体触头先分离，气体电弧产生，HSS电弧电压arc开始增加；然后，超程连接件2拉动拉杆与绝缘连接件，进而拉动超程连接件1，超程连接件1连接真空灭弧室动触头，在5时刻，真空灭弧室触头分离，真空电弧产生，此时电弧电压为气体触头弧压与真空触头弧压之和；最后，当真空间隙达到最大时，开关完全打开，完成整个分闸过程。

图6 HSS触头分闸行程曲线

气体触头与真空触头分离时间间隔Δ2≈200 µs，气体触头与真空触头分别在7和8时刻分闸到最大间隙。分闸过程中，总弧压主要为气体弧压，可通过改变气体触头结构、触头形状、气体类型和提升气体压强等方式提高气体弧压。真空弧压一般比较稳定，主要受电流大小影响。

HSS采用双超程结构，超程连接件2经过压超程3 mm有效保证气体触头合闸时的接触压力；超程连接件1通过绝缘连接件、拉杆和超程连接件2连接，通过压超程1 mm保证真空灭弧室合闸时触头的接触压力。

3 HSS实验特性研究

为验证HSS应用在混合式直流断路器中的有效性，本文实验部分搭建了HSS弧压特性实验平台和静态TIV耐压实验平台，分别进行气体间隙弧压特性和TIV分压与耐压水平实验验证，为Novel- DCCB开断短路电流提供依据。

3.1 HSS弧压特性研究

3.1.1 HSS弧压特性实验平台

真空与气体串联一体化开关电弧特性实验平台如图7所示，通过LC振荡电路产生低频电流，电流频率为50 Hz，i和i分别是电流源的等效电感和电容，分别为600 µH和16 µF；VIU和GIU分别为HSS的真空与气体间隙；CB为合闸断路器，用于引入低频电流。采用永磁操动机构驱动的HSS，其平均分闸速度为1.2 m/s。CT1用于测量HSS电流，Pt为Tektronix TPP0201 Voltage Probe，用于测量HSS的电弧电压。

图7 HSS弧压特性实验平台

HSS弧压实验波形如图8所示。低频交流电流的半波周期为10 ms，主电流可以由1～9 kA变化，并控制HSS开断时刻在电流峰值附近的1.5 ms之内（即Δ≤3 ms），以保障电流变化率Δ＜5%，HSS与气体触头弧压在Δ内取平均值，进而等效直流开断过程中的开关拉弧过程。

图8 HSS弧压实验波形

3.1.2 实验结果分析

为了探究HSS电弧电压特性的最优选择，已知HSS总弧压为气体弧压与真空弧压之和，而真空弧压比较稳定，为20～40 V，故本电弧特性实验主要研究气体电弧电压特性。为求得气体触头在低压直流条件下的最优弧压特性条件，本文从不同气体触头结构（桥式两触点、桥式四触点、桥式八触点）、不同气体触头材料（W70Cu、CrCu）、不同气体类型（CO2、干燥空气、N2、H2/N2）、不同气压（0.1～0.3MPa）等多种条件下进行实验验证。

1）触头结构对气体弧压的影响

本文气体触头采用桥式多触点触头结构，单触点为半径为10 mm的圆柱形，如图9a所示。由于并联后气体触头的约定发热电流并不完全与并联的技术成正比，所以电流并不是平均分配。两级并联后电流只可增加到额定值的1.6～1.8倍；四级并联后电流只可增加到额定值的2.8倍[22-23]，故本文真空与气体串联一体化开关中，气体触头设计了桥式两触点、四触点、八触点三种结构，分别如图9b、图9c、图9d所示，对应的额定电流分别为1 000、1 700、2 500 A。

图9 桥式触头结构

圆柱形两触点、四触点、八触点气体触头电弧电压实验结果对比如图10所示。在短路电流小于2 kA时，多触点气体触头电弧电压在35～40 V之间，相差不大；当短路电流超过2 kA时，随着短路电流的升高，两触点arc＞四触点arc＞八触点arc；在短路电流到达5 500 A时，两触点触头弧压比四触点和八触点触头弧压高10 V左右。由于触头并联可等效为弧阻并联，电流小于2 kA时弧压提升效果不明显，随着电流增大，触头并联的劣势逐渐展现出来。虽然两触点相较于多触点触头弧压更大，但两触点触头在电流大于2 kA时，其触头烧蚀程度也最严重。

图10 气体触头触点数量对电弧电压的影响

2）触头材料对气体弧压的影响

通过对比触头实验结果，后续实验中触头结构均采用两触点结构，并选用W70Cu和CrCu两种材料进行触头材料对比实验。图11为采用W70Cu、CrCu材料的电弧电压实验结果对比。由图可知，短路电流大于5 kA时，两种材料的电弧电压相差不大。但W70Cu开断大电流时的烧蚀情况明显小于CrCu触头，CrCu触头出现大面积熔焊现象，如图12所示。

综上所述，由于轨道交通系统直流侧短路故障发生时，故障电流（ms级）可达到额定值的数十倍[24-25]，所以触头结构设计应满足混合式直流断路器在大电流情况下的短路电流转移。同时为实现基于真空与气体串联一体化开关的混合式直流断路器中短路电流的高速转移，最佳的气体触头应选择W70Cu材料的两触点圆柱形触头结构。

图11 两触点气体触头材料对电弧电压的影响

图12 触头开断实验后烧蚀情况

3）气体类型对气体弧压的影响

当两触点圆柱形触头结构分别在气压为0.2 MPa时的CO2、干燥空气、N2、氢氮混合气体（H2与N2体积比为2:3）中时，其电弧电压实验结果对比如图13所示。由图13可知，氢氮混合气体的arc＞N2的arc＞干燥空气的arc＞CO2的arc，短路电流为8.8 kA时，氢氮混合气体触头的弧压升到90 V。随着混合气体中H2含量增加，电导率逐渐减小，电弧电压逐渐增加，燃弧时间逐渐缩短，且在H2:N2混合比例为2:3时燃弧时间相对较短[26]。

图13 不同气体介质对电弧电压的影响

4）气压对气体弧压的影响

在氢氮混合气体（H2:N2=2:3）情况下，不同气体压强（0.1～0.3 MPa）下的弧压对比如图14所示。当氢氮混合气体压强从0.1 MPa增加到0.3 MPa时，气体触头的弧压在8.8 kA时达到96 V，故气体触头的最佳环境为0.3 MPa的氢氮混合气体。

图14 不同氢氮混合气体压强对电弧电压的影响

5）真空与气体一体化串联弧压

真空与气体串联对电弧电压的影响如图15所示。当短路电流由1.2 kA上升到8.8 kA时，真空间隙的弧压从17 V上升到25 V，气体间隙弧压从50 V上升到96 V，真空与气体串联一体化开关弧压从67 V上升到120 V，相比于传统真空开关弧压20 V，弧压提升至6倍。

图15 真空与气体间隙串联对电弧电压的影响

综上所述，当气体间隙触头材料为W70Cu、触头结构为桥式两触点圆柱形、气体类型为氢氮混合气体（H2:N2=2:3）、气压为0.3 MPa时，气体弧压可达到96 V，HSS总弧压可由传统真空开关的20 V提升至120 V。后续采用磁吹、气吹以及改善气体触头结构等措施，有望将气体弧压提升至几百伏，可极大地加速电流转移过程。

3.2 HSS静态TIV耐压实验研究

3.2.1 HSS静态TIV耐压实验平台

为验证HSS耐压实验结果，搭建了HSS高频TIV耐压实验平台如图16所示。高压电容u和电感u串联放电产生高频TIV振荡电路，通过控制台控制石墨球隙SG，将高频TIV引入HSS，其中HSS的真空间隙与气体间隙分别为3 mm和1 mm，u和u分别为6 µF和2 mH。0为调频电容，0为调频电阻。Pt1与Pt2为TektronixP6015A高压探头，分别用于测量GIU和HSS高压端电位。高频TIV的峰值可以由10～50 kV变化，根据国家标准GB/T 1984—2014《交流高压断路器》，频率选用10 kHz，通过比较HSS高频TIV第一个峰值电压可得到真空间隙和气体间隙的静态电压分布特性。

图16 HSS高频TIV耐压实验平台

3.2.2 实验结果分析

根据国家标准GB/T 38328—2019《柔性直流系统用高压直流断路器的共用技术要求》可知，瞬态开断电压（TIV）是在直流断路器中开断过程中，直流断路器端子间产生的瞬态电压，本文采用高频振荡电压模拟TIV进行分压和耐压特性验证，测试HSS的绝缘水平。

HSS高频TIV下的电压分布与绝缘强度如图17所示。由图17a可知，高频TIV下HSS高压侧真空灭弧室分压占比为55%，低压侧气体触头分压占比为45%。由图17b可知，气体间隙最高耐受TIV为6 kV，HSS最高耐受TIV为20 kV。验证了HSS分压和耐压满足中压混合式直流断路器TIV阶段的绝缘要求。

图17 HSS高频TIV静态电压分布与绝缘强度

4 结论

1）本文提出了一种基于真空与气体一体化串联的混合式直流断路器结构，发挥了气体弧压高、真空介质恢复快的优势，仿真分析可将混合式直流断路器第一阶段电流转移时间由1 900 μs缩短至300 μs。

2）设计了基于双超程联动操动结构的真空与气体一体化串联机械开关实验样机，得到了触头结构、触头材料、气体类型、气压等因素对弧压的影响规律，确定了桥式圆柱形两触点结构、氢氮混合气体（H2:N2=2:3）等参数，可将弧压提升至120 V。后续通过磁吹、气吹等方式有望将气体弧压提升至几百伏。

3）在真空间隙与气体间隙分别为3 mm和1 mm的情况下，静态TIV的耐压和分压主要由高压侧的真空间隙承担（55%），HSS最高耐受TIV为20 kV。初步验证了真空与气体串联一体化机械开关应用于直流快速转移的可行性与有效性，为高性能中压混合式直流断路器的设计提供了参考依据。

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High Speed Switch with Series-Connected Vacuum and Gas Interrupters and Its DC Fast Transfer Application

Cheng Xian1,2Bai Qinglin1,2Ge Guowei1,2Chen Hongyuan1,2Du Shuai1,2

（1. School of Electrical Engineering Zhengzhou University Zhengzhou 450001 China 2. Henan Engineering Research Center of Power Transmission & Distribution Equipment and Electrical Insulation Zhengzhou 450001 China）

The hybrid DC circuit breaker (DCCB) is the key equipment for the control, protection and isolation of DC system. Among them, the natural commutation method relying on vacuum arc voltage has a simple structure, but the commutation performance does not meet the demand of large current interruption. Forced commutation requires additional transfer devices to increase system complexity and cost. Combined with the idea of vacuum and gas medium series cooperative breaking in the previous research of the team, a series-connected vacuum and gas interrupters is proposed in this paper. The arc voltage of the mechanical switch can be increased to several hundred volts by series-connected vacuum and gas interrupters. This switch is applied to medium voltage hybrid DC circuit breaker to accelerate current transfer, giving full play to the advantages of high gas arc voltage and fast recovery of vacuum medium.

Firstly, the topology of a new hybrid DC circuit breaker based on series-connected vacuum and gas interrupters (Novel-DCCB) is introduced, and the working principle of the structure is analyzed. Based on the continuous transient vacuum arc model, Mayr gas arc model, power electronic device model, buffer circuit model and arrester model, a simulation model of a novel hybrid DC circuit breaker based on vacuum and gas integrated series is built in Matlab/Simulink. The breaking waveforms of the whole machine are simulated and compared. Novel-DCCB shortens the current transfer time from 1900 μs to 300 μs by increasing the arc voltage of the mechanical switch. The TIV at both ends of HSS after IGBT shutdown is mainly borne by the vacuum gap. The advantages of high gas arc voltage in the arcing stage and fast recovery of vacuum medium in the TIV stage of HSS are fully utilized. Finally, the simulation analysis shows that the transfer limit current of Novel-DCCB can reach 100 kA, and the transfer time is basically controlled within 0.5 ms.

Then, a series-connected vacuum and gas interrupters prototype (HSS) was built, and its opening principle was introduced and tested. Under the influence of the double over-range linkage operating structure, the gas gap and the vacuum gap were separated successively, and the time interval was about 200 μs. Finally, the HSS arc voltage characteristic experimental platform and HSS high frequency TIV withstand voltage experimental platform were built. The effects of contact structure, contact material, gas medium and air pressure on the arc voltage characteristics were tested. The contact material was W70Cu, the contact structure was bridge type two contact, the gas type was hydrogen nitrogen mixed gas (H2:N2=2:3), the air pressure was 0.3 MPa, the gas arc voltage could reach 96 V, and the total HSS arc voltage could be increased from 20 V to 120 V; the static voltage distribution and insulation strength of HSS high-frequency TIV were tested. The results show that the partial pressure of HSS high-voltage side vacuum interrupter accounts for 55% under high-frequency TIV, and the maximum tolerance TIV of HSS is 20 kV.

Series-connected vacuum and gas interrupters, medium voltage hybrid DC circuit breaker, arc voltage characteristic, current transfer characteristic, voltage distribution characteristic

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.222346

TM561

河南省重大专项（221100240500）、国家自然科学基金项目（51977195, 52107170）、河南省优秀青年科学基金项目（202300410370）和河南省科技创新人才项目（21HASTIT022）资助。

2022-12-21

2023-03-10

程 显 男，1982年生，教授，博士生导师，研究方向为高压电器及高电压新技术，重点研究混合断路器技术、多断口真空开关技术。E-mail：chengxian@zzu.edu.cn

葛国伟 男，1987年生，博士，讲师，研究方向为智能化高压电器及高电压新技术，重点研究多断口真空开关技术、真空电弧动态恢复特性。E-mail：ggw@zzu.edu.cn（通信作者）

（编辑 李 冰）