真空直流強迫過零開斷中的弧后電流

張 穎 秦濤濤 劉 釗

真空直流強迫過零開斷中的弧后電流

張 穎1秦濤濤2劉 釗3

（1. 南京林業大學信息科學技術學院 南京 210037 2. 南京理工大學瞬態物理重點實驗室 南京 210094 3. 南京理工大學自動化學院 南京 210094）

為了研究真空直流強迫過零開斷過程中的弧后電流，該文設計永磁-斥力混合式快速機構，搭建直流開斷用弧后電流測量系統，開展直流小電流開斷實驗，研究弧后電流受開斷電流幅值、電極開距、換流電流頻率及換流電容電壓的影響。研究結果表明：弧后電流呈現出不穩定性。弧后電流隨開距增大而增大，且同開距下弧后電流變化不大。開斷電流小于800A時，弧后電流增長較快；開斷電流在800～1 800A范圍時，弧后電流增長較慢。弧后電流隨著換流頻率的增加顯著增大，換流頻率對弧后電流的影響起主導作用。換流電容電壓應控制在一定范圍內以減小弧后電流。

直流開斷 強迫過零 弧后電流 換流頻率 換流電容電壓

0 引言

近年來，隨著風電、太陽能等可再生清潔能源的迅速發展，以及多端直流系統和遠距離大容量輸電的需求[1]，高壓直流輸電技術以及高壓直流斷路器受到了廣泛關注。目前關于直流斷路器的研究主要集中于混合式直流斷路器和傳統的純機械式直流斷路器[2-4]。自2012年ABB公司宣布成功研制混合式直流斷路器以來，Alstom公司、三菱公司及中國國家智能電網研究院等也相繼推出了混合式高壓直流斷路器樣機[5-9]。但混合式直流斷路器并未在國內進行大規模應用，其主要原因在于混合式直流斷路器依賴于大功率電力電子器件技術，價格高昂、設備復雜，可靠性仍需要進一步驗證。而以真空斷路器為核心的純機械式直流斷路器分斷能力強、設備成本低，且被國內的研究機構、設備廠家熟知，也受到了較為廣泛的關注。2014年，西安交通大學、南網科研院、西安高壓電器研究院共同研制成功了基于人工過零的純機械式直流真空斷路器[10-11]。但是，到目前為止，對于純機械式直流斷路器開斷之后的介質恢復機理尚不完全清楚。弧后電流作為電流過零之后介質恢復過程中的一個重要參數，可以反映電極間隙中的剩余等離子體量以及電流過零前的電弧形態。因此，研究直流開斷過程中的弧后電流具有重要的意義。

關于弧后電流，國內外的專家學者已經開展了大量的研究工作。文獻[12-14]給出了測量弧后電流的方法，并給出了測量方法的可行性分析和測量結果。文獻[15-17]提出了一種基于電流轉移和磁吹的新型弧后電流測試方法，并采用該方法研究了交流開斷條件下多斷口斷路器的弧后電流特性。文獻 [18]使用一維PIC（particle-in-cell）模型仿真了真空斷路器中的弧后電流，并和實測弧后電流波形進行了比較。文獻[19]測量了真空斷路器不同觸頭結構下的弧后電流，并分析了記憶效應對弧后電流的影響。文獻[20]通過實驗研究了觸頭分斷速度對直流開斷過程中弧后電流幅值的影響。文獻[21]分析了交流開斷過程中弧后電流的影響因素，測量了不同電極結構、觸頭材料、電極間隙和電極直徑等對弧后電流的影響。文獻[22]建立了二維混合模型來評估弧后電流對開斷過程的影響，闡述了恢復電壓對電極間隙中等離子體的作用，并研究了鞘層極性對弧后電流的影響。文獻[23]研究了弧后電流和高頻重燃之間的關系，指出d/d決定了弧后電流大小和重燃。文獻[24]通過測量不同磁場下雙斷口斷路器的弧后電流分配比，研究了磁場分布對雙斷口斷路器開斷能力的影響。文獻[25]指出擴散型真空電弧的分斷極限是由電擊穿決定，而不是由弧后電流引起的熱擊穿所決定。前人的研究多集中于弧后電流測量，以及交流開斷條件下弧后電流的影響因素。而對直流強迫過零開斷條件下，弧后電流受各參數的影響研究則較少，如弧后電流受斷路器觸頭開距、開斷電流幅值、換流頻率等因素的影響。

本文設計了永磁-斥力混合式快速機構，并采用轉移強迫過零開斷的方法，在合成回路實驗系統中進行真空小電流直流開斷。搭建了隔離式弧后電流測量系統，得到不同觸頭開距、額定開斷電流幅值、不同換流頻率及換流電容電壓下的弧后電流大小，分析了弧后電流與上述影響因素之間的相互關系，為進一步理解弧后零區特性及弧后介質恢復過程提供了實驗依據，并為后續研究短路條件下直流開斷過程中重擊穿與弧后電流的關系奠定了基礎。

1 實驗系統

圖1所示為隔離式弧后電流測量原理。圖中，S1為火花間隙，用于投入高頻反向電流；開關AB用于投入直流電流；羅氏線圈用于測量電路中電流。通過預充電電容i和電感i振蕩得到的電流代替直流電流，其幅值和頻率可通過調節電容和電感參數來改變；反向高頻電流由電容和電感振蕩產生；各個開關及火花隙的動作時序由時序控制來調節；為無感大功率電阻，用于測量弧后電流；開關CB的作用是在電流過零之后打開一定間隙，確保弧后電流流過測量電阻。選擇無感電阻時要根據轉移電流大小進行功率計算，保證電阻不被燒斷。電流探頭用于測量弧后電流大小。

圖1 弧后電流測量原理

前人的測量方法多是將同軸分流器串聯在回路中，然后測量同軸分流器兩端的電壓，得到弧后電流大小。該種測量方法中同軸分流器與合成回路系統共地，信號干擾較大。若要減小干擾，必須采取相應的方法將其從開斷電流中分離，進行隔離測量。本文中的測量電路在前人的基礎上進行了改進，弧前由機械開關承受大電流，弧后由無感電阻承受小電流，通過感應式高精度高帶寬探頭測量弧后小電流，從而實現弧后電流的隔離測量。

實驗開始之前，開關AB為斷開狀態，開關CB和開關S為閉合狀態。實驗開始時，首先閉合開關AB，產生振蕩電流；一段時間后，打開開關S，產生電弧；然后打開開關CB，開關CB在電流過零之前需打開至一定距離，確保電流過零后恢復電壓通過無感電阻支路施加在開關S兩端，使得弧后電流流過無感電阻；直流電流達到峰值前，點燃火花間隙S1，投入高頻反向電流，與直流電流疊加使得開關S支路的電流過零。

直流短路電流上升率非常快，要求真空開關在很短時間內達到安全開距，承受快速上升的恢復電壓。因此，需要操動機構具有較快的分斷速度。本文采用了混合式操動機構，它是根據電磁感應原理制作的，包括斥力機構和永磁操作機構[26]。永磁操動機構包括永磁鐵、動鐵心、合閘線圈、輔助分閘線圈和分閘簧等，永磁體提供機構在合閘和分閘位置的保持力；斥力機構位于永磁操作機構上方，包括兩個銅線圈盤，兩線圈盤依靠電磁斥力使觸頭分離時獲得較高的初始速度，其中動線圈盤帶動導桿、動鐵心和動觸頭運動。

實驗中通過改變放電電容的電壓得到不同的機構分閘速度，從而研究分閘速度對弧后電流的影響。實驗中放電電容容量為30 000mF，由開關機械特性測試儀測量得到的平均分閘速度見表1。

表1 混合式操動機構平均分閘速度

Tab.1 Average opening speed of the hybrid actuator

2 實驗結果

在圖1所示實驗電路基礎上，分別改變機構的分閘速度（調節開距）、開斷電流幅值、換流電流頻率，并進行直流電流開斷實驗。實驗中使用的真空滅弧室的額定參數為12kV/1 250A/25kA，電極材料為銅，觸頭直徑為5.08cm，開距為10mm，操動機構的總行程為13mm，真空滅弧室結構如圖2所示。電流過零時刻開關S的開距由其分閘速度及燃弧時間決定，通過位移曲線可以確定電流過零時刻觸頭的間隙大小。

圖2 真空滅弧室結構

圖3 直流開斷波形

圖3中，1時段為開關S打開的時間，也是燃弧時間。2時段為開關CB燃弧時間，也是測量支路中有電流流過的時間，測量支路中流過的電流約為2A。

從圖4中可看出，600A開斷電流下弧后電流的持續時間約為1ms，斷口S兩端電壓峰值約為1kV。此外，圖4中弧后電流存在兩個峰值，這與交流弧后電流的測量結果較為相似。其原因在于弧后電流波形的形狀由電流過零后鞘層的動態發展過程和恢復電壓作用下的二次電子發射過程決定[27]。

圖4 弧后電流及斷口S兩端電壓波形

3 討論

在前述實驗條件下，本文測量了不同觸頭開距、額定開斷電流幅值及換流頻率下的弧后電流，研究了上述因素對零區弧后電流大小的影響，分析了弧后電流與上述因素之間的關系，為弧后零區及介質強度恢復過程理論的完善提供實驗依據。

3.1 弧后電流的波動性

圖5給出了不同弧后電流峰值的波形對比，（1）～（4）為不同開斷條件下得到的弧后電流峰波形，（4）～（6）為相同開斷條件下得到的弧后電流波形。從圖中可看出，最大峰值866mA時，弧后電流波形中存在5個波峰，最大峰值為1 123mA和1 252mA時，弧后電流波形中存在3個波峰；最大電流峰值為1 707mA、1 672mA和1 804mA時，弧后電流波形中存在2個波峰，且通常第一波峰大于第二波峰，這與交流開斷過程中的弧后電流波形較為相似。對比以上弧后電流波形中波峰數量變化可看出，弧后電流呈現出了波動性。隨著弧后電流最大峰值的增加，其波形中波動峰值的數量較少。當弧后電流最大峰值大于某一臨界值時，弧后電流波形趨于穩定，僅有2個波峰。

弧后電流峰值由電流過零之后電極間隙中的金屬蒸氣粒子密度決定，其幅值隨金屬蒸氣粒子密度變化而變化。弧隙中的金屬蒸氣粒子密度受燃弧時間、分斷速度、觸頭結構、觸頭材料、電流過零前觸頭表面的燃弧位置等因素影響，上述因素中隨機性較大的是電流過零前的燃弧位置。若整個燃弧過程中，電弧均勻分布在觸頭中心區域，陰極斑點燃燒較為穩定，弧后電流較為穩定；若電弧分布在觸頭邊緣區域，陰極斑點的消失和出現的隨機性較強，導致弧后電流的波動性，陰極斑點在觸頭表面分布如圖6所示。從圖6中可看出，電弧在觸頭中間位置燃燒時，電極間隙中的金屬蒸氣分布更均勻，且觸頭表面陰極斑點的分布更均勻，燃燒更穩定。

圖5 弧后電流的波動性

圖6 陰極斑點在觸頭表面分布

弧后電流峰值與弧隙中的金屬蒸氣粒子密度相關，金屬蒸氣粒子密度又影響著電流過零之后的鞘層動態發展過程，鞘層的動態發展變化過程又決定了弧后電流波形[28]。因此，通過弧后電流波形的變化可反映出電流過零后鞘層增長過程的變化。

3.2 開距對弧后電流的影響

電流過零之后電極間隙的距離及電極間隙中金屬蒸氣粒子密度與燃弧時間密切相關，燃弧時間越長，開距越大，產生的金屬蒸氣粒子越多，且電極間隙的體積增大，間隙中等離子金屬蒸氣粒子的帶電總量也在增大。若開距過大，則會引起電弧收縮，產生陽極斑點現象，引起電極間隙中的金屬蒸氣粒子進一步急劇增加，從而導致弧后電流顯著增加，電流過零之后弧隙的介質強度降低，不利于開斷。因此，本文研究了同等分斷速度下，不同燃弧時間變開距下的弧后電流，測量得到不同燃弧時間下的弧后電流如圖7所示。

從圖7中可看出，燃弧時間從0.5ms增加到4.0ms，弧后電流從1.0A增加到3.0A，弧后電流峰值與燃弧時間近似呈線性關系。分斷速度相同時，燃弧時間越長，電流過零后的電極間隙較大，弧隙中的金屬蒸氣密度較大。所以，隨燃弧時間增大，弧后電流峰值呈增大趨勢。圖中，同等實驗條件下，在燃弧時間2ms位置，弧后電流峰值呈現出了波動性，其波動范圍在300mA以內，與圖5中實驗結果吻合。

圖7 不同燃弧時間下的弧后電流

由圖7的擬合曲線可看出，隨燃弧時間由短變長，弧后電流峰值的不穩定性及波動性越來越明顯，其原因在于隨燃弧時間增加，電極間隙增加，而電極間隙中的磁感應強度隨電極間隙的增加而減小[29]，導致電極間隙中金屬蒸氣粒子分布的均勻性降低。動靜觸頭分離后，電極間隙中產生弧柱，隨著開距的增大，電弧逐漸發展為擴散態，觸頭表面的電弧面積增大，陰極、陽極之間產生了更多的等離子體通道，此時需要更多的能量注入來維持陰極斑點。此時陰極斑點產生與消失隨機性增強，這也是導致開距增大、弧后電流峰值不穩定的原因之一。

前述內容研究了變開距下的弧后電流峰值，除了開距，燃弧時間、分斷速度也是影響弧后電流峰值的重要因素。本文在固定開距條件下研究了不同燃弧時間、分斷速度下的弧后電流峰值。通過調節燃弧時間和斷路器的分斷速度，保證電流過零時電極間隙近乎相等，得到定開距3mm和4.5mm、不同燃弧時間及分斷速度下的弧后電流見表2。

從表2中可看出，開距3mm下，分斷速度1.12m/s、燃弧時間3ms得到的弧后電流峰值與分斷速度1.9m/s、燃弧時間1.6ms得到的弧后電流峰值相差不大。開距4.5mm下，各分斷速度和燃弧時間下得到的弧后電流峰值也基本相同。因此，同開距下，弧后電流峰值在一定范圍內波動，沒有出現顯著增加的現象，開距對弧后電流的影響大于燃弧時間和分斷速度對弧后電流的影響，弧后電流與燃弧時間之間的關系呈弱相關性。

表2 固定開距下的弧后電流

Tab.2 Post arc current of rated electrode distance

3.3 開斷電流幅值對弧后電流的影響

同等開距和燃弧時間下，開斷電流幅值越大，向弧隙中注入的能量越多，電極燒蝕越嚴重，弧隙中的金屬蒸氣粒子越多，其是弧后電流峰值的影響因素之一。本文研究了不同開斷電流幅值下，燃弧時間2ms和3ms下的弧后電流如圖8所示。

圖8 不同開斷電流幅值下的弧后電流

從圖8中可看出，燃弧時間2ms時，弧后電流峰值呈指數增長趨勢。開斷電流小于800A時，弧后電流增長較快；開斷電流在800～1 800A時，弧后電流增長較慢。燃弧時間3ms時，弧后電流峰值基本呈線性增長。文獻[15]中指出開斷電流幅值達到28kA，電極間隙達到9mm和12mm時，弧后電流會突然增大，電極間隙3mm和6mm時弧后電流并不會突然增大。本研究中燃弧時間2ms時，電極間隙約3mm；燃弧時間3ms時，電極間隙約4.5mm；電極間隙3mm和4.5mm情況下，弧隙中的磁場分布較均勻，陰極斑點分布也較為均勻，且沒有陽極活動的產生，間隙中的金屬蒸氣密度不會突然增大，所以弧后電流峰值不會突然增大。

3.4 換流頻率對弧后電流的影響

直流開斷過程中的電流過零點通過疊加高頻反向電流產生，反向電流頻率越高，d/d越大，電流從峰值到電流零點的時間越短，電流過零后電極間隙中的剩余等離子體越多，而剩余等離子體數量是影響弧后電流大小的直接因素。因此，本文研究了同開距，開斷電流600A，換流頻率1.1kHz、2.1kHz及4kHz下的弧后電流。測量得到的各換流頻率下的弧后電流峰值如圖9所示。各換流頻率下電流從峰值到零點的時間見表3。

圖9 不同換流頻率下的弧后電流

表3 電流峰值到電流過零的時間

Tab.3 The time from peak current to current zero

從表3中可看出，電流從峰值到過零需要的時間隨著反向換流電流的頻率增大而減小。換流頻率1.1kHz變化到2.1kHz，強迫過零時間減少了約56ms，換流頻率從2.1kHz變化到4kHz，強迫過零時間減少了約23ms，換流時間下降率逐漸減小。其原因在于隨換流頻率提高，換流波形近乎方波，換流時間很難大幅縮短。

從圖9中可看出，弧后電流峰值和換流頻率呈類指數增長，且弧后電流峰值隨頻率升高而逐漸降低。原因在于換流時間隨換流頻率的增加幾乎不變，電極間隙中的金屬蒸氣粒子向外擴散的時間幾乎不變，所以弧后電流峰值增長率逐漸降低。換流頻率1.1kHz時的弧后電流峰值為0.7A；4kHz時的弧后電流峰值為5.1A。原因在于同開距下換流頻率越低，電極間隙中的金屬蒸氣粒子向外擴散量越多，導致弧隙中金屬蒸氣粒子減小。

這與文獻[29]中的研究結果較為吻合，文中指出換流頻率越高，電流過零之后的介質強度恢復越慢，電流過零時的d/d越大，不利于開斷。但d/d太小則會增加反向回路中電容的體積，因此直流強迫過零開斷過程中，在真空滅弧室開斷能力范圍內可提高換流電流頻率。

3.5 換流電容電壓對弧后電流的影響

換流電容電壓改變后，過零前d/d及過零后d/d均發生變化，會影響弧后電極間隙中剩余等離子體微粒的運動。因此，本文研究了不同換流電容電壓下的弧后電流變化。不同換流電容電壓下，開斷相同的電流，換流電容中的殘余電壓越高，過零后的d/d越大，弧后電流峰值越大。圖10所示為換流頻率4kHz不同換流電容電壓下以及不同換流頻率下的弧后電流變化。

從圖10b中可看出，400V換流電容電壓下弧后電流約為2A，1 600V下弧后電流約為8A。換流電容電壓與弧后電流基本呈線性關系增長。圖10a中，換流電容電壓1 600V條件下，換流頻率2kHz及換流頻率1.1kHz下的弧后電流分別約為5A和0.8A。均不大于圖10b中換流電容電壓800V換流頻率4kHz條件下的弧后電流。說明換流頻率對弧后電流大小的影響起主導作用。換流頻率和換流電容電壓引起弧后電流幅值增大以及弧后電流持續時間縮短，兩者共同引起過零后的d/d增大。

弧后電流由傳導電流和位移電流兩部分組成，過零后d/d支配電極間隙中等離子體金屬蒸氣粒子的運動以及過零后鞘層的發展速度。d/d越高，鞘層發展越快，弧后電流持續時間越短。綜合前述分析，滿足開斷成功的條件下減小過零后d/d，換流電容電壓選擇為能夠滿足開斷成功換流電容電壓臨界值的2倍為宜。

4 結論

本文研究了弧后電流受開斷電流幅值、電極開距以及換流電流頻率的影響。本文研究結論如下：

1）弧后電流受觸頭結構、燃弧位置等因素影響，在一定范圍內表現出不穩定性，且弧后電流波形可反映弧后鞘層增長過程。

2）弧后電流隨開距增大而增大，且同開距下弧后電流基本穩定在一定范圍內，不會顯著增加，弧后電流與燃弧時間之間呈弱相關性。開斷電流小于800A時，弧后電流增長較快，開斷電流在800～1 800A范圍時，弧后電流增長較慢。

3）同等開距下，換流頻率較大時，電流過零后電極間隙中存在較多的剩余金屬蒸氣粒子，弧后電流隨換流頻率的增加顯著增大，不利于開斷。換流頻率對弧后電流的影響起主導作用，換流電容電壓選擇為能夠滿足開斷成功換流電容電壓臨界值的2倍為宜。

4）斷路器開斷能力與弧后電流峰值、增長速度等屬性存在某種關系，下一步將研究固定本文中某一因素下，弧后電流與直流開斷能力之間的關系。

[1] 湯廣福, 羅湘, 魏曉光. 多端直流輸電與直流電網技術[J]. 中國電機工程學報, 2013, 33(10): 8-17.

Tang Guangfu, Luo Xiang, Wei Xiaoguang. Multi- terminal HVDC and DC-grid technology[J]. Pro- ceedings of the CSEE, 2013, 33(10): 8-17.

[2] 楊田, 劉曉明, 吳其, 等. 單向直流斷路器拓撲與保護策略分析[J]. 電工技術學報, 2020, 35(增刊1): 259-266.

Yang Tian, Liu Xiaoming, Wu Qi, et al. Analysis on the unidirectional DC circuit breaker and protection strategy[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(S1): 259-266.

[3] 呂瑋, 王文杰, 方太勛, 等. 混合式高壓直流斷路器試驗技術[J]. 高電壓技術, 2018, 44(5): 1685-1691.

Lü Wei, Wang Wenjie, Fang Taixun, et al. Test technology of hybrid HVDC circuit breaker[J]. High Voltage Engineering, 2018, 44(5): 1685-1691.

[4] 吳翊, 榮命哲, 鐘建英, 等. 中高壓直流開斷技術[J]. 高電壓技術, 2018, 44(2): 337-346.

Wu Yi, Rong Mingzhe, Zhong Jianying, et al. Medium and high voltage DC breaking technology[J]. High Voltage Engineering, 2018, 44(2): 337-346.

[5] 李帥, 趙成勇, 許建中, 等. 一種新型限流式高壓直流斷路器拓撲[J]. 電工技術學報, 2017, 32(17): 102-110.

Li Shuai, Zhao Chengyong, Xu Jianzhong, et al. A new topology for current-limiting HVDC circuit breaker[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2017, 32(17): 102-110.

[6] Grieshaber W, Dupraz J P, Penache D L, et al. Development and test of a 120kV direct current circuit breaker[C]//Procceedings of CIGRé Session, Paris, France, 2014: 1-11.

[7] Nami A, Liang J, Dijkhuizen F, et al. Modular multi- level converters for HVDC applications: review on converter cells and functionalities[J]. IEEE Transa- ctions on Power Electronics, 2014, 30(1): 18-36.

[8] Wen Weijie, Huang Yulong, Cheng Tiehan, et al. Research on a current commutation drive circuit for hybrid DC circuit breaker and its optimization design[J]. IET Generation, Transmission & Distri- bution, 2016, 10(13): 3119-3126.

[9] 張梓瑩, 梁德世, 蔡淼中, 等. 機械式高壓直流真空斷路器換流參數研究[J]. 電工技術學報, 2020, 35(12): 2554-2561.

Zhang Ziying, Liang Deshi, Cai Miaozhong, et al. Research on commutation parameters of mechanical HVDC vacuum circuit breaker[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(12): 2554-2561.

[10] 史宗謙, 賈申利. 高壓直流斷路器研究綜述[J]. 高壓電器, 2015, 51(11): 1-9.

Shi Zongqian, Jia Shenli. Research on high-voltage direct current circuit breaker: a review[J]. High Voltage Apparatus, 2015, 51(11): 1-9.

[11] Shi Zhongqian, Zhang Yingkui, Jia Shenli, et al. Design and numerical investigation of a HVDC vacuum switch based on artificial current zero[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2015, 22(1): 135-141.

[12] Vokurka V, Ackermann U, Schade E. New device for measuring post-arc currents in circuit breakers[J]. Review of Scientific Instruments, 1987, 58(6): 1087-1095.

[13] Mahdavi J, Schaeffer A, Velo C, et al. New means of measuring current in the vicinity of zero in an AC circuit breaker[J]. IEE Proceedings A-Physical Science, Measurement and Instrumentation, Management and Education-Reviews, 1985, 132(5): 285-290.

[14] Barrault M, Bernard G, Maftoul J, et al. Post-arc current measurement down to the ten milliamperes range[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 1993, 8(4): 1782-1788.

[15] 葛國偉, 程顯, 廖敏夫, 等. 基于電流轉移特性和磁吹的新型弧后電流測量裝置研制[J]. 中國電機工程學報, 2018, 38(14): 4288-4297.

Ge Guowei, Cheng Xian, Liao Minfu, et al. Design of the novel post arc current measure equipment based on the current commutation and magnetic arc blow[J]. Proceedings of the CSEE, 2018, 38(14): 4288-4297.

[16] Ge Guowei, Cheng Xian, Liao Minfu, et al. Vacuum arcs and postarc characteristic of vacuum interrupters with external AMF at current zero[J]. IEEE Transa- ctions on Plasma Science, 2018, 46(4): 1003-1009.

[17] Ge Guowei, Cheng Xian, Liao Minfu, et al. Influence of the pulsed AMF arc control on the vacuum arc and post arc characteristic in vacuum interrupters[J]. Vacuum, 2018, 147: 65-71.

[18] Jia Shenli, Mo Yongpeng, Shi Zongqian, et al. Post- arc current simulation based on measurement in vacuum circuit breaker with a one-dimensional particle-in-cell model[J]. Physics of Plasmas, 2017, 24(10): 103511.

[19] Mo Yongpeng, Shi Zongqian, Jia Shenli, et al. Experimental investigation on the postarc current in vacuum circuit breakers and the influence of arcing memory effect[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2019, 47(8): 3508-3515.

[20] Jiang Fengfeng, Sun Hao, Wu Yi, et al. Experimental study on the influence of different opening speed on post-arc current in DCCB[C]//2019 5th International Conference on Electric Power Equipment-Switching Technology (ICEPE-ST), Kitakyushu, Japan, 2019: 166-169.

[21] Yanabu S, Satoh Y, Honma M, et al. Post arc current in vacuum interrupters[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 1986, 1(4): 209-214.

[22] Sarrailh P, Garrigues L, Hagelaar G J M, et al. Two- dimensional simulation of the post-arc phase of a vacuum circuit breaker[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2008, 36(4): 1046-1047.

[23] Smeets R P, Li H, Lamerichs N J, et al. HF-reignition phenomena related to post-arc current in vacuum interrupters[C]//XVI International Symposium on Dis- charges and Electrical Insulation in Vacuum. Inter- national Society for Optics and Photonics, Moscow, Russian Federation, 1994: 203-206.

[24] Sugita M, Igarashi T, Kasuya H, et al. Relationship between the voltage distribution ratio and the post arc current in double-break vacuum circuit breakers[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2009, 37(8): 1438-1445.

[25] 鄒積巖, 程禮椿. 擴散型真空電弧的弧后電流[J]. 華中理工大學學報, 1993, 21(6): 68-71.

Zou Jiyan, Cheng Lichun. Post-arc current of diffused vacuum arc[J]. Journal Huazhong University of Science and Technology, 1993, 21(6): 68-71.

[26] Shi Zhenli, Jia Longqian, Ma M, et al. Investigation on DC interruption based on artificial current zero of vacuum switch[C]//International Symposium on Disc- harges and Electrical Insulation in Vacuum (ISDEIV), Braunschweig, Germany, 2010: 158-161.

[27] Schade E. Physics of high-current interruption of vacuum circuit breakers[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2005, 33(5): 1564-1575.

[28] Qin Taotao, Dong Enyuan, Liu Guixin, et al. Recovery of dielectric strength after DC interruption in vacuum[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2016, 23(1): 29-34.

[29] 何勝銀, 馬志瀛. 縱磁真空滅弧室的弧后電流[J]. 高壓電器, 1994, 30(4): 24-28.

He Shengyin, Ma Zhiying. Post-arc current of axial magnetic field vacuum interrupter[J]. High Voltage Apparatus, 1994, 30(4): 24-28.

Post Arc Current in Vacuum DC Interruption with Forced Current Zero Method

123

（1. College of Information Science and Technology Nanjing Forestry University Nanjing 210037 China 2. National Key Laboratory of Transient Physics Nanjing University of Science and Technology Nanjing 210094 China 3. School of Automation Nanjing University of Science and Technology Nanjing 210094 China）

In order to investigate the post arc current in DC interruption, the high speed hybrid actuator was designed and the post arc current measuring system was established. Then, experiments were carried out to study the influence on the post arc current, including the amplitude of rated current, electrode gap, commutation frequency and commutation capacitor voltage. The results indicate that post arc current is instable within a certain range. The post arc current increases with the increase of the electrode gap, and is nearly unchanged at the same gap. When the rated breaking current is less than 800A, the post arc current has a high rising rate, while the rising rate of the post arc current decreases when the rated breaking current is in the range of 800～1 800A. The post arc current increases obviously with the increase of the commutation frequency, which determines the amplitude of the post arc current. In addition, the commutation capacitor voltage should also be controlled to reduce the post arc current.

DC interruption, forced current zero, post arc current, commutation frequency, commutation capacitor voltage

TM56

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.191673

國家自然科學基金（51707094）、中央高校基本科研業務費專項資金（30917011342，CX2018021）和江蘇省重點研發計劃（BE2019018）資助項目。

2019-12-02

2020-02-17

張 穎 女，1989年生，博士，講師，研究方向為電弧等離子體發生方法、診斷技術及其應用。E-mail: zhangying343@126.com

秦濤濤 男，1987年生，副教授，研究方向為智能化開關電器、直流開斷技術、脈沖功率技術等。E-mail: qintaotao123@njust.edu.cn（通信作者）

（編輯 陳 誠）