真空與氣體一體化串聯機械開關及其直流快速轉移應用

程 顯 白青林 葛國偉 陳鴻源 杜 帥

真空與氣體一體化串聯機械開關及其直流快速轉移應用

程 顯1,2白青林1,2葛國偉1,2陳鴻源1,2杜 帥1,2

（1. 鄭州大學電氣工程學院 鄭州 450001 2. 河南省輸配電裝備與電氣絕緣工程技術研究中心 鄭州 450001）

為提升中壓混合式直流斷路器的自然換流性能，該文提出一種真空與氣體一體化串聯機械開關，分析真空與氣體一體化串聯用于電流轉移性能的工作原理。并基于此設計了雙超程聯動的真空與氣體一體化串聯開關實驗樣機，研究了氣體類型、氣壓、觸頭結構、觸頭材料等參數對電弧電壓特性的影響規律，確定了W70Cu橋式兩觸點結構，采用H2和N2體積比為2:3、氣壓為0.3 MPa的氫氮混合氣體，弧壓可由20 V提升到120 V，電流轉移時間由1 900 μs縮短至300 μs。同時測試了靜態瞬態開斷電壓（TIV）分布特性，真空間隙承擔主要電壓（55%），串聯整機耐壓水平為20 kV。驗證了真空與氣體一體化串聯開關應用于中壓混合式直流斷路器的可行性和有效性。

真空與氣體串聯 中壓混合式直流斷路器 弧壓特性 電流轉移特性 電壓分布特性

0 引言

直流斷路器（DC Current Breaker, DCCB）是直流系統控制、保護、隔離的關鍵設備，研制高性能、低成本、大容量的新型快速中壓直流開關設備具有迫切需求[1-2]。

目前，直流斷路器主要包括機械式、固態和混合式[3]?；旌鲜街绷鲾嗦菲骶C合了機械開關通流能力大、全控器件開斷快的優勢，是中低壓領域直流斷路器的主要發展方向。依據電流轉移控制方法，混合式直流斷路器可分為自然換流型和強迫換流型[4-5]。

1）自然換流型直流斷路器：ABB公司基于集成門極換流晶閘管（Integrated Gate Commutated Thyristor, IGCT）與快速機械開關相結合的拓撲結構設計出4 kA/1.5 kV混合式直流斷路器，利用真空電弧電壓實現4.5 kA的電流轉移和開斷[6]。意大利的L. Novello等利用IGCT的串并聯技術，設計了一款開斷能力為10 kA的混合式直流斷路器樣機[7]。荷蘭代爾夫特理工大學研制了基于IGBT的自然換流型混合式直流斷路器，開斷電壓為400～800 V，并利用真空電弧實現了8 kA的電流轉移和關斷[8]。自然換流性能主要由機械開關弧壓與電力電子導通阻抗決定，加速電流轉移需要較高的弧壓，而真空弧壓較低，僅為20～40 V[9-10]。為了提升弧壓、加快電流轉移，波蘭的A. Klajn通過施加120 mT、900 Hz的橫向脈沖磁場，將真空弧壓提升至80 V[11]。清華大學通過真空開關與氣體開關串聯提升弧壓，研制了一款開斷電流可達15 kA的復合開關自然換流型直流斷路器樣機[12]。自然換流方式主要適用于15 kA以下場合，當電流大于數十kA時，電流轉移時間長達數ms甚至轉移失敗，因此，大容量直流開斷領域需采用強迫換流方式。

2）強迫換流型直流斷路器：ABB公司提出了基于輔助電力電子開關的混合式直流斷路器拓撲，通過開斷主支路電力電子開關強迫電流轉移至輔助支路[13]。全球能源互聯網研究院提出了模塊化級聯方案，開發出200 kV/3 ms/15 kA混合式直流斷路器[14]。為解決基于電力電子開關的強迫換流方案帶來的通態損耗高等問題[15-17]，清華大學提出了基于耦合負壓電路的強迫換流型混合式直流斷路器拓撲，開斷能力為25 kA/3 ms[18]。鄭州大學提出了一種基于耦合電抗器的阻容型混合直流斷路器拓撲結構，可加速電流轉移并實現故障限流[19]。強迫換流方式需要額外的裝置如耦合電抗器、電力電子輔助開關等，將增大中壓直流斷路器的體積和結構復雜性。

綜上所述，依靠真空電弧電壓的自然換流方式結構簡單，但換流性能不滿足大電流開斷需求；強迫換流需要額外的轉移裝置，增加了系統復雜性和成本。結合團隊前期研究的真空與氣體介質串聯協同開斷思想[20]，利用真空介質恢復速度快和氣體弧壓高的優點，將真空與氣體間隙一體化串聯結構用于中壓直流開斷領域，通過更換氣體介質、改善觸頭結構、采用磁吹等方式，既可將弧壓提升至幾百伏，又可承受開斷后的瞬態開斷電壓（Transient Interruption Voltage, TIV），從而實現簡單、可靠的自然換流調控，但該串聯結構的弧壓和絕緣特性有待進一步深入研究。

為發揮氣體弧壓高、真空介質恢復快的優勢，本文提出了真空與氣體一體化串聯機械開關（High Speed Switch, HSS）結構，分析了該結構應用于中壓混合式直流斷路器的原理，并搭建了真空與氣體一體化串聯機械開關實驗樣機，研究了氣體類型、氣壓、觸頭結構、觸頭材料等參數對電弧電壓提升的影響，獲得了最佳的一體化參數設計。同時測試了TIV分布關系和絕緣強度，驗證了真空與氣體一體化串聯機械開關應用于中壓直流快速電流轉移的可行性。

1 基于真空與氣體一體化串聯的混合式直流斷路器原理

1.1 拓撲結構

基于真空與氣體一體化串聯的混合式直流斷路器（下簡稱“新型混合式直流斷路器”（Novel- DCCB））拓撲結構如圖1所示，采用真空與氣體一體化串聯機械開關（HSS）（Ⅰ）替換了傳統混合式直流斷路器的快速真空開關，IGBT（Ⅱ）和緩沖元件（Ⅲ）構成固態開關支路；二極管VD1、VD2、VD3、VD4構成橋式電路，可實現故障電流的雙向開斷；金屬氧化物變阻器（Metal Oxide Varistor, MOV）作為耗能支路。

混合式直流斷路器的第一階段的電流轉移過程是電流由機械開關轉移到固態開關支路，其轉移過程主要由機械開關弧壓實現自然換流，真空弧壓一般為20～40 V，通過磁吹等方式可將其提升至60～80 V；氣體弧壓一般為30～200 V，通過改變氣體介質、改善觸頭結構、采用磁吹等措施可將其提升至幾百伏。燃弧階段中，真空與氣體一體化串聯開關將弧壓提升至幾百伏，從而加速電流轉移，提高電流轉移能力。由于真空間隙介質恢復快，開斷后瞬態恢復階段由真空間隙承擔主要瞬態開斷電壓。

圖1 Novel-DCCB拓撲結構

1.2 工作原理

傳統混合式直流斷路器（Custom-DCCB）和Novel-DCCB的開斷過程波形分別如圖2a和圖2b所示。圖中，HSVCB為Custom-DCCB中機械開關的電流；HSS為Novel-DCCB主支路（HSS）電流；IGBT為固態開關支路電流；MOV為MOV支路電流；arc為HSS弧壓；HCB為斷路器兩端電壓；VIU為真空間隙兩端電壓；GIU為氣體間隙兩端電壓。

圖2 Custom-DCCB和Novel-DCCB開斷過程對比

0時刻，系統發生故障，檢測到故障后，開斷過程分為三個階段：

1）1時刻，真空與氣體一體化串聯機械開關觸頭分離，電流開始由機械開關向固態開關轉移。Custom-DCCB主要依靠真空弧壓實現電流轉移，而Novel-DCCB依靠真空與氣體的總弧壓（總弧壓主要為氣體觸頭弧壓）實現。Novel-DCCB通過提升機械開關弧壓將電流轉移時間由Custom-DCCB的1 900 μs縮短至Novel-DCCB的300 μs。

2）2時刻，主支路電流降為零，電流完全由IGBT承擔，Custom-DCCB和Novel-DCCB的機械開關的動態介質恢復過程均為0.5 ms。

3）3時刻，IGBT關斷，MOV完全承擔故障電流，HSS兩端的TIV主要由真空間隙承擔。4時刻，MOV降低為零，完成整個開斷過程。

此方案充分發揮了HSS應用于中壓混合式直流斷路器燃弧階段氣體弧壓高、TIV階段真空介質恢復快的優勢。

1.3 基于真空與氣體一體化串聯的混合式直流斷路器短路電流轉移仿真分析

建立Novel-DCCB的仿真模型，真空間隙采用連續暫態真空電弧模型，氣體間隙采用Mayr改進電弧模型[21]，并聯真空間隙和氣體間隙的對地等效電容，仿真原理示意圖如圖3所示。通過調整改進的Mayr電弧模型參數，使氣體間隙弧壓與后期實驗數據相對應，仿真系統參數見表1。

圖3 仿真原理示意圖

設置直流電壓源為1 800 V，用于模擬城市軌道直流供電系統，1 ms時系統發生故障，4 ms時氣體觸頭分離，4.2 ms時真空觸頭分離（由2.2節中分閘原理實驗所得），4.8 ms時IGBT關斷，MOV吸收殘余能量，完成整體開斷，仿真結果如圖2b所示。

表1 仿真系統參數

Tab.1 Simulation parameters

電流幅值對轉移時間的影響如圖4所示。可知Custom-DCCB的轉移時間隨著電流幅值增加而增加，極限轉移電流為30 kA，轉移時間為2.6 ms，當電流幅值大于30 kA時無法實現自然換流。而Novel-DCCB的極限轉移電流可達到100 kA，且轉移時間基本控制在1 ms之內。Novel-DCCB通過真空與氣體串聯提升弧壓，進而大幅提高了電流轉移能力，降低了轉移時間。

圖4 電流幅值對轉移時間的影響

2 真空與氣體一體化串聯開關結構設計

2.1 真空與氣體一體化串聯機械開關結構與樣機

真空與氣體一體化串聯機械開關結構與樣機如圖5所示。HSS共包括真空間隙、雙超程聯動操動結構、氣體間隙和快速操動機構四部分。①真空間隙即真空滅弧室，額定電壓為2 000 V、額定電流為1 250 A，開距為3 mm。②雙超程聯動操動結構包括超程連接件1、超程連接件2。超程連接件1超程為1 mm；超程連接件2超程為3 mm。③氣體間隙，包括橋式多觸點觸頭和所用氣體。橋式多觸點觸頭額定電流為1 000～3 000 A，開距為1 mm；所用氣體分別為N2、CO2、干燥空氣、H2/N2混合氣體。④快速操動機構，包括操動機構及其控制部分。

圖5 HSS結構與樣機

2.2 真空與氣體一體化串聯開關分閘原理

HSS觸頭分閘行程曲線如圖6所示。6時刻，系統檢測到故障發生，向HSS發出分閘觸發信號，由于HSS存在Δ1的固有分閘時間，觸頭在1時刻開始分離。首先，快速操動機構拉動超程連接件2，1時刻氣體觸頭先分離，氣體電弧產生，HSS電弧電壓arc開始增加；然后，超程連接件2拉動拉桿與絕緣連接件，進而拉動超程連接件1，超程連接件1連接真空滅弧室動觸頭，在5時刻，真空滅弧室觸頭分離，真空電弧產生，此時電弧電壓為氣體觸頭弧壓與真空觸頭弧壓之和；最后，當真空間隙達到最大時，開關完全打開，完成整個分閘過程。

圖6 HSS觸頭分閘行程曲線

氣體觸頭與真空觸頭分離時間間隔Δ2≈200 μs，氣體觸頭與真空觸頭分別在7和8時刻分閘到最大間隙。分閘過程中，總弧壓主要為氣體弧壓，可通過改變氣體觸頭結構、觸頭形狀、氣體類型和提升氣體壓強等方式提高氣體弧壓。真空弧壓一般比較穩定，主要受電流大小影響。

HSS采用雙超程結構，超程連接件2經過壓超程3 mm有效保證氣體觸頭合閘時的接觸壓力；超程連接件1通過絕緣連接件、拉桿和超程連接件2連接，通過壓超程1 mm保證真空滅弧室合閘時觸頭的接觸壓力。

3 HSS實驗特性研究

為驗證HSS應用在混合式直流斷路器中的有效性，本文實驗部分搭建了HSS弧壓特性實驗平臺和靜態TIV耐壓實驗平臺，分別進行氣體間隙弧壓特性和TIV分壓與耐壓水平實驗驗證，為Novel- DCCB開斷短路電流提供依據。

3.1 HSS弧壓特性研究

3.1.1 HSS弧壓特性實驗平臺

真空與氣體串聯一體化開關電弧特性實驗平臺如圖7所示，通過LC振蕩電路產生低頻電流，電流頻率為50 Hz，i和i分別是電流源的等效電感和電容，分別為600 μH和16 μF；VIU和GIU分別為HSS的真空與氣體間隙；CB為合閘斷路器，用于引入低頻電流。采用永磁操動機構驅動的HSS，其平均分閘速度為1.2 m/s。CT1用于測量HSS電流，Pt為Tektronix TPP0201 Voltage Probe，用于測量HSS的電弧電壓。

圖7 HSS弧壓特性實驗平臺

HSS弧壓實驗波形如圖8所示。低頻交流電流的半波周期為10 ms，主電流可以由1～9 kA變化，并控制HSS開斷時刻在電流峰值附近的1.5 ms之內（即Δ≤3 ms），以保障電流變化率Δ＜5%，HSS與氣體觸頭弧壓在Δ內取平均值，進而等效直流開斷過程中的開關拉弧過程。

圖8 HSS弧壓實驗波形

3.1.2 實驗結果分析

為了探究HSS電弧電壓特性的最優選擇，已知HSS總弧壓為氣體弧壓與真空弧壓之和，而真空弧壓比較穩定，為20～40 V，故本電弧特性實驗主要研究氣體電弧電壓特性。為求得氣體觸頭在低壓直流條件下的最優弧壓特性條件，本文從不同氣體觸頭結構（橋式兩觸點、橋式四觸點、橋式八觸點）、不同氣體觸頭材料（W70Cu、CrCu）、不同氣體類型（CO2、干燥空氣、N2、H2/N2）、不同氣壓（0.1～0.3MPa）等多種條件下進行實驗驗證。

1）觸頭結構對氣體弧壓的影響

本文氣體觸頭采用橋式多觸點觸頭結構，單觸點為半徑為10 mm的圓柱形，如圖9a所示。由于并聯后氣體觸頭的約定發熱電流并不完全與并聯的技術成正比，所以電流并不是平均分配。兩級并聯后電流只可增加到額定值的1.6～1.8倍；四級并聯后電流只可增加到額定值的2.8倍[22-23]，故本文真空與氣體串聯一體化開關中，氣體觸頭設計了橋式兩觸點、四觸點、八觸點三種結構，分別如圖9b、圖9c、圖9d所示，對應的額定電流分別為1 000、1 700、2 500 A。

圖9 橋式觸頭結構

圓柱形兩觸點、四觸點、八觸點氣體觸頭電弧電壓實驗結果對比如圖10所示。在短路電流小于2 kA時，多觸點氣體觸頭電弧電壓在35～40 V之間，相差不大；當短路電流超過2 kA時，隨著短路電流的升高，兩觸點arc＞四觸點arc＞八觸點arc；在短路電流到達5 500 A時，兩觸點觸頭弧壓比四觸點和八觸點觸頭弧壓高10 V左右。由于觸頭并聯可等效為弧阻并聯，電流小于2 kA時弧壓提升效果不明顯，隨著電流增大，觸頭并聯的劣勢逐漸展現出來。雖然兩觸點相較于多觸點觸頭弧壓更大，但兩觸點觸頭在電流大于2 kA時，其觸頭燒蝕程度也最嚴重。

圖10 氣體觸頭觸點數量對電弧電壓的影響

2）觸頭材料對氣體弧壓的影響

通過對比觸頭實驗結果，后續實驗中觸頭結構均采用兩觸點結構，并選用W70Cu和CrCu兩種材料進行觸頭材料對比實驗。圖11為采用W70Cu、CrCu材料的電弧電壓實驗結果對比。由圖可知，短路電流大于5 kA時，兩種材料的電弧電壓相差不大。但W70Cu開斷大電流時的燒蝕情況明顯小于CrCu觸頭，CrCu觸頭出現大面積熔焊現象，如圖12所示。

綜上所述，由于軌道交通系統直流側短路故障發生時，故障電流（ms級）可達到額定值的數十倍[24-25]，所以觸頭結構設計應滿足混合式直流斷路器在大電流情況下的短路電流轉移。同時為實現基于真空與氣體串聯一體化開關的混合式直流斷路器中短路電流的高速轉移，最佳的氣體觸頭應選擇W70Cu材料的兩觸點圓柱形觸頭結構。

圖11 兩觸點氣體觸頭材料對電弧電壓的影響

圖12 觸頭開斷實驗后燒蝕情況

3）氣體類型對氣體弧壓的影響

當兩觸點圓柱形觸頭結構分別在氣壓為0.2 MPa時的CO2、干燥空氣、N2、氫氮混合氣體（H2與N2體積比為2:3）中時，其電弧電壓實驗結果對比如圖13所示。由圖13可知，氫氮混合氣體的arc＞N2的arc＞干燥空氣的arc＞CO2的arc，短路電流為8.8 kA時，氫氮混合氣體觸頭的弧壓升到90 V。隨著混合氣體中H2含量增加，電導率逐漸減小，電弧電壓逐漸增加，燃弧時間逐漸縮短，且在H2:N2混合比例為2:3時燃弧時間相對較短[26]。

圖13 不同氣體介質對電弧電壓的影響

4）氣壓對氣體弧壓的影響

在氫氮混合氣體（H2:N2=2:3）情況下，不同氣體壓強（0.1～0.3 MPa）下的弧壓對比如圖14所示。當氫氮混合氣體壓強從0.1 MPa增加到0.3 MPa時，氣體觸頭的弧壓在8.8 kA時達到96 V，故氣體觸頭的最佳環境為0.3 MPa的氫氮混合氣體。

圖14 不同氫氮混合氣體壓強對電弧電壓的影響

5）真空與氣體一體化串聯弧壓

真空與氣體串聯對電弧電壓的影響如圖15所示。當短路電流由1.2 kA上升到8.8 kA時，真空間隙的弧壓從17 V上升到25 V，氣體間隙弧壓從50 V上升到96 V，真空與氣體串聯一體化開關弧壓從67 V上升到120 V，相比于傳統真空開關弧壓20 V，弧壓提升至6倍。

圖15 真空與氣體間隙串聯對電弧電壓的影響

綜上所述，當氣體間隙觸頭材料為W70Cu、觸頭結構為橋式兩觸點圓柱形、氣體類型為氫氮混合氣體（H2:N2=2:3）、氣壓為0.3 MPa時，氣體弧壓可達到96 V，HSS總弧壓可由傳統真空開關的20 V提升至120 V。后續采用磁吹、氣吹以及改善氣體觸頭結構等措施，有望將氣體弧壓提升至幾百伏，可極大地加速電流轉移過程。

3.2 HSS靜態TIV耐壓實驗研究

3.2.1 HSS靜態TIV耐壓實驗平臺

為驗證HSS耐壓實驗結果，搭建了HSS高頻TIV耐壓實驗平臺如圖16所示。高壓電容u和電感u串聯放電產生高頻TIV振蕩電路，通過控制臺控制石墨球隙SG，將高頻TIV引入HSS，其中HSS的真空間隙與氣體間隙分別為3 mm和1 mm，u和u分別為6 μF和2 mH。0為調頻電容，0為調頻電阻。Pt1與Pt2為TektronixP6015A高壓探頭，分別用于測量GIU和HSS高壓端電位。高頻TIV的峰值可以由10～50 kV變化，根據國家標準GB/T 1984—2014《交流高壓斷路器》，頻率選用10 kHz，通過比較HSS高頻TIV第一個峰值電壓可得到真空間隙和氣體間隙的靜態電壓分布特性。

圖16 HSS高頻TIV耐壓實驗平臺

3.2.2 實驗結果分析

根據國家標準GB/T 38328—2019《柔性直流系統用高壓直流斷路器的共用技術要求》可知，瞬態開斷電壓（TIV）是在直流斷路器中開斷過程中，直流斷路器端子間產生的瞬態電壓，本文采用高頻振蕩電壓模擬TIV進行分壓和耐壓特性驗證，測試HSS的絕緣水平。

HSS高頻TIV下的電壓分布與絕緣強度如圖17所示。由圖17a可知，高頻TIV下HSS高壓側真空滅弧室分壓占比為55%，低壓側氣體觸頭分壓占比為45%。由圖17b可知，氣體間隙最高耐受TIV為6 kV，HSS最高耐受TIV為20 kV。驗證了HSS分壓和耐壓滿足中壓混合式直流斷路器TIV階段的絕緣要求。

圖17 HSS高頻TIV靜態電壓分布與絕緣強度

4 結論

1）本文提出了一種基于真空與氣體一體化串聯的混合式直流斷路器結構，發揮了氣體弧壓高、真空介質恢復快的優勢，仿真分析可將混合式直流斷路器第一階段電流轉移時間由1 900 μs縮短至300 μs。

2）設計了基于雙超程聯動操動結構的真空與氣體一體化串聯機械開關實驗樣機，得到了觸頭結構、觸頭材料、氣體類型、氣壓等因素對弧壓的影響規律，確定了橋式圓柱形兩觸點結構、氫氮混合氣體（H2:N2=2:3）等參數，可將弧壓提升至120 V。后續通過磁吹、氣吹等方式有望將氣體弧壓提升至幾百伏。

3）在真空間隙與氣體間隙分別為3 mm和1 mm的情況下，靜態TIV的耐壓和分壓主要由高壓側的真空間隙承擔（55%），HSS最高耐受TIV為20 kV。初步驗證了真空與氣體串聯一體化機械開關應用于直流快速轉移的可行性與有效性，為高性能中壓混合式直流斷路器的設計提供了參考依據。

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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

河南省重大專項（221100240500）、國家自然科學基金項目（51977195, 52107170）、河南省優秀青年科學基金項目（202300410370）和河南省科技創新人才項目（21HASTIT022）資助。

2022-12-21

2023-03-10

程 顯 男，1982年生，教授，博士生導師，研究方向為高壓電器及高電壓新技術，重點研究混合斷路器技術、多斷口真空開關技術。E-mail：chengxian@zzu.edu.cn

葛國偉 男，1987年生，博士，講師，研究方向為智能化高壓電器及高電壓新技術，重點研究多斷口真空開關技術、真空電弧動態恢復特性。E-mail：ggw@zzu.edu.cn（通信作者）

（編輯 李 冰）