基于多孔隙触发的三电极场畸变开关设计与实验研究

程 显 王振伟 吕彦鹏 陈 硕 安永科

基于多孔隙触发的三电极场畸变开关设计与实验研究

程 显1,2王振伟1,2吕彦鹏1,2陈 硕1,2安永科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）

场畸变开关是脉冲功率系统的关键器件，其低时延和低抖动性能参数是输出高幅值、快前沿脉冲的重要保障。在Marx发生器前级所用的场畸变开关，其要求时延和抖动尽可能小，才能保证Marx发生器装置输出特性具有快前沿、低抖动的稳定性。单孔触发电极的场畸变开关由于初始有效电子产生和扩散较慢导致时延较长，多孔触发电极结构的提出在一定程度上可以降低时延，但是抖动会增大，对于多孔触发电极场畸变开关如何同时保证低时延和低抖动需要进一步研究。因此，该文通过对传统单孔触发电极结构进行优化改进，提出了改变孔径大小和孔的个数的优化组合设计用于实现低时延，同时还显著地改善了抖动。实验结果表明：5 mm十六孔触发电极结构的场畸变开关在工作系数为71.1%～85.3%时，即工作电压在20～24 kV时，时延在45.2～41.1 ns之间，抖动在6.87～5.87 ns之间，相较于传统的单孔触发电极结构，其时延和抖动分别下降了14.8%和16.1%，性能提升明显。该文所设计的场畸变开关满足工程应用需求，为研究多孔型场畸变开关的性能提供了新思路。

场畸变开关 触发电极结构 工作系数 击穿时延 击穿抖动

0 引言

脉冲功率技术是在国防工程和科学研究领域广泛应用的高科技技术基础[1]，其中场畸变开关是脉冲功率装置中的关键组成元件[2-4]，由于其导通迅速、通流大、工作电压高等特点，以及结构稳固简单、参数可调等优点，成为脉冲功率技术领域中的研究热点[5-8]。

随着脉冲功率技术向高电压[9]、大电流[10]、高重复率[11]的方向发展，要求气体开关应具有更短的放电时延[12]、更稳定的工作特性[13-14]。目前的研究中，对于减小时延和抖动的主要思路有改变气体类型[15-18]、采用预电离[19-22]、改进触发电极结构[23-24]、改变触发电压[25-26]等方式，国内外研究机构对此进行了大量实验研究。其中，改变气体类型主要是通过加入惰性气体使气体比例变化，让开关形成较多的放电通道，达到降低时延和抖动的效果。但是常用的SF6气体由于其电负性，对电子具有较强的吸附作用，间隙中较难形成大量初始电子；另外对惰性气体的比例需要控制，减缓的效果有限，比如加入的惰性气体比例为20%时，时延仍然为100 ns左右，时延较大，会影响脉冲功率装置的输出前沿[19]。预电离通过气体开关火花放电的方式，利用光电效应产生气体电离，为开关间隙提供初始电子，另外等离子体辐射的紫外线可引起阴极表面发射电子或空间光电离，从而有效地提高开关的触发性能。但是间隙中出现自由电子的时间具有不确定性，自由电子被中性粒子吸附形成负离子以及扩散到放电间隙以外的过程具有随机性，从而会增加时延的不稳定性，比如在工作系数为80%时，抖动虽然减小一半，但是时延的不确定性变差[20]。不同触发电极结构的场畸变开关具有工作范围宽、灵活性高、维护简单等优点受到国内外学者的广泛关注。目前对单孔圆盘形触发电极的研究，如西安交通大学团队的研究[23]中，单孔圆盘形触发电极结构场畸变开关采用了对称的结构，具有较低的电感，从而在一定程度上减小了场畸变开关的抖动，小于2.5 ns，但是场畸变开关中绝缘气体是气压为0.24 MPa的纯SF6气体，更换SF6对环境会产生影响，且纯SF6对时延具有一定的阻碍。因此，有部分学者改进了触发电极结构，如郑州大学团队[22]设计了环形多孔的触发电极，利用平板-多环结构进行了实验，结果表明抖动在1 ns左右，从而验证了该结构优于上述平板-圆盘形结构，但是具有较大的时延（82 ns）。对于多孔触发电极的研究，复旦大学团队[24]对比100 μm和200 μm微孔触发电极进行了实验，结果表明减小孔径对触发电压的要求较低，但是200 μm的触发电极孔中，时延约为400 ns，抖动在100 ns左右，过小的孔径对场畸变开关有不利的影响。由此可见，触发电极孔径和孔数对场畸变开关的性能影响较大，因此有必要对孔的个数和孔径大小进行进一步研究。

本文在已有研究[27-31]基础上，设计了传统圆盘形单孔和多孔的触发电极，并且基于孔径和孔数进行优化组合设计，提出了一种更小孔径的触发电极结构的场畸变开关。本文首先设计了传统类型的10 mm单孔触发电极结构、10 mm七孔触发电极结构、5 mm七孔触发电极结构场畸变开关。在此基础上，从孔径大小和孔的个数方面组合优化，设计了5 mm十六孔触发电极结构，通过仿真和实验与传统结构进行对比分析，验证了触发电压对场畸变开关性能的影响，为研究多孔型触发电极结构的场畸变开关提供了参考，具有一定的工程意义。

1 电极结构及仿真

1.1 电极结构设计

开关采用三电极场畸变型开关，材料为304不锈钢，其中主电极采用平头形结构，其主视图和俯视图如图1所示。平头形主电极为直径40 mm、厚20 mm的圆柱，中间开10 mm螺纹孔，底部与侧面采用圆弧形倒角，倒角半径为4 mm。

图1 主电极结构

为了分别研究孔径和孔数对触发特性的影响，通过不同电极结构之间孔径和孔数的控制对比分析，设计了四种触发电极结构。触发电极的主视图和俯视图如图2所示，圆盘外直径为40 mm，与主电极直径一致，有利于电场的均匀分布，圆盘的总厚度为5 mm，中间厚度为3 mm。图2a为传统10 mm单孔触发电极结构，为了验证单孔场畸变开关的可行性，设计了10 mm七孔触发电极结构如图2b所示，与图2a在孔径一致的情况下，对比孔数对场畸变开关的影响。图2c是5 mm七孔触发电极结构，与图2b在孔数一致的前提下，对比孔径大小的影响。设计时为保证统一性，每一个圆孔均采用均匀分布、圆孔倒角为1 mm。对孔径和孔数组合优化后的触发电极结构为5 mm十六孔触发电极结构，如图2d所示。

图2 触发电极结构

1.2 电极结构仿真

在设计中采用场畸变开关的仿真模型，其中平头形主电极、触发电极按照与实物1:1的比例在SolidWorks绘制以后导入COMSOL中进行静电场仿真。仿真条件为：在1 atm（1 atm=1.013×105Pa）下，采用相对介电常数为1.000 53的空气作为绝缘介质；外壳采用圆柱形亚克力板；电极采用304不锈钢，相对介电常数为1，分别对不同电极结构的场畸变开关进行静电场仿真。

1.2.1 静态自击穿仿真

在工作电压为-25 kV、间距为16.0 mm的条件下，四种不同触发电极的静电场分布仿真如图3所示，其中最大电场强度和电场不均匀系数见表1。表中不均匀系数是指最大电场强度与平均电场强度的比值，计算时的平均电场强度为1.56 kV/mm。

上述计算的电场不均匀系数均不大于2，属于稍不均匀电场，场畸变开关内部静电场分布基本均匀，则可以用均匀电场的计算公式近似计算四种触发结构的场畸变开关自击穿电压理论值为

图3 四种触发电极的静电场分布

表1 四种触发电极结构的电场强度和不均匀系数

式中，b为场畸变开关的自击穿电压（kV）；为开关的主间隙距离（mm）；为电场不均匀系数。

由式（1）计算可得10 mm单孔、10 mm七孔、5 mm七孔、5 mm十六孔四种触发电极结构场畸变开关的自击穿电压理论值分别为29.81、29.26、28.74、26.52 kV。由于式（1）是用来计算电场不均匀系数=1时的电场自击穿电压，因此计算结果比实际测量值要小，预测击穿电压实验值要比式（1）的计算结果略高。

通过静态自击穿仿真发现，在孔径一致的前提下，孔数越多，电场越不均匀；在孔数一致的情况下，孔径越小，电场越不均匀；在孔径和孔数同时变化的情况下，电场不均匀系数变化幅度较大。因此，对5 mm十六孔的小孔径、多孔数的触发电极结构进行进一步研究显得尤为必要。

1.2.2 触发特性电场仿真

触发瞬间的电场分布是影响场畸变开关动态击穿性能的主要因素，在工作电压为-25 kV、间距为16.0 mm、触发电压为10 kV的条件下，四种不同触发电极的场畸变开关触发瞬间的电场分布和间隙内的电场强度大小分别如图4和图5所示。

图4 电极触发瞬间的电场分布云图

图5 电极触发瞬间间隙内的电场强度分布

由图5可以看出，在施加触发脉冲时，触发电极孔隙的边缘处电场强度最大，10 mm单孔、10 mm七孔、5 mm七孔、5 mm十六孔的最大电场强度分别为5.77、6.14、7.57、9.79 kV/mm，由此可以计算出开关的场畸变系数（场畸变开关触发电极触发时最大电场强度与未触发时的最大电场强度之比）。场畸变系数是反映触发前后电场畸变程度的重要参数，也是影响场畸变开关触发性能的主要因素之一，较大的场畸变系数有利于减小击穿时延和抖动。经计算，四种触发电极的场畸变系数分别为2.29、2.40、2.90、3.45，可知5 mm十六孔的场畸变系数较高，将更容易被触发。考虑到不同开孔位置有可能对触发性能造成影响，在保持孔径和孔数一致的条件下，改变开孔位置对场畸变开关进行研究，结果表明从场畸变系数来看，不同开孔位置在触发瞬间对电场畸变的影响不大，因此对开关特性基本没有影响。

由此可知，无论从静电场仿真还是从触发特性电场仿真都可以看出，孔径和孔数会影响电极间的电场分布和触发特性，孔径越小、个数越多，电场分布越不均匀，自击穿电压越低，场畸变程度越高，因此对5 mm十六孔的电极结构进一步进行实验研究，以期为短时延、低抖动的场畸变开关提供理论指导。

2 实验平台搭建

2.1 场畸变开关实验平台

场畸变开关实验测试回路示意图如图6所示。图中，T1为变压器，通过T1可以实时调节开关两端的工作电压；1为充电电阻；12为储能电容，参数分别为0.2 μF/50 kV、0.2 μF/100 kV；VD0为二极管，四个储能电容与四个二极管构成倍压整流电路；2为实验负载电阻；0为均压电阻，g为隔离电容，触发源通过隔离电容输入触发脉冲。实验采用分压比为1 000:1的高压探头测量触发电极上的电压，采用0.01 V/A的罗氏线圈测量回路产生的电流。

图6 场畸变开关实验测试回路示意图

2.2 触发源系统设计

为了研究触发源的电压幅值对场畸变开关性能的影响，采用两种不同幅值的触发源进行实验。触发源Ⅰ能输出9.42 kV/32 ns的脉冲电压，通过控制台按钮可以直接触发，满足触发要求。触发源Ⅱ在未陡化之前能够输出28.83 kV/13.4 µs的脉冲电压，但是触发电压的脉冲前沿要求为ns级，因此不能满足场畸变开关的要求。在此回路的基础上进行改进，加上负载电阻d和锐化电容d与球隙d共同构成陡化电路。通过调节锐化电容的大小及球隙间距进行实验，确定锐化电容d=166 pF，球隙间距d=5 mm，负载电阻d=50 kΩ。触发源Ⅱ经过陡化电路以后输出29.5 kV/24 ns脉冲电压波形。

触发源Ⅰ、Ⅱ作用在触发电极时的触发电压和回路电流典型波形分别如图7a和图7b所示，两种触发源均输出正极性脉冲，主电极的工作电压为负极性。当触发电压作用在触发电极上，经过脉冲前沿的时间到达峰值后，开关的触发间隙在负直流工作电压和触发电压的共同作用下发生击穿。而后触发电极的电位迅速变为-，场畸变开关的过电压间隙在过电压下击穿，两电极之间通过电火花导通，此时回路电流开始增加。如图7b所示，以触发电压的起始点0与峰值点1的时间间隔作为触发间隙的击穿时延d1，以触发电压峰值点1与回路电流的起始点2的时间间隔作为过电压间隙的击穿时延d2，两间隙的时延之和为场畸变开关的总时延d。本实验通过测量和分析不同工作条件下的d1d2d及其抖动来研究场畸变开关的工作特性。

图7 触发电压与回路电流波形

3 实验结果及分析

为了进一步验证仿真研究中的小孔径和多孔数的组合优化对于触发的优势，从中筛选出三种电极结构进行了实验验证。该实验对主电极为平头形电极，采用传统10 mm单孔、10 mm七孔、5 mm十六孔的三种触发电极结构的场畸变开关分别进行了自击穿特性实验和触发特性实验。开关内部采用干燥的空气作为绝缘介质，内部压强为0.1 MPa。场畸变开关的主间隙为16 mm，触发电极位于主间隙的等位面1/2处，触发间隙和过电压间隙距离各为8.0 mm。

3.1 自击穿特性实验

场畸变开关试品在装配完成后，首先需要经过上百次老练使其性能达到稳定，再分别对10 mm单孔、10 mm七孔、5 mm十六孔的三种触发电极结构的场畸变开关进行自击穿实验。实验过程中，保证每次升压的过程匀速进行。为防止单次击穿以后电荷消散的影响，间隔1 min后再次进行实验。每组实验重复25次，先对每五次实验进行一次平均值计算，然后取五次的平均值再进行平均值计算。统计的自击穿电压测量数据见表2。

表2 三种触发电极结构的自击穿电压

从实验结果可以看出，三种触发电极结构的自击穿电压实际统计值均略高于理论值，分别高出1.61、1.55、1.21 kV，与公式计算预测结果一致。其中5 mm十六孔结构相较于其他两种触发电极的自击穿电压偏低。从仿真数据可知，平头形主电极-5 mm十六孔触发电极结构电场不均匀系数高于其他两种结构，并且在实验过程中电压上升到27 kV时会出现电晕，可以判断平头形主电极-5 mm十六孔结构相较于其他两种结构自击穿电压偏低。分析其原因，从仿真结果来看，5 mm十六孔触发电极的场不均匀系数较高；另外，由于5 mm触发电极的孔数较多，会影响主电极的电场分布，增加电场的畸变程度，从而影响其自击穿特性，使其自击穿电压略低。同时，针对触发特性实验而言，自击穿电压较低，意味着对触发电压的要求较低，因此在触发时，由于场畸变程度较高，会变得更加容易导通。

3.2 触发特性实验

场畸变开关性能的另一个重要指标就是触发特性，主要由开关的时延d和开关的抖动d（或称为分散性）来表征。场畸变开关的时延是指触发脉冲电压起始时刻与主回路放电电流开始时刻的时间间隔；抖动是指场畸变开关时延的标准偏差，用以衡量场畸变开关时延的离散程度，其表达式为

在工作气压为0.1 MPa、绝缘介质为空气、触发电压源的输出为9.42 kV/32 ns的条件下，通过升压器调整场畸变开关两端实验所用的工作电压为20～27 kV，每隔1.0 kV测量一组数据，每组实验重复20次，分别对5 mm十六孔、10 mm单孔、10 mm七孔三种触发电极结构的场畸变开关进行触发特性实验，其时延对比如图8所示。

图8 不同工作电压下三种触发电极结构场畸变开关的时延

从图8中可知，总体来看，时延随着工作电压的升高而逐渐减小。对于5 mm十六孔的触发电极结构，在20～24 kV工作电压区间内，时延变化较为平稳，由45.2 ns变化至41.1 ns，此时场畸变开关的工作系数（指场畸变开关工作电压与自击穿电压之比）为71.1%～85.3%；对于10 mm七孔的触发电极结构，在22～26 kV工作区间内，时延变化较为平稳，由45.8 ns变化至43.2 ns，此时场畸变开关的工作系数为72.2%～85.3%；对于10 mm单孔的触发电极结构，在22～26 kV工作区间内，时延变化较为平稳，由49.8 ns变化至47.1 ns，此时场畸变开关的工作系数为70.2%～82.9%。在工作系数相同的情况下，5 mm十六孔的触发电极结构的时延明显小于另外两种结构，并且场畸变开关的时延变化与工作系数有关，当场畸变开关的工作系数大于85%时，时延会急剧减小。

不同工作电压下三种触发电极结构的场畸变开关的抖动如图9所示。从图9中来看，5 mm十六孔触发电极结构的场畸变开关在工作电压20～24 kV区间时，抖动变化较为缓慢，为6.87～5.87 ns；10 mm七孔触发电极结构的场畸变开关在工作电压22～26 kV区间时，抖动变化为9.23～7.35 ns；10 mm单孔触发电极结构的场畸变开关在工作电压22～26 kV区间时，抖动变化为7.65～5.79 ns。从场畸变开关的工作系数可以看出，当工作系数在70%～85%内，抖动变化较平稳，变化幅度基本维持在1～2 ns之内。对于5 mm十六孔触发电极结构和10 mm七孔触发电极结构，当工作系数大于85%时，场畸变开关的抖动变化会急剧变大；当10 mm单孔结构的场畸变开关的工作系数大于85%时，抖动持续减小。分析原因是单孔触发电极结构的电场畸变程度较小，所以每次触发时的分散性较小，但是其抖动时间和延迟时间比5 mm十六孔触发电极结构的场畸变开关大。

图9 不同工作电压下三种触发电极结构场畸变开关的抖动

从上述场畸变开关的时延和抖动的结果来看，当5 mm十六孔触发电极的工作系数为70%～85%时，其时延和抖动性能参数相较于其他两种结构更优，时延在40 ns左右，抖动在5 ns左右，其时延和抖动相比较传统的单孔结构分别下降了14.8%和16.1%，性能提升明显。对于多孔隙的触发电极，初始产生的等离子体会跃升至主间隙，并且随着工作系数的提高，触发瞬间进入主间隙的电子数变多，触发间隙放电形成的时间更短，因此场畸变开关的延时与抖动也越小。但是，从抖动的实验结果来分析，当场畸变开关的工作系数大于85%时，抖动会变大，工作特性变得不稳定。这是由于一方面，孔数和倒角较多，导致孔隙的交界面处在较高电压时局部已经有电晕产生；另一方面，5 mm十六孔触发电极的仿真结果中电场的不均匀系数较大，当工作系数越高时，造成场畸变开关的初始放电开始时刻在每一次触发时会有所偏差，电子的运动产生偏移，导致抖动随之变大。因此，场畸变开关要工作在合适的工作系数范围内，这也符合实际的应用工况。

3.3 不同触发源的触发特性实验

在与3.2节相同的实验条件下，换成29.5 kV/24 ns触发源进行实验，统计三种触发电极结构的场畸变开关时延和抖动分别如图10和图11所示。

图10 29.5 kV/24 ns触发源下三种触发电极结构场畸变开关的时延

图11 29.5 kV/24 ns触发源下三种触发电极结构场畸变开关的抖动

从图10、图11与图8、图9的对比可以看出，当触发源的幅值由9.52 kV变大为29.5 kV以后，时延和抖动的总体变化规律是一致的，变化的参数仅是时延和抖动的数值，随着触发电压的升高，时延和抖动会减小。从时延方面来看，对于5 mm十六孔结构，在20～24 kV的工作电压下，时延由45.2～41.1 ns变化为27.8～25.5 ns；对于10 mm七孔结构，在22～26 kV的工作电压下，时延由45.8～43.2 ns变化为29.9～27.4 ns；对于10 mm单孔结构，在22～26 kV工作电压下，时延由49.8～47.1 ns变化为31.4～28.7 ns。上述三种结构的时延变化都较为稳定，分别减小了37.95%～38.5%、34.72%～36.75%、39.55%～39.66%。在抖动方面，对于5 mm十六孔结构，在20～24 kV工作电压下，抖动由6.87～5.87 ns变化为3.65～2.98 ns；对于10 mm七孔结构，在22～26 kV工作电压下，抖动由9.23～7.35 ns变化为6.12～5.74 ns；对于10 mm单孔结构，在22～26 kV抖动由7.65～5.79 ns变化为5.02～3.99 ns。上述三种结构抖动变化也较为稳定，分别减小了46.87%～49.23%、21.90%～34.33%、31.09%～34.38%。通过验证性实验可以看出，提高触发源的幅值，可以有效减小时延和抖动。

4 结论

本文通过仿真计算分析，基于传统单孔和多孔触发电极场畸变开关进行优化，设计了一种5 mm小孔径、多孔数触发电极结构的场畸变开关，通过仿真和实验验证了该场畸变开关可以有效降低时延，同时还能改善抖动，并对触发电压对场畸变开关性能的影响进行了分析，具体结论如下：

1）传统单孔触发电极结构的场畸变开关抖动较低，时延较大，通过仿真得出孔径和孔数会影响电极间的电场分布，孔径越小、个数越多，电场分布越不均匀，自击穿电压越低，同时场畸变程度越高。

2）在气压为0.1 MPa、绝缘介质为干燥空气的条件下，5 mm小孔径、多孔数触发电极结构的场畸变开关在工作系数70%～85%范围内，时延范围为45.2～41.1 ns，抖动范围为6.87～5.87ns，相对于传统的单孔触发电极结构，其时延和抖动分别下降了14.8%和16.1%，性能提升明显。

3）当把触发源电压幅值提高至原来的3倍左右，在工作系数70%～85%范围内，场畸变开关时延会相对减小40%左右，抖动也会相应减小，对于5 mm小孔径、多孔数触发电极结构的场畸变开关，抖动会相应减小49%左右，可以得出提高触发电压幅值能够有效地减小场畸变开关的时延和抖动，从而提高场畸变开关的工作性能。

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Design and Experiment Study of Three Electrode Field Distortion Switch Based on Multi-Hole Trigger

Cheng Xian1,2Wang Zhenwei1,2Lü Yanpeng1,2Chen Shuo1,2An Yongke1,2

（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 field distortion switch used in the front stage of the Marx generator requires the delay and jitter to be as small as possible to ensure the stability of the output characteristics of the Marx generator device with fast front and low jitter. The field distortion switch of the single hole trigger electrode has a high delay due to the slow generation and diffusion of the initial effective electrons. The proposed structure of the porous trigger electrode can reduce the delay to a certain extent, but the jitter will increase. How to ensure low delay and low jitter at the same time requires further research on the field distortion switch of the porous trigger electrode. Therefore, by optimizing and improving the traditional single-hole trigger electrode structure, this paper proposes an optimized combination design that changes the size and number of apertures to achieve low delay and significantly improve jitter.

The traditional type of 10 mm single-hole trigger electrode structure, 10mm seven-hole trigger electrode structure, 5 mm seven-hole trigger electrode structure are designed for electric field simulation optimization. On this basis, a 5 mm 16-hole trigger electrode structure was designed based on the number of apertures and the size of apertures. The simulation and experiment were compared with the traditional structure. When the working pressure is 0.1 MPa, the insulating medium is air, and the output of the trigger voltage source is 9.42 kV/32 ns, the trigger characteristics of the three trigger electrode structures of 5 mm 16-hole, 10 mm single-hole, and 10 mm seven-hole were tested. The experimental data show that when the working coefficient of the field distortion switch with 5mm 16-hole trigger electrode structure is 71.1%～85.3%, that is, when the working voltage is 20～24 kV, the delay is between 45.2～41.1 ns, and the jitter is between 6.87～5.87 ns.Compared with the traditional single-hole trigger electrode structure, the delay and jitter are reduced by 14.8% and 16.1% respectively, and the performance is improved significantly. Then the influence of trigger voltage on the performance of field distortion switch is verified, which provides a new idea for the study of the performance of porous field distortion switch.

Through simulation theoretical analysis and experimental verification, the conclusions are as follows: (1) Through the simulation of the electric field of the aperture and the number of holes, it is concluded that the smaller the aperture, the more the number, the more uneven the electric field distribution, the lower the self-breakdown voltage, and the higher the field distortion. (2) Under the condition of 0.1 MPa air pressure and dry air insulation medium, the field distortion switch with 5 mm small aperture porous number trigger electrode structure has a delay range of 45.2～41.1 ns and a jitter range of 6.87～5.87 ns in the working coefficient range of 70%～85%. Compared with the traditional single-hole trigger electrode structure, the delay and jitter are reduced by 14.8% and 16.1% respectively, and the performance is improved significantly. (3) When the amplitude of the trigger source voltage is increased to about 3 times, the time delay of the field distortion switch will be reduced by about 1.5 times in the range of 70%～85% of the working coefficient.

Field distortion switch, trigger electrode structure, working coefficient, breakdown time delay, breakdown jitter

TM564

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.221759

国家自然科学基金项目（51977195, 52107170）、河南省重大科技专项（221100240500）、河南省优秀青年科学基金项目（202300410370）、河南省科技创新人才项目（21HASTIT022）、河南省高校学科创新基地项目（CXJD2021007）、中国博士后面上项目（2021M692901）、河南省自然科学基金项目（232300421329）和河南省科技攻关项目（222102210312）资助。

2022-09-15

2022-11-25

程 显 男，1982年生，教授，博士生导师，研究方向为新型电力开关装备技术、高压电器高可靠性技术等。E-mail：chengxian@zzu.edu.cn

吕彦鹏 男，1992年生，副教授，硕士生导师，研究方向为脉冲功率技术及其生物医学应用。E-mail：yanpenglv@foxmail.com（通信作者）

（编辑 李 冰）