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范文一：高压真空断路器触头烧毁分析
科技论坛
高压真空断路器触头烧毁分析
梅文庆
赵建强
昌军胜
李志辉
（安阳钢铁集团股份有限公司动力厂, 河南安阳455004）
摘要：通过对高压真空断路器存在问题的分析，找出了原因，提出了解决问题的方法，保证了高压真空断路器的安全可靠运行。
关键词：高压真空断路器; 问题; 对策
引言
6/10kV真空断路器已在安阳钢铁集团股
结份有限公司动力厂应用已近10年。重量轻，
构简单、良好的开断性能、较低的维护成本、较长的使用寿命等优点使其在动力厂旧变电站改造中得到更广泛的应用。动力厂西区变电站与KYN 型开关柜配套使用的VS1-12型真空断路
现根据运行和器，出现了两期触头烧毁的事故。
维护的情况加以阐述。
1触头结构
与KYN 型开关柜配套使用的VS1-12型真空断路器触头是一种自动复位捆簧式梅花触头。它有一个动触头导电联接杆；在该导线联接杆的环形槽内有与之相接触的动触头触片，动触头触片内侧有一环形支架，外侧捆有紧固弹簧；动触头触片端部有一个与之相配合的静触头。所述的动触头触片与动触头导电联接杆的环形槽的接触处为外高、内低的不等高双圆弧
当静触头拔出后，动触头触片外形。优点在于，
高、内低的不等高双圆弧同时紧贴动触头导电联接杆的环形槽内，实现自动复位，确保手车式高压开关柜的安全运行。
而该型号的触头在2008年连续出现梅花触头载流故障，而引起弧光短路造成触头系统烧毁的事故。
2原因分析
经查阅相关资料和分析认为：认为梅花触头载流故障主要有如下原因：
2.1梅花触头或静触头或触臂选用材料导电率过低造成运行过程中发热量过大、温升过高所造成。
根据故障录波图可知发生故障时的电流为900A ，而开关额定电流为1600A ，即使导电材料的导电率只有32％，也不至于发生事故。因此认为本例事故应该不是此原因。
2.2梅花触头外侧的紧固弹簧张紧力不够，造成接触电阻偏大，在运行中因承受过高的温升使弹簧特性变坏、使触头间的压力下降，接触电阻随着时间的推移而不断加大，接触不良的程度逐步加剧，以致在电流较大时过热起弧而烧毁。
本例事故也不太可能是这个原因，原因同“2.1”。
2.3梅花触头外的弹簧热处理不过关，造成材料过脆，弹簧断裂，起弧而烧毁。
我们曾遇到过这样的梅花触头：货到开箱时弹簧已经断裂，本例事故就有可能是开关推
事故后入柜子后，由于弹簧断裂而造成的事故。
检查并未发现弹簧断裂，因此这起事故的起因也不太可能是这个原因。
2.4梅花触头外的紧固弹簧选材不对，按要求该弹簧必须选用非导磁性材料制造，以避免在运行过程中，负荷电流在弹簧中产生涡流
而发热，因发热造成弹簧逐渐退火，张紧力越来越小，接触电阻越来越大，由于接触电阻的变化累积效应，到一定程度便导致事故。
由于该事故是投运近一年后发生的，因此认为可能是这个原因造成的。为此对所发生事故和同批次的触头弹簧随着春季检修一一进行检查，结果发现紧固弹簧均能被磁铁吸引，均为导磁性材料制造。
3解决方案及措施3.1订货方面
再订购此类型真空断路器时，在技术协议中均应加入“紧固弹簧必须选用非导磁性材料制造”这一要求，以避免类似事故的发生。
3.2检修方面
3.2.1检修维护时，对紧固弹簧进行检查，对用导磁性材料制成的均更换为130M 无磁弹簧，使得触头载荷后弹簧不会产生磁场，不会发热，不会断裂。
3.2.2检修维护时重视对触指和弹簧外观进行仔细的检查，对触指有烧灼痕迹及紧固弹簧有变形损伤现象的应及时予以更换。
3.2.3检修维护时测量每相主导电回路的电阻值。触头接触电阻与触头间的压力有关, 在
接一定范围内, 弹簧压力越大, 接触电阻就越小，
触电阻越小正常运行时其性能就越稳定。
3.3运行维护方面3.3.1现有条件下，坚持用红外线测温仪定期测试各开关柜的柜面温度，并和同类型、同负荷的开关柜进行对比，发现异常，增加测温次数，若温度继续上升，而负荷变动不大，应立即申请停电检修，通过测诊检断后，及时查出热源
的发源地进行相应处理，避免再次造成触头烧毁事故。
3.3.2金属铠装全封闭高压开关柜在运行
母线、电流互感器、柜体等构成了多个时，触头、
热源，高压开关柜及内部各部件又构成了复杂的热阻网络。仅通过用红外线测温仪定期测试各开关柜的柜面温度，并不能反映触头的实实时运行状态，更不能准确测得触头的运行温度，更不能及时准确判断热源的发源地。因此应尽快上马触头在线测温装置，以在线保健、体检真空断路器，以设备在线状态为主，努力使所监测的数据更真实地反映设备实时运行善状况，及时提供断路器的运行情况，及早发现事故隐患，以有效地减少事故停电时间，避免不必要的经
“医生”，为电气设济损失，从而做好电气设备的
备的健康而服务。
结束语
研究问题、逐步解决问题，不断发现问题、
探索、总结，不断创新，使电气设增加技术积累。
备始终处于良好的运行状态。为安全优质供电作出贡献。
参考文献
[1]编委会. 高压开关柜安装、调试、运行与维护
中国电力出版社，2005. 手册[M].北京：
[2]黄绍平等. 成套电器技术[M].北京：机械工业
2005. 出版社，
作者简介：梅文庆（1964,11~），男，毕业安钢职工大学电器设备专业，助理工程师，现从动力介质的管理工作。
范文二：真空断路器触头合闸弹跳特性的研究
真空断路器触头合闸弹跳特性的研究
第21卷第3期江苏理工大学(自然科学版)
2000年5月J.Lm【ofJiangsuUniversity0fScienceandTechnology(NaturalScience)
vnI21No3
May200o
f
真空断路器触头合闸弹跳特性的研究
吴伟光,马履中_’—?——一
—?_————一
江苏理工太学机械工程学院,江苏镇江2121113)
【摘要]通过对真空断路器动触头在合闸弹跳运动过程中的受力分析,建立了触头合闸弹跳
运动时的动力学模型,得到断路嚣动触头在合闸时弹跳时间的有关计算公式,分析了动触头在
合闸过程弹跳运动的主要影响因素以及缩短触头弹跳时间的方法,并利用分析结果对VG1型
真空断路嚣进行了计算.最后通过实验对动触共在合闸时弹跳时间进行了测试,测试表明其
……导
动描镊[关键词]断路器;触头跳动时间;测量一
[中图分类号]TM5612[文献标识码]A[文章编号]1007—1741(2000)03
一I~)58—04
断路器动触头合闸时弹跳时间的长短是影响
真空断路器的电寿命,机械寿命,触头熔焊和合闸
过电压的重要因素口?因此,研究和分析真空断
路器合闸时触头的弹跳运动,对于设计,调试真空
断路器,提高其机械寿命,电寿命,防止触头熔焊,
降低合闸过电压具有十分重要的意义.下面以
VG1型真空断路器为例,分析并测试了其合闸时
触头的弹跳时问.
1断路器触头弹跳的动力学模型
真空断路器灭弧室中的触头结构如图l所
示,真空断路器合闸时,动,静触头在相互接触瞬
间产生了强烈的碰撞和触头弹跳现象在图l所
示的动触头接触碰撞后的受力分析图中,其主要
的受力为触头弹簧力F,而波纹管的变形力相比
可忽略不计.碰撞后触头受的弹簧力F可分为3
部分:?触头弹簧的初始预压力Fo;?碰撞后触
头反弹位移产生的力F;?触头弹簧在机构拉杆
的运动下产生的变形力F2.
则动触头的动力学方程为
J2一
:mg—F0一F1一F2(1)
af
式中m——触头弹簧以上动触头部分的质量
z,f——碰撞后动触头弹跳的位移及时间
F0=KX0]
F1=}(2)
Fz=2J
式中K——触头弹簧的刚度
——
触头弹簧的预压缩长度
2——碰撞后机构拉杆故2=Vgf.则式(1)变为
器=K(z.?(3)
因为每个碰撞后弹跳的运动速度值都不
同,故分析时应分周期求解,直到碰撞弹跳结束.
首先考虑碰撞的第1个周期.
设此时=卢,.9为触头碰撞速度恢复系数
为触头刚合速度,则有
搴++等(=K.(4)
式(4)为一个非齐次常系数二阶微分方程,
由初始条件f0,=0,警=(卢为触头碰
撞系数),令=,可解得方程(4)的解为
:
sin()一.[1(.,)]+
COS(at)](5) :l—
K
式(5)即为触头的弹跳位移方程,另外触头弹跳
的运动速度方程为
-|
警=2()卢
(Il1((6)
当动触头运动到最大弹跳位移时,有!
=
0,故可求得动触头第1次弹跳到最大位移时的
弹跳时间为
,=
丢(a警)(7)
式中c二(2p)=十(0一二!)..
K
所以,在第1个弹跳周期的时间t为
f1:2t(8)
考虑到触头回弹时绝缘拉杆的运动,故实际
上的第1次弹跳时间将略小于.
另外,注意到上述计算是在考虑到机构拉杆
的运动在触头超行程中的情况下,动触头所发生
的弹跳运动.实际上,第1次碰撞后,拉杆就有可
能完成了在超行程中的运动,故第2次碰撞后弹
跳周期的计算应分别考虑这两种运动情况,
若绝缘拉杆仍运动在超行程中,只要考虑到
初始弹跳速度2=卢”l,计算过程与前面方法完
全一致,这里不多加讨论.下面讨论拉杆行完了
超行程的运动情况.
设此时触头弹簧终压力为F?,超行程距离
为s,则触头的动力学方程为
m专=rng—K(oT+0+s0)(9)
利用上述同样的方法可求得动触头弹跳的运
动方程为
:
?0.s(酣)+i(at)+
(10)
其弹跳的速度运动方程为
=
警=n()+gCOS(at)==—1”l)十l
(n)
当动触头上升到最大位移时,=0,则有
r=t2x2x=
丢arctan)二=arc伯”【l
所以,触头弹跳的1个周期的时间,2为
:=2anF
~o-rng
(13)
动,静触头第3次碰撞后的弹跳分析过程与
第2次的情况完全相同,不过要注意碰撞后的初
始速度=,故触头的一个弹跳周期时间为
z
露删an(14,
以后情况依此类推,直到触头弹跳结束.
从式(7),(13),(14)可见,影响触头弹跳的
因素主要有4个:触头弹簧刚度K,触头系统的质
量,动触头的刚合速度,触头弹簧的预压长度
,且触头弹跳时间t直接与1/a(.=/K/m)
成正比.由于反正弦,反正切均为单调递增函数,
故弹跳时间也随触头刚台速度的减少,触头弹
簧预压长度的增大而减小.另外,第2次触头
弹跳时间还与触头弹簧的终压力F20有关.
根据以上分析,为减小触头弹跳时间,可以从
以下两方面考虑:
(1)在满足断路器正常工作的前提下,适当
降低触头刚合速度..
(2)选取刚度K较大的触头弹簧,适当增加
弹簧的预压量,TE0和弹簧终压力F?.这里应注
意,触头弹簧刚度K及预压长度的增加,将使
操动机构的输出功大为增加,从而也增加了合闸
60江苏理工大学(自然科学版)2000年5月
的冲击和振动,故设计时必须综合考虑这两方面
的因素
其实,影响合闸时触头弹跳时间t的因素很
多,十分复杂.如:合闸时机构及真空断路器整体
的振动,由于机构各杆件,轴的弹性变形和铰接处
的间隙而引起的冲击振动等,都会增加合闸时触
头的弹跳时间若合理设计真空断路器的操动机
构,采用隔振和减振措施,防止动触头的共振都将
有效地缩短触头合闸时的弹跳时间这在设计,
制造和调试时都应认真给予考虑.
线图,见图2.从图中也可得到触头弹跳运动的时
间约为t=31ms.
O25
020
‘呈0.15
0-l0
005
00510l520253035
图2触头弹跳运动的位移一时间曲线图
Fig2Curveofdisplacement—to-timef()rcontactbounce
2VG1型断路器触头弹跳的计算3触头弹跳时间的测试
根据上述分析,对10kV的VG1型真空断路
器的触头弹跳情况进行计算,该断路器的计算参数
为:=7.5;=11m/s;K=510000N/m,
K:09(1~1I=i=瓦:0316,其中K为触头
材料碰撞时的能量损失系数,口为速度损失系数);
fit”n=0.004132.将它们代人式(5),可得到动触头第
1个弹跳运动周期的位移方程为
=
0.0027sin260.8t+00038cos260.8t一
035t一00038(15)
由式(7),得触头弹跳时间为
=
吉(arcsin争一sin警)=?0l22s
所以
t1=2t=000244s=244ms
第2次碰撞后的弹跳位移方程,由式(10)为
:
00069cos2608t._
0.0004sin2608t一00069(16)
其触头弹跳时间为
r::2tz=2?嚣×
arctan
f1
—
2v
g—
vrK
—
m
.:
O.00047s:0.47H1s
,20一g
第3次碰撞后的弹跳位移方程为
fit”=0.0069cos260.8t+
0.00013sln260.8t一0.0069(17)
f=0.00015s=0.15ms
故整个触头弹跳时间约为
f=t1+t2+t3+.一3.05ms
根据式(15),(16),(17),利用MATLAB软
件[2】可得到触头整个弹跳运动的位移一时问曲
真空断路器的合,分闸过程极短,其合闸时动
触头的弹跳时间也更短为了能够了解和有效抑
制触头弹跳的时间,对VG1型真空路器动触头合
闸弹跳时间的测试设计了如图3所示的方案.
图3触头弹跳的测试示意图
Fig3Sketchoftttothecontactbounce
将VG1型真空断路器的动,静触头接5v稳
压电源,然后对断路器进行合闸操作,由磁带记录
仪记录下其合闸瞬间的电压变化信号的波形为
了能够准确地标定电压信号的时间尺度,可利用
信号发生器产生一个标准时钟信号,利用MR30
型多通道磁带记录仪同时记录下这两个信号,然
后将磁带记录仪上的信号回放到SD一380动态
分析仪上进行分析,从而得到断路器合闸时的弹
跳时间.另外,由于断路器动触头弹跳运动是一
个瞬间的运动过程,而电压信号和时钟信号是同
步的,故利用磁带记录仪在记录信号时,可快速录
制,而在回放时则慢速回放,以便观测出电压信号
的波形_3J.
触头合闸弹跳时间的测试结果如图4所示,
其上面为合闸弹跳运动波形,下面为标准时钟信
号波形(频率,=4400t-lz),触头弹跳时间为
t=kXT:k×(1/f):14×(1/4400)=
0.0032s:32ins
所以,经过计算和测试结果比较,跳时间的实验测试,表明计算与测
试结果是一致的.因而,通过真空断路器合闸弹
跳特性的研究,将对进一步改进真空断路器的结
构设计,具有重要的指导意义.
[参考文献]
[1]王季梅,等.真空开关[M北京:机械工业出版社,
1983
[2]杜藏,等科学计算语言MATLAB简明教程
[M:天津:南开大学出版社,1998
[3]韩峰,等.斓I试技术基础[M].北京:机械工业出
版杜,1998
AStudyontheCharacteristicsoftheContactBounce
ofVacuumCircuitBreakersinSwitching—on
矿UWei-guang.MAL—zhong
SchoolofMe~hanicatEngineering,JiangsuUttiverS[tyofScienceandTech
mk~y,廿1Ig,Jiangsu212013,Chino
Abstract:Throughthepoweranalysisofthevacuun]circuitbreakerinmotion
ofswitching-on,the
dynamicmodel0fmovementofthecontactbounceisestablishedandthecalculationformulaeforthetimeof
thecontactbounceohtmned.Andthenananalysisisgiventothemainfactorswhichaffectthemovement
ofoon~ctbounceandthemeth0dwithwhichthetimeofcontactbeunoecanbeshortened.Finally,the
timeofthecontactbounceoftheVG1typevacuumcircuitbreakeriscalculatedandtested.ThetestshoWS
thattheresultiSinaecordaneewiththecalculation.
Keywords:vacutlrncircuitbreaker;contactbouncetime;messure
(责任编辑王丽伟)
范文三：真空断路器的灭弧室触头磁场的结构
真空断路器的灭弧室触头磁场的结构、永磁机构及种类常见问题与选型
注意事项
作者:佚名 文章来源:不详 点击数: 更新时间:2008-9-26 14:22:37
摘 要:阐述了真空断路器的灭弧室触头磁场的结构、永磁机构及种类，详述了真空开关的常见问题与选型注意事项。
关键词:真空断路器;联体式;分体式;触头;永磁机构;绝缘材质
近年来中压真空断路器产量迅速上升，其中12kV真空断路器已占中压断路器总产量的80,以上，而电力系统中压等级的真空断路器的运行总量也远超过少油断路器。一段时间来，真空断路器事故率偏高，这可能与真空断路器使用量快速上升有关。随着国内机械行业整体技术素质、技术水平的提高，高品质真空断路器相继问世，并投入电力系统及其它重要电力用户运行。所以，一些论文分析认为，近年来真空断路器的事故率较为平稳并有降低的趋势。下面根据以往招标时常遇到的一些问题，对真空断路器的选型进行探讨。
1 真空度的一般概念及行业标准的规定
1.1 真空度的划分
绝对压力低于工程大气压时，即为真空状态。绝对压力等于零的空间称绝对真空或理想真空。按照我国真空度的划分方法，真空压强在1.33×10-1,1.33×10-6Pa属于高真空。真空灭弧室真空度的范围包括在高真空区域内，通常真空度在1.33×10-4Pa以上。
1.2 行业标准的规定
DL/T 403,2000《12,40.5kV高压真空断路器订货技术条件》第4.15条规定:真空灭弧室的允许储存期:20a。在允许储存期期末，真空灭弧室内部气体压强不得大于6.6×10-2Pa。同时，第5.1.2条规定:真空灭弧室随同真空断路器出厂时的真空灭弧室内部气体压强不得大于1.33×10-3Pa，其上应标明编号及出厂年月。
1.3 行业标准对真空度检验方法的影响
图1为1mm间隙、钨电极下真空度与击穿电压关系。图1中左半部分真空压强在10-2Pa以下时，击穿电压已经不再随真空度的升高而上升，而是趋于平稳;但从10-2Pa开始，随着真空度的升高，击穿
电压急剧下降。
图1表明，以往采用工频耐压方法定性检测真空度，已不符合DL/T 403-2000的标准规定。按此标准规定，随真空断路器出厂的真空灭弧室真空度不低于1.33×10-3Pa，储存或运行期末不低于10-2Pa。还可看出，只要保持真空度在10-2Pa以下，其击穿电压基本恒定，即10-2Pa与10-3Pa及以下真空度的绝缘水平基本相同，这只是针对真空度的微泄漏规定的泄漏期限。实际上，即使真空度超过了6.6×10-2Pa的最低警戒线，工频耐压方法也并不一定能检测出来，因为10-2Pa区域内仍有较高的绝缘水平。所以对经真空度检测仪检测不合格的真空灭弧室施加额定工频电压，往往仍然不会击穿。
因此采用真空度专用检测仪检测真空度是目前定量检测的有效手段。
虽然用工频耐压方法检测真空度已不符合DL/T403,2000的规定，但真空断路器的断口绝缘耐受水平，仍需用工频耐压方法检测。因为真空度测试仪不能确定真空灭弧室外绝缘的绝缘水平，所以仍需进行断口耐压试验。
2 真空灭弧室触头磁场
真空断路器的开断电流在7kA以下时为扩散型电弧，采用普通平板型触头结构即可顺利开断。当开断电流超过7kA时，由于电弧聚集在一起，须将触头加工成特殊结构型式，由电弧电流本身形成磁场，强迫电弧运动或干涉电弧聚集，才能开断更大电流。平板型触头开断电流时，一旦形成聚集型电弧，一般意味着开断失败。
真空灭弧室触头的磁场分横磁场、纵磁场及介于二者之间的强纵磁场，但强纵磁场属于横磁场结构。80年代以前，我国国产真空断路器灭弧室为横磁场结构;90年代以后，无论是进口产品还是国产产品，真空灭弧室以强纵磁场和纵磁场结构为主。
2.1 横磁场结构
横磁场结构灭弧室属于聚集型电弧，聚集型电弧又不同于真空电弧，属于高气压电弧。聚集型电弧能量集中，触头烧损严重,其常见结构见图2。
横磁场结构灭弧室的诞生，真空断路器突破了只能开断数kA以下的瓶颈，在电力及其它领域得到了广泛应用。但横磁场结构灭弧室很难进一步提高开断电流。另外，根据在国内的运行经验，横磁场结构灭弧室体积大，不易做到小型化;截流值高，约在十几至几十A，开断感性负载时容易造成较高的过电压;电磨损较重，电气寿命较短。
2.2 纵磁场结构
纵磁场结构灭弧室属扩散型真空电弧，电弧均匀分布于触头接触面上。纵磁场结构灭弧室的性能十分优越，开断电流突破了100kA，体积比横磁场结构灭弧室缩小了1/3，容易做到小型化;截流值低，约在5A以下，因此开断感性负载时产生的过电压水平较低;由于熄弧后，熔化的触头金属物绝大部分仍然凝结在触头接触面上，所以电磨损较轻，电气寿命较长，一般能达到几万次。纵磁触头常见结构见图3。
2.3 强纵磁场结构
强纵磁场结构的灭弧室虽然属于聚集型电弧，但它能够将聚集型电弧分成许多并列支弧，从而减轻了触头烧损。强纵磁场结构灭弧室的性能，接近于纵磁场结构灭弧室，其常见结构见图4。
3 真空断路器的永磁机构
永磁机构属电磁类操动机构，根据永久磁铁所处的保持位置可分为双稳态和单稳态机构。双稳态是指动铁芯在开断与关合的行程终止的2个位置，不需任何能量或锁扣即可保持;单稳态是指永久磁铁只处于一个位置的保持。双稳态可以采用双线圈或单线圈。永磁机构结构简单，组成机构的零部件极少，一般仅数个，其中动铁芯是整个机构中唯一的运动部件，因此机械可靠性较高。双稳态双线圈永磁机构的原理见图5。
当断路器处于合闸位置时，动铁芯在最上端，线圈中无电流通过，永久磁铁利用动、静铁芯提供的低磁阻通道将动铁芯保持在合闸位置，而不需要任何机械闭锁。当有动作信号时，分闸线圈中流过电流，动、静铁芯中的磁场由线圈产生的磁场与永磁磁场叠加而成，向下的力超过向上的力，动铁芯在合成磁场力的作用下，完成断路器的分闸动作;反之，动作亦相同。
双稳态单线圈机构的合闸过程与双线圈机构相同，但同时要给分闸弹簧储能，因此合闸时能量较大;分闸时给线圈通以反向电流，使合成磁场为零，靠触头弹簧和分闸弹簧所储存的能量进行分闸。这种机构分、合闸共用一个线圈，结构简单，体积较小，分闸速度可以通过分闸弹簧来调整。
永磁机构随着动铁芯的移动，机构提供的作用力越来越大，出力特性和真空开关的负载特性较一致，通过优化设计，可使真空断路器获得较理想的速度特性;由于元器件极少，运动部件仅一个动铁芯，更容易实现断路器包括操动机构的免维护功能。
4 真空断路器的种类
4.1 分体式
分体式真空断路器的出现是由我国国情决定的，对我国真空断路器的普及起着相当重要的作用。分体式真空断路器有价格经济、旧柜改装方便等优势，在国内仍有相当的市场。
然而由于操动机构与本体不配套，产生的问题也较多。
a.由于操动机构与开关本体分别装于开关柜的不同位置，断路器的各项机械特性参数必须在开关柜上安装后进行调整试验，才有实际意义。加之分体式断路器连接杆件多、孔与销轴累计误差大，如果再由用户自己装调，很难调到最佳位置。
b.机构与断路器匹配性能差，如CD10、CT8的操作功远大于真空断路器的操作功。如CD10操动机构的合闸电流为90,120A，虽然可以将操作功转换到适应真空断路器的范围，但真空断路器的操作功一般为40A左右。
c.操动机构不是为某型真空断路器专门设计，而是可兼顾任何制造厂的装配，装配水平不易控制，不可能调到设计的最佳位置。因此分体式真空断路器只是普及中的一个过渡种类。
4.2 联体式
联体式真空断路器的操动机构与断路器的匹配性能、传动系统、电寿命、绝缘等需要进行全方位的优化设计。在机加工方面，一些制造厂还采用了柔性加工线、机器人操作等，使加工出的产品性能分散性小，稳定性高。由于出厂前各性能参数已在制造厂调好，现场不需要再调整，用户只需简单复测复试即可。
目前，大部分网上运行的真空断路器是分体式，但从技术角度分析，从维护系统安全考虑，普及联体式真空断路器会有利于提高真空断路器的整体运行水平。
4.3 落地式
早期生产的落地式真空断路器，问题较多。如窄型柜，相间和对地都需要加装绝缘隔板，构成复合绝缘，复合绝缘要求导体与绝缘隔板的10kV设备静空气距离大于30cm，窄型柜一般不易做到，常常使场强集中部位的绝缘隔板发热，加速绝缘老化。互换性较差，表明机械精度低，对隔离插头影响大，如果不同心，还会造成隔离插头发热。这些因素往往引发开关柜“火烧联营”。
4.4 中置式
中置式真空断路器与中置开关柜配套，是目前国际上较先进的成套开关装置。断路器小巧，互换性强，进出柜体轻便，受地坪平整度影响小，运行维护方便，比早期落地式断路器运行可靠。但中置式真空断路器集中检修时，因同时需要将多台断路器抽出柜外，所以中置式真空断路器的平台小车应具备落地功能，避免人为抬放断路器时摔损设备。
4.5 中置落地式
断路器定位于柜体中部的中间导轨上，由于每台断路器均自带手车，所以断路器进出柜体方便;互换性、
地坪平整度影响方面与中置式断路器性能相同;这种真空断路器用户使用时更方便。 5 常见问题
5.1 合闸弹跳与分闸反弹
合闸弹跳是断路器在合闸时，触头刚接触后，又产生分离，即触即离，直到经过一段时间后才稳定接触。合闸弹跳期间，触头间产生预击穿电弧烧蚀触头，尤其重合闸时，触头烧蚀更严重一些。
抑制合闸弹跳，主要是提高对接式触头的抗熔焊能力，减小电磨损，防止触头接触面上产生拉丝形成尖角放电击穿及防止合闸弹跳过电压。
分闸反弹是近年来提出的一项技术指标，以行程幅值的百分数标识。造成分闸反弹的原因主要是分闸缓冲器特性不佳，在油断路器中分闸反弹一般在10mm左右，对断路器电气特性基本上没有不利影响，对被控制的电气设备一般也不构成威胁，然而真空断路器的开距只有10,20mm，所以抑制真空断路器的分闸反弹十分重要。早期真空断路器分闸反弹现象较为普遍，反弹量甚至达到100%，反弹幅值较高时，降低真空断路器的机械寿命，并有可能造成真空断路器开断后出现“滑相”现象。
一般来说，联体式断路器由于操动机构与断路器本体特性匹配，分闸反弹现象不甚明显。分体式真空断路器的分闸反弹要明显一些，或者说分体式真空断路器运行初期与运行后期相比，分闸反弹幅值变化较大。
5.2 高压开关柜的主绝缘材质问题
目前高压开关柜主绝缘材质为:SMC、DMC、BMC，即片状、团状、块状模塑组合物。它们具有较高的物理、机械和介电性能，尤其是具有吸水少、优良的阻燃性、灭弧性和耐漏电性能。该类绝缘材质在运行中会发生闪络击穿、机械断裂等事故。
SMC为片状模塑料，模塑板材，要求机械强度较高的产品，表面积较大而几何形状和结构不复杂的薄壁、大中型制品，如开关柜隔板、灭弧筒、水箱板、轿车备胎仓、坐椅等，应采用SMC。
DMC为团状模塑料，模塑厚壁、结构复杂的中小型制品，如绝缘子、灭弧片、接触器、母线绝缘框、穿墙套等，应采用DMC。
在同一制品上，SMC和DMC不能混合使用。如果在采用SMC模塑的板材中掺加了DMC，会使制品机械强度下降，变形严重，影响主机开关柜的质量。
应当注意，合格的制品件的表面平整光亮，无麻孔、裂纹、缺料等缺陷，手感好、外观漂亮。喷漆仅能掩盖制品件的缺陷，并可使制品件降低甚至失去绝缘和耐电弧的性能。
另外，工业用SMC、DMC、BMC较电工用的成本要低，还有一些方法也能降低成本，但不保证绝缘材质的原有性能。
绝缘件表面打腻子、涂漆往往造成一些难以分析与预防的故障，所以除SMC、DMC、BMC外，应慎选表面涂漆的其它绝缘材质，或尽量不采用主绝缘材料表面涂漆的产品。
6 选型注意事项
6.1 开关柜主回路磁场对灭弧室磁场的影响
真空灭弧室是靠特制磁场熄灭电弧的，无论是横磁结构还是纵磁结构灭弧室，当受到灭弧室以外的磁场影响时，将改变灭弧室内原有磁场。影响严重时，对横磁结构灭弧室来说，破坏了旋转磁场，使电弧不再旋转，而是固定在一点燃烧，从而降低了灭弧室的电气寿命。对纵磁结构灭弧室来说，破坏了扩散型电弧在触头表面的均匀分布，部分扩散型电弧将转变为聚集型电弧，同样降低了灭弧室的电气寿命。
目前如何确定导体磁场对灭弧室磁场的影响尚未有规定， 只能由型式试验确定，所以开关柜选型时，应避免柜内主回路与灭弧室平行。一般，一种定型的开关柜只对应一个型式试验报告，如果改型，应重新做型式试验。自行改造开关柜时，应尽可能避免将进出线铜铝排与灭弧室平行布置，以避免影响真空灭弧室的磁场。
6.2 真空断路器的滑相
三相中性点不接地系统中，真空断路器开断后，经过Δt时间，其中两相断口再次击穿，流过开断电流，此电流过零时能够再次熄灭，断口并不永久击穿，该现象称为“滑相”或“开断后两相再次重击穿”。DL/T 403-2000规定:在真空断路器规定的开断时间之外，不允许出现滑相。专家认为，在型式试验过程中，如果真空断路器开断出现滑相时，应判为开断失败，因为这是开断失败的先兆。出现滑相时表明，真空断路器性能或真空管的性能不稳定。另外，出现滑相时延长短路存在时间，对系统稳定不利。DL/T 615-1997《交流高压断路器参数选用导则》规定的真空断路器开断时间为:任一相燃弧时间不得大于15ms。 6.3 首开相在开断中的分布与电气寿命
三相灭弧室熄弧时，总有某一相首先熄弧，该相称为“首开相”，首开相在三相中是随机的，首开相在三相各相中出现的频率称为首开相分布。
中性点不接地系统首开相开断时工频恢复电压高，电流大，相对后两相来说开断困难一些。首开相如能开断，一般后开相均能顺利开断，但由于后开相燃弧时间长，电弧能量大，烧损严重。真空灭弧室是长寿命、免维护灭弧室，由于电气寿命长，累计电弧烧损量对触头来说影响显著，只有首开相在三相中分布均匀时，真空灭弧室才能够达到额定电气寿命，首开相分布均匀时，每相出现首开相的概率为1/3，后开相的概率为2/3。极端情况下，假如首开相分布极不均匀，总在某一相首先熄弧，那么其余两相就总是后开相，这两相的累计电弧烧损量就是真空断路器的实际电气寿命。可见，在这种极端情况下，真空断路器的
实际电气寿命仅为额定电气寿命的2/3，首开相分布不均匀时，电气寿命是达不到额定电气寿命的。 6.4 分闸与合闸
6.4.1 定义
对断路器而言，不带电情况下的操作称分闸与合闸，其用时称为分闸时间和合闸时间，取消了固有分闸时间和固有合闸时间的称谓;带电情况下的操作称开断与关合，其用时称为开断时间、关合时间。它们之间的差异在于不带电时没有燃弧时间和预击穿时间。
6.4.2 分闸时间的下限
以对分闸时间下限的要求，主要是考虑开断时直流分量的影响，尤其是发电机回路中的断路器。以往对分闸时间只规定一个不大于某范围的值，这种规定在型式试验中容易出现漏洞，如不规定分闸时间下限值，就难以确定断路器直流分量的开断水平。原因是在型式试验时，分闸时间有可能是最大值，直流分量已经有充分的时间衰减，没有考核到较严酷的开断条件。而实际运行中，分闸时间可能小于额定分闸时间，直流分量较高，导致实际运行比型式试验的条件还要苛刻。因此，在型式试验的开断试验中应按分闸时间允许值下限的直流分量做试验，而在运行中的分闸时间不得超过其规定值的上限值，所以，断路器应给出分闸时间的下限值。
6.4.3 合闸时间的变动范围
合闸时间主要是考虑合闸功的问题。同样，以往对合闸时间只规定一个不大于某范围的值，但在型式试验时，合闸时间可能远小于额定合闸时间，此时，合闸功较大，容易关合。实际运行中，合闸时间可能接近于额定合闸时间，操动机构的合闸功有所降低，没有考核到最不利的关合条件，难以确定关合试验条件的有效性。在型式试验时应将合闸时间尽量调至规定的最大值附近，在实际运行时，应尽可能缩短合闸时间。
7 结束语
电力系统对高压开关设备的选型侧重的是可靠性，而机械系统发展需要降低成本，而电力系统有了可靠性才有经济效益，所以，高压开关设备的选型不应只图便宜，而一味地压价，留有一定余地换取设备的可靠性，也将有利于民族企业的发展。
路器、接触器等在分断时，静、动触头之间会产生电弧。正常状况下，电弧可在很短的时间(一般约为0.015 s)内进入灭弧装置而熄灭。但若是灭弧装置发生了故障，则电弧就难以及时熄灭，会大大地延长电弧的燃烧时间，甚至造成电弧不能熄灭而严重影响线路的安全、经济运行。笔者现就农网低压系统的断路器、接触器等的灭弧装置运行现状及一些故障的处理方法介绍如下，供参考。
农村低压系统中的断路器、接触器等都是采用具有一个灭弧罩，在灭弧罩内部设置有灭弧栅片的灭弧装置。这类灭弧装置的灭弧罩是一种易损部件，在运行或检修中稍有差错就会出现这样或那样的故障，给电气设备运行带来十分不利的影响。
1 电弧的产生及灭弧基本方法
电弧实质上就是一种伴随有强烈的声、光和热效应的弧光放电现象。在电路中由于开关设备的静、动触头分开后，在其间仍有电压存在，从而产生了很强的电场，在电场力的作用下，触头金属表面的电子脱离触头表面，以很高的速度从阴极向阳极运动，这些高速运动的电子沿途撞击静、动触头之间介质(空气、绝缘油等)的分子或原子，使其产生电离。由电离作用产生的自由电子在电场力的作用下，也会以很高的速度向阳极运动，同样也会引起电离作用的产生。如此循环作用下形成连锁反应，致使在静、动触头间的电子和离子越来越多，则触头之间的导电性能也越来越好，使其间通过的电流也越来越大。当电流值达到一定数值时便会伴随产生强烈的声、光和热现象，即在静、动触头之间形成了电弧。
在产生电离作用的同时，还会出现一种性质与电离完全相反的现象，这就是消电离现象。由于温度对消电离的影响极大，故对电弧进行强烈的冷却，迅速降低电弧的温度，是增强消电离的有效方法，所以对电弧进行强烈的快速冷却是灭弧的主要方法。
就带有上述灭弧装置的低压电器而言，主要是采用特制的灭弧栅片，将电弧拉入其中使电弧被分割成多段，并与灭弧罩的绝缘内壁相接触，从而实现对电弧进行强烈、迅速的冷却，最终达到快速灭弧的目的。
2 灭弧装置故障及处理
2.1 灭弧罩损坏、破裂
灭弧罩除具有限制电弧蔓延的作用外，在其内部还装有灭弧用的关键设备——灭弧栅片。由于灭弧罩的内壁是绝缘的，而且在结构上做成下宽上窄的纵向缝隙，所以它不仅能够引导电弧纵向吹出，防止发生相间短路，而且可使电弧与其绝缘内壁相接触，大大地加快电弧的冷却速度，这对灭弧是极为有利的。但灭弧罩的机械强度较低，在运行或检修中稍不注意，如受到碰击、敲打或跌落等极易破损。一旦灭弧罩破裂损坏，则安装在其内的灭弧栅片必将脱落，造成该灭弧装置解体而不能使用。因此，凡灭弧罩损坏、破裂的断路器及接触器等，绝对不允许继续投入运行，否则极易造成相间飞弧而导致相间短路事故发生，甚至引起电气火灾发生，必须立即更换新的合格灭弧罩。
2.2 灭弧栅片脱落、损坏
灭弧栅片一般是铁质材料表面镀铜制成的。当断路器或接触器的触头分断时产生的电弧在磁吹力或电动力的作用下被拉长后，即被交叉放置的长短不同的栅片吸引过去，并被栅片分割成多段，使电弧在电压过零时难以继续燃烧而实现快速灭弧。另外，灭弧栅片本身也具有使电弧快速冷却的作用。
若灭弧罩虽然完好但其灭弧栅片脱落或损坏，则对电弧无法起到分割及冷却的作用，电弧就不能及时熄灭。所以遇到这种情况时必须将灭弧栅片立即补上。补装自制的灭弧栅片时有一点必须特别注意，即栅片一定要采用铁磁材料，否则栅片不能把电弧吸拉进灭弧室内，则电弧同样不能及时熄灭。再就是自制的栅片尺寸一定要与原栅片的尺寸相同，否则容易脱落或将外框挤裂损坏。
2.3 灭弧罩表面老化
运行时间过长、多次分断较大的故障电流、操作过于频繁等原因，使灭弧罩在多次电弧(高温)的作用下，表面被焦灼老化，形成一种能导电的碳化物，对灭弧极为不利。对此应及时进行消除因焦化而形成的碳化物的处理，可用细锉或小刀将碳化物锉掉或刮掉，最后再用零号砂布或锉刀对其进行研磨打光，以减少电弧向栅片运动的阻力。最后还必须将框内所有金属微粒、杂质等清除干净之后，才可投入运行。
2.4 灭弧罩受潮
若运行环境较为潮湿，灭弧罩会吸收大量的潮气(若灭弧罩的材质为石棉粉、水泥，其吸潮性就更大)。断路器(或接触器)触头分断时产生电弧，由于电弧燃烧时温度很高，使灭弧罩吸收的潮气在高温作用下气化而逸出，使框内的气压迅速升高，因而大大地阻挡了电弧进入灭弧罩，则更无法进入灭弧栅片之中，极大地削弱了灭弧装置的灭弧作用，严重者甚至会造成灭弧装置失去灭弧作用。
当遇到灭弧罩受潮的情况时，必须将其取下进行干燥处理，使之完全干燥后方可再投入运行。
范文四：真空断路器合闸速度与动触头合闸弹跳探析
真空断路器合闸速度与动触头合闸弹跳探析
? 成守勇 臧凤欣 金吉华 王少刚/锦州锦开电器集团有限责任公司
于真空断路器触头采用平面对接方式接触， 12 kV真空断路器合闸终了时的触头反力常常
由 超 过1 t。而真空断路器所需要的平均合闸速度并不合闸瞬间动静触头碰撞会引起动触头弹跳， 动触头合
高， 为0.4,0.8 m/s。合闸速度太快容易引起动触头闸弹跳时间是真空断路器机械特性的一项重要 参数。
合闸弹 跳，是不希望的。 对真空断路器而言，稳定的性能参数是其安全运
合闸速度对真空灭弧室性能指标的影响主要表现 行的前提。
在预击穿时间及闭合瞬间的动触头冲击动量。合闸速 动触头合闸弹跳时间是影响真空断路器的电寿命、
度慢，使预击穿时间增加，引起预击穿电弧的触头侵 机械寿命、触头熔焊和合闸过电压的重要因素。真空断
蚀加剧，甚至发生熔焊;但合闸速度太快会加大动触 路器动触头合闸弹跳分散性很大，影响因素也很多。从
头的冲击动量，使其弹跳时间延长，也会加剧电侵蚀 动静触头接触产生碰撞为切入点，研究解决动触头合闸
与引起熔焊。 弹跳的办法很有必要。
真空断路器动静触头在闭合过程中，并不是仅仅 一接触就结束了。动静触头接触后，还有一个触头弹 1 合闸速度与动触头弹跳时间
簧压缩的过程，这一弹簧的压缩量折算到动触头的沿 合闸速度:GB/T 2900.20—1994《电工术语 高压
轴线运动距离，称之为超行程。 开关设备》中定义为，开关合闸过程中，动触头运动
一般称触头弹簧开始压缩时及压缩终了时触头间 速度。
的压力分别为初压力和终压力。根据参考文献分析了 动触头合闸弹跳时间:JB/T 3855—2008《高压交
触头初压力和其他参数对合闸弹跳的影响，并推导出 流真空断路器》中定义为，从触头第一次接触开始到
动触头合闸弹跳时间t为 触头稳定接通时刻的时间。
真空断路器合闸时，电动力向与合闸力的方向相 t,(2.4,2.6)mv1,K /F 0 0
式中 m — 动触头端质量; 反。当电动力过大时，合闸操作力被减弱，动触头由
v— 关合时的瞬时速度; 0 于电动力的作用而反弹回来。
K — 碰撞损失系数; 当合闸时在触头间产生的电弧熄灭后合闸动作再
F— 触头初压力。 0 次开始，这样就有可能反复产生触头的合分过程，即
通过分析可知，动触头合闸弹跳时间随m、v减小 0弹跳现象。 及F的增大而缩短。 另外依据以往真空断路器设计经0当发生弹跳现象时，电弧能量积累起来，有时会 验，上述三者中 引起灭弧室的损坏。断路器闭合短路故障时，发生弹 合闸时接触速度v对动触头合闸弹跳影响最大，因此0跳现象是严重的，额定短路闭合电流是表示断路器最 合 闸速度是影响动触头合闸弹跳时间的重要因素，合严重工作状态的一种技术参数，因此必须保证断路器 闸 速度过快，合闸过程对灭弧室触头的冲击越大，在额定合闸电流下的合闸能力。 产生 弹跳的时间越长。 真空断路器的触头行程很小，合闸过程中在触头
接触前只需要很小的驱动力，一旦触头闭合，就需要 2 应用和验证效果 很大的驱动力来压缩触头弹簧，以获得足够的触头压 在以前，由于断路器不同结构及试验设备条件所
力。因此真空断路器的反力特性在触头接触瞬间有一 限，油断路器可以测量出刚分和刚合速度，对断路器
个大幅度的正向突变。
? 2010年第1期62
的动态研究起到了重要作用。 而真空断路器只能通考虑到真空断路器合闸功余度，如果减小弹簧操
过辅助触头测量出其平均合 动机构合闸弹簧力值必定减小合闸功，会直接影响
断路器合闸可靠性，因此要从输出特性上降低合闸 分速度，在一段时期对真空断路器的研究受到影响。
速度，必须在保持合闸功不变的前提下改变凸轮轨 现在由于真空断路器测试技术的发展，这些机械
迹曲线。 特性参数的测量非常方便，为真空断路器产品完善提
经过对40.5 kV级某一型号真空断路器动触头合闸 高，特别是为新产品研发提供了坚实的科学依据和保
弹跳问题进行了剖析，动触头合闸弹跳时间最大项超过 证，进而国产真空断路器取得了跨越式的发展。
了5 ms，平均合闸速度达到1 m/s，刚合速度达到1.4 由于真空断路器灭弧室动静触头为平面接触结
m/s 以上。经过对操动机构原凸轮曲线的分析，重新设构，在合闸瞬间，动静触头的非弹性碰撞引起弹跳，
计了 凸轮，并进行了试验校正。下图为两个凸轮运其碰撞瞬间的速度，将直接影响动触头合闸弹跳的大
动轨迹 图，图中A 点和C 点分别为原凸轮、改进后凸小和稳定时间。
轮与从动 滚轮刚接触点;B 点和D 点分别两种凸轮结通过对真空断路器的速度测试，刚合速度基本高 构下，动静 触头刚接触点。 于平均合闸速度0.3,0.5 m/s，如果按最低0.3 m/s
新凸轮运动轨迹 来 计算，也就是说平均合闸速度为0.4 m/s时的刚合 速度 为0.7 m/s，而平均合闸速度为0.8 m/s时的刚
33.5 合速度为 1.1 m/s。可以看出，最高平均合闸速度比 D最低平均合 闸速度时的刚合速度，刚好高出一个最低/mm 25.5 BS 平均合闸速 度0.4 m/s，都可以使一台真空断路器正 凸轮生程 常合闸了。可 想而之，如此大的碰撞速度产生的动
触头合闸弹跳会 很大的。 原凸轮运动轨迹 C 我们曾经就真空断路器合闸速度对动触头合闸弹 4 A
跳的影响，在ZN28—12型真空断路器上做过试验 0 24 27 70 110 验 证，结果如表所示。 凸轮输出角θ/?
图 凸轮的运动轨迹 表
通过对比两种凸轮可以看出新设计的凸轮在起始
位置开始加大了凸轮曲率半径，从而比原凸轮增大了 0.4 0 0.3 0 机构刚合时从动件受到的阻力，进而起到降低刚合速 0.5 0.8 1.2 0 度的作用。 0.6 1.3 1.8 0 经过试验测试，由于刚合速度的降低，实际降 0.7 1.6 2 0 低到0.9 m/s，新设计的凸轮比原凸轮有效地降低0.8 1.6 2.4 0.6 了
从表中可以看出合闸速度对动触头合闸弹跳影响 平均合闸速度，平均速度降低幅度在0.4 m/s左右， 非常显著。由此分析合闸速度偏快是真空断路器产生 动触头合闸弹跳时间基本控制在0,1 ms,效果非动触头合闸弹跳的主要原因之一。 常 理想。而且合闸速度的降低，并未影响合闸的
动作 可靠性。 在保证真空断路器的力学性能前提下，应尽量减
实践证明，真空断路器合闸速度对动触头合闸弹 少其合闸速度，从而达到降低动触头合闸弹跳时间。
真空断路器主要以弹簧操动机构为主，降低其合闸速 跳影响很大，动触头合闸弹跳对真空断路器性能会产 度要从两方面入手: 生不利的影响，通过对其操动机构凸轮轨迹曲线的优
化设计，真空断路器刚合速度有明显降低，动触头合 一是减小合闸弹簧力。 二是改变凸轮轨迹曲线。
闸弹跳减小显著，提高了产品使用可靠性。EM
(收稿日期:2009.11.08)
2010年第1期? 63
范文五：户内真空断路器动静触指烧损原因的探讨
供变电 电气化铁道 2006 年第 2 期
户内真空断路器动静触指烧损原因的探讨
吴磊～李西岐
摘 要:通过对户内小车式真空断路器与母线连接动静触指烧损故障的分析和计算，阐述了造成触指烧损故障
的原因，并进而说明断路器型式试验仅作峰值耐受电流和短时耐受电流试验是不够的，尚应增加额定电流下温
升试验，以杜绝该类故障的发生。
关键词:牵引;供电;断路器;触指
Abstracts: This paper depicts the reasons of damage to the movable and motionless contacts of the indoor cart type
circuit breaker through analysis and calculation of the fault of the circuit breaker, and further describes that it is
insufficient to carrying out the with-standing tests of peak current and short time current as the type tests of the circuit
breaker， it is necessary to add the test of temperature-rise at rated current in order to avoid the occurrence of such fault.
Key words: traction; power supply; circuit beaker; contacts
中图分类号:U224.3 文献标识码:B 文章编号:1007-936X(2006)02-0008-03
0 引言 输工作造成不必要的损失。本文将就与母线连接的
动静触指烧损原因进行分析，并提出解决措施。 随着国民经济的飞速发展，能源、交通运输紧
1 故障分析 张的问题越来越突出，成为制约国民经济增长和发
展的瓶颈。目前铁路电气化里程已达到 2 万 km， 此类故障大多发生在变电所容量较大，供电臂 但铁路既有运营能力仍远远不能满足铁路运量与 负荷较大的变电所内，候月线扩能改造中某牵引变 日俱增的需求。按照“十一五规划”和铁路跨越式 电所投入运行后，于 2005 年 9 月 1 日主变压器二 发展形势，到 2010 年铁路电气化里程将达到 3 次侧真空断路器 201B(额定电流 1 600 A)动静触 万 km，高速铁路和客运专线建设正在紧锣密鼓的 指烧损的故障就是其中一例。通过对断路器烧损状 进行。作为电气化铁道供电心脏的变电所，其设计、 况调查情况进行初步分析，结合其他线路以前发生 施工和产品制造显得极为重要。确保变电设备正常 的此类故障，施工单位当时认为应对断路器小车轨 运行，保证安全可靠地向电力机车输送电力，是电 道和静触指底座支持瓷瓶进行调整，然后更换同型 气化铁道牵引供电变电所设计、制造和施工的重中 号的触指即可解决，但同类故障又重复发生了。 之重。 经过检查和分析后发现，该变电所主变压器容
在变电所设计时，为节省土地和投资以及运行 量为 25+35 MVA ，所 内全部真空 断路器采用 维护，27.5 kV 系统一般采用户内安装，高压室设 ZN-42-27.5，其额定电流 1 600 A。根据变压器容量 计。作为停送电和开断故障的断路器一般采用户内 计算 27.5 kV 系统 A 相额定电流 909 A，27.5 kV 系 手车式真空断路器，断路器的选择需要考虑电压等 统 B 相额定电流 1 272.7 A。故障发生在 B 相 27.5 kV 级、开断容量、额定电流、储能操作方式等。户内 母线断路器，该相额定负荷电流为 1 272.7 A，分
析认为该断路器和附属器件的选择可能存在问题。 手车式真空断路器其两极通过断路器动触指与固
定于母线上的静触指接触连接于母线。实际运行 图 1 为烧损断路器触指部分结构示意图。中，由于设计选型不当，厂家供货或安装原因出现 2 理论分析
动静接触触指烧损的现象，影响了安全供电，给运 按照最大长期负荷电流 1 300 A 计算载流截
面，并与断路器触指的有效面积进行比较。
2.1 母线载流截面计算
作者简介:吴 磊.中铁电气化局集团第三工程有限公司～
工程师～河南 郑州 450052～电话:053-25390,路电,,
李西岐.郑州铁路局洛阳供电段～工程师。
8
户内真空断路器动静触指烧损原因的探讨 吴 磊～李西岐供变电(1)按经济电流密度计算铜母线截面 由此可知，如果电流为 1 300 A 时，那么导线 2的截面应大于 500 mm，实际真空断路器与母线连 (1) A=I/j n
接的触指部分由动静触指压接接触，接触电阻远远 式中，I 为长期允许的负荷电流;j为按照年最大 n 大于铜导线电阻，触指作为导流体，其有效的截面 2 负荷利用小时数小于 3 000 h，取值 3 A/mm。大打折扣。持续的较大电流通过触指，一旦载流截 2A=1 300/3=433 mm 面积偏小，触指必然成为导流薄弱环节，严重时会 考虑实际环境温度的影响，按经济电流密度计 发生烧损故障。 2算截面积约为 500 mm。表 1 列出了不同线材的导
线经济电流密度值。
硬母线连接处支持绝缘子
支持绝缘子 触指 烧伤处 支持绝缘子 支持绝缘子 触指 烧伤处 电流互感器 硬母线连接处
图 1 烧损断路器触指部分结构示意图
表 1 导线经济电流密度表 -2不同最大负荷年利用小时下的导线经济电流密度/A?mm 导线材料 3 000 以下 3 000,5 000 5 000 以上
铝 线 1.65 1.15 0.9 铜 线 3.0 2.25 1.75
2mm;t 为通电时间，s。 (2)短路电流母线载流截面的校核。当短路
故障时，按短路热稳定对载流截面进行校验。 a.按峰值电流 80 kA 时:
A I t 80 000 0 .3 2 (2) I = K A= = = 288 mm f K 152 t
b.按短时电流 31.5 kA 时: 式中，K 为由导线材质决定的常数，该变电所采用
I t 31 500 4 的是硬铜线，硬铜线的 K 值为 152;A 为导线截面， 2 = 415 mm A= = d K 152
9
供变电电气化铁道 2006 年第 2 期
可见，瞬时电流对载流截面要求并不高。要求;因此，处理时，将 B 相两台真空断路器由 2.2 断路器型式试验中有关电流的试验项目 该原来 14 片触指增加为 20 片，以增大该触指接触截 2型断路器型式试验中有关电流试验项目及 面，折合有效截面约 515,545 mm，该值大于 500 2参数如表 2。 mm。处理后已经运行数月，再未发生断路器触指
表 2 断路器型式试验中试验项目及参数表 烧损现象。
4 结论 项目 规定值
综上所述，可以得出以下几点结论:(1)导体 峰值耐受电流/kA 80
?0.3 峰值耐受电流通流时间/s 载流量、额定负荷对截面的要求比瞬时允许载流量
短时耐受电流/ kA 短路持31.5 要求要大得多;(2)型式试验中只对峰值耐受电流、 续时间/s 4 短时耐受电流在载流能力方面进行校验是不够的; 试验要求:试品处于合闸状态，对其主回路通(3)断路器试验项目中应增加对载流能力—额定 一单相电流。试验后应未见任何影响正常工作的损 电流下的温升试验项目;(4)作为生产厂家应该在 伤。查阅产品型式试验和出厂试验没有进行额定电 触指—制约载流的瓶颈部位采取更为切实可行的 流下的持续耐流试验，而作为导电主回路的母线连 措施，为用户考虑，使设备各部位都能达到额定值， 接触指也没有见到相关报告和出厂记录。 尤其对于那些负荷较大的区段，应防止触指烧损故 3 处理措施 障的发生;(5)建议设计部门在选择产品时，整体
考虑设备本体和与之相适应的附属器件。 经与运营单位和断路器生产厂家通过现场分
参考资料: 析研究，认为故障与载流截面和断路器触指的数量
有关，烧损断路器的触指为 14 片，测量触指接触 [1] 日本电气学会.电工技术手册[M].北京:机械工业出版 2社,1984. 有效截面约为 360,380 mm，而断路器本体载流 2 [2] 电力系统设计技术规程[S].中华人民共和国水利电力 截面大于 700 mm符合要求，显然触指接触截面是
部,1985. 导流的薄弱环节。对于 27.5 kV 系统 A 相额定负荷
收稿日期:2006-02-23 电流 909 A，14 片触指满足载流和温升的要求;对
于 27.5 kV 系统 B 相额定负荷电流 1 272 A，14 片
触指接触有效截面偏小，则不能满足载流和温升的
车载自动过分相装置在低速时，断电区较长，,上接第7
页, 有一定的速度损失。但在200,300 km/h高速线路
该时序为了实现机车自动通过分相区的功能， 上，采用车上自动控制断电方案是可取的，投资最 一是必须在主断路器前设置25 kV的高压电压互感 小，自动过分相性能较好，工作可靠。特别是在客 器，以便检知是否已过了分相区;二是利用微机系 运专线及高速电气化线路，机车速度变化较小，更 统已有的硬件:1个数字输入口用于检知预告信号， 显示出其优越性。
2个数字输出口，分别发出感应接收器复位信号及 参考文献:
[1] 于万聚.高速电气化铁路接触网[M].成都:西南交通大 合主断路器命令。自动过分相的分主断路器命令可
学出版社,2002. 与机车保护用的分主断路器命令合用，由软件来区
[2] 严云升.电力机车自动过分相方案的控讨[J].机车电传 分主断路器分断的原因。现在已广泛采用动车组，
动,1999,(6). 不管是动力集中型，还是动力分散型，在自动过分
[3] 李春阳等.电力机车车上控制自动过分相的几个问题[J]. 相时都有一个断合的逻辑次序，目的是尽量减少断
机车电传动,2004,(2). 电时间。
收稿日期:2005-12-15 4 结束语
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