10k V真空断路器常见故障的原因运行分析10kV真空断路器常见故障的原因运行分析摘要：对张家口供电公司目前运行的几种10 kV真空断路器常见故障的原因进行了深入地分析，针对性地提出了改进建议。
关键词：真空断路器；故障；运行真空断路器以其结构简单、机电寿命长、维护量小、无火灾危害和适宜频繁操作等优异特性在中压系统中得到广泛应用。
张家口供电公司自1996年10 kV开关无油化改造以来，至今已全部更换为真空断路器，型号有ZN28A12、ZN2812T、ZN1210T、ZN6312（VS1）。
目前存在以下问题：a. 真空灭弧室的损坏。
b. SN1010II型断路器改造为ZN28A12型后，辅助开关转换不到位或控制回路断线。
c. VS1型断路器（ZN63A和ZN63C）控制回路断线，开关合不上闸。
d. ZN1210T型断路器出现拒合故障。
1真空灭弧室的运行分析1.1运行分析真空灭弧室是真空断路器的核心部件，它主要由动静触头、屏蔽罩、波纹管、波壳及上下法兰组成。
真空断路器开断时，在动静触头分断的瞬间要产生电弧，而真空断路器的灭弧介质正是真空。
因此，灭弧室的真空度在使用寿命中必须保持在一定水平之上，灭弧室真空度与试验电压曲线图见图1。
试验证明，在高真空状态下，当真空度达到10-2Pa以下时，真空间隙的击穿电压不再随真空度的继续提高而升高。
通常情况下真空灭弧室内真空度在10-5~10-7 Pa 之间。
这对于确保熄弧和开关的可靠工作有重要意义。
真空灭弧室内的真空度可用磁控真空度测试仪测量。
以往测试中多采用最简便的间接测量真空灭弧室真空度的方法，即工频耐压法。
它是将灭弧室的触头分开，使触头间达到额定开距，然后按技术数据（断口间42 kV/min）进行1 min工频电压试验，能够承受试验电压的灭弧室证明其内部保持有足够的真空度。
此种检测方式只能判断灭弧室的优劣，没有真空压力测试数据，不能确定灭弧室真空度的大小，因此效果差、效率低，有时会造成误断。
1.2缺陷案例a. 2000年6月，采用工频耐压法测量柳树屯501开关C相真空度时，当电压升至20 kV时，灭弧室内发生持续放电，击穿，表明真空度已严重降低。
真空灭弧室规格为ZMD10/3150，陶瓷管，开断电流40 kA。
b. 2001- 06- 13，使用ZK1真空度测试仪测试柳树屯545开关A相真空度为6.2×10-1 Pa，数值超标。
随后对其做断口耐压试验，电压升至28 kV时，真空灭弧室中间接封处放电，重复2次试验，结果相同。
该灭弧室规格为ZMD10/2500，陶瓷管，电流2 500 A，开断电流31.5 kA。
开关1997年11月运行。
c. 2001- 07- 14，测试沙城501开关A相真空度为2×10-4Pa，合格。
随后对其做断口耐压试验，发现电压升不起来，重复2次试验，结果相同。
拆下真空灭弧室后摇晃，听见内部有金属撞击声。
该灭弧室规格为ZMD10/1250，陶瓷管，电流2 500 A，开断电流为31.5 kA。
开关2000年11月投运。
1.3缺陷分析DL/T 4032000《12～40.5 kV高压真空断路器订货技术条件》中明确规定：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。
灭弧室内部处于不高于10-3 Pa的高真空状态，而在触头分离时形成的断口就是产生真空电弧和进行熄弧过程的弧腔。
柳树屯501开关C相、545开关A相真空度下降的主要原因是密封处出现微观漏孔使得外部空气中的气体分子逐渐进入灭弧室内引起压力增大，随时间推移呈上升趋势，形成慢性漏气。
沙城501开关A相灭弧室损坏的原因是，在真空灭弧室中，为使断口具有足够的耐压，已装有屏蔽罩，屏蔽罩由不锈钢制成，固定在2个氧化铝瓷绝缘筒中间接缝处，这就是常见的陶瓷外壳真空灭弧室中间封接式内屏蔽结构，用于吸收弧腔中在开断电流时真空电弧的金属蒸汽，使之沉淀并附着在罩内，而不是飞溅到内壁上，避免由此降低灭弧室的绝缘强度。
它的合理布置还起着改善断口电场分布的作用，提高断口耐压和绝缘恢复强度。
因此屏蔽罩的松动有可能是断口耐压不合格的原因。
上述真空灭弧室在短期运行内之所以损坏与出厂工艺有关，还有待进一步商榷。
2ZN28A12型断路器的运行分析自1999年以来，ZN28A12型断路器是悬挂式结构，主要应用在GG1A柜无油化改造中。
采用ZN28A12型真空断路器代替SN1010II型少油断路器，原则上不更换操作机构，只对机构做相应调整。
通过近几年的运行实践，在无油化改造中只更换断路器不更换操作机构，机构的传动部分做相应的改动后，配用真空断路器，会存在以下缺陷：a. 由于少油断路器与真空断路器的行程不同，需对机构的水平、垂直拉杆做相应改动，减少水平拉杆的转动角度，缩小垂直拉杆的长度，以满足真空断路器行程。
真空断路器行程很小，在旧机构上进行上述改动，其精度很难掌握，稍有偏差即会引起断路器拒动。
b. 水平拉杆转角改变后，辅助开关需做相应调整。
但原辅助开关是根据原水平拉杆的转角设计的，因此调整起来非常困难，极易出现不到位或过位进入死点的现象，辅助开关不能可靠转换，影响到断路器的动作和“三遥”的准确性。
2001年侯家庙545开关拒动，辅助开关转换不到位，造成主变跳闸事故足以证明这一点。
c. 由于原机构已使用一定时间，机构本身也存在磨损等缺陷。
由于上述3种原因，建议更换侯家庙现有机构，今后对GG1A型开关柜进行无油化改造的同时，对其机构做更换处理，并加强对辅助开关的检修，确保10 kV母线的供电可靠性和安全性。
3JYN212型手车开关的运行分析柳树屯JYN212型手车开关由ZN2810断路器、CD17I操作机构和手车等组成，1997年投入运行。
2001年因为547断路器电源侧A相的隔离插头（动触头）与母线端的插入铜排（静触头）未压紧或交叉压入，接触不良发热氧化，接触电阻增大造成弧光短路，主变502开关保护先后2次动作跳闸事故。
该手车开关的制造工艺、互换性均很差。
上下插头距离与静触头上下距离不统一（547开关A相367 mm，B相370 mm，C相375 mm；静触头上下距离在370~380 mm之间），铜排与开关连接处孔距调整裕度很小（检修时已无法调节），造成了隔离插头插入后形成上翘姿态。
由于导体的温度由环温开始上升，经过一段时间达到稳定温度（一般不超过+70 ℃，当导体接触面处于镀锡的覆盖层时可提高到+85 ℃）。
此升温的过程是按指数曲线变化的，由于接触电阻的增大，在长时间运行后，又进一步加剧发热，形成了恶性循环。
高温使铜排焊锡首先熔化，插头触点与铜排接触处出现微小间隙从而打火，每1次打火高温会熔化一部分焊锡，间隙不断增大，使该处接触电阻更大，温升更高，继而形成电弧，最终将100 mm×10 mm 铜排烧断。
经过2次事故可以看出，547开关柜都是由触头发热引起弧光短路致使母线失电，20010918在停电前，分别对547柜及邻近柜体表面进行了测温，电抗器柜、546柜均为36 ℃，而547柜为100 ℃，温度偏高。
经过分析认为，547柜内发热的原因是隔离插头接触不良，接触电阻增大。
动、静隔离触头的技术参数见表1。
通过以上参数，就柳树屯开关的隔离插头做一比较发现：3a. 柳树屯所使用的隔离插头为不复位触头，即动、静触头对同一水平面的摆动量不得超出±2 mm，而现有触头的摆动量达到6～10 mm。
加之母排的调整量小，造成了触头插入后形成上翘姿态或插不到位，触头上触指片接触面不足，接触压力变小，接触电阻增大。
b. 柳树屯所使用隔离插头的触指片数不够。
由GB 11022-1999《高压开关设备和控制设备标准的共用技术要求》可知，隔离插头的额定电流和热稳定电流要求与断路器的额定电流和热稳定电流一致。
也就是说柳树屯547开关的隔离插头的额定电流应为1 250 A，热稳定电流为31.5 kA，从隔离插头的技术参数中可知，1 250 A隔离插头的触指片为24片或28片，柳树屯现用隔离插头的触指片数只为20片。
c. 连接板表面不应采用镀锡，而采用全镀银，这在工艺技术条件中有所规定。
通过以上比较可以得出以下结论：柳树屯547开关的隔离触头的接触不良是造成柜体发热并产生弧光短路的直接原因。
在今后的设备选型时，应特别加强对制造工艺的要求和其它辅助设备的技术要求。
2004年初又发现547C相触头发热，导致隔弧罩成纤维粉状。
2004年上半年对所有JYN10型手车开关的隔离触头进行更换和大修，全部采用自动复位触头，表面镀银，片数由原来20片增加到24片，增大了接触面，触头上下摆动量不超过±4 mm，插入为22 mm，增加了触头的接触压力，降低了接触电阻值，连接板带弯度，可调整裕度大，增加其抗弯。
到目前为止，运行良好。
为了更直观、更清楚、更安全地看到隔离插头的插进位置，将柳树屯JYN10型手车开关面板改造成“品”字形布局的3个可视窗，当手车推入后，利用照明设备可直观地窥视、检查触头的插进位置和接触状态，以进一步判断触头的运行状况，给安全操作手车提供诸多便利。
4ZN1210T型断路器的运行分析宣西站在2001年10 kV开关无油化改造中采用了ZN12-10T型断路器。
该断路器整体为V型“悬挂式”结构，真空灭弧室采用材料为铬铜合金的杯状触头，具有结构简单、开断能力强、截流水平高、操作功能齐全等特点。
2001年冬季，环境温度达到30 ℃时，运行在宣西变电站的ZN12-10T型断路器出现拒合故障。
经厂家处理将绝缘拉杆缩短，接触行程由原来（6±1） mm 调整到（4±1） mm，故障消除。
众所周知，开关的接触行程，也称为超行程，是指开关在合闸操作中，触头接触以后继续运动的距离，即开关在分闸操作中，触头从合闸终止位置运动到刚分离位置的距离。
真空断路器在机构研制中的关键问题之一是触头熔焊及灭弧室机械损伤。
影响真空断路器触头熔焊的因素主要有触头材料、触头形状、触头压力和与触头相联的机构传动刚度等。
至今为止计算真空断路器电动力的公式未统一，计算很困难，一般都以增大触头弹簧终压力来解决熔焊问题。
有资料显示，国外10 kV产品一般将超行程定为3～4 mm，国内亦如此，但国产35 kV真空断路器超行程为6 mm，其目的是增加触头终压力，为增大刚分速度把有轻微熔焊的触头强行拉开。
有资料通过大量数学计算和试验证明，增大超程并不是解决熔焊的好方法，在相同触头终压力条件下，触头弹簧刚度增加会使触头在相同电动力作用下触头间分离距离减小，故增大触头弹簧刚度是解决熔焊的好方法。
为了解决触头熔焊和灭弧室机械损伤问题，宣西站ZN1210T型断路器采用了增大超行程的方法，超程为（6±1） mm，当超程增大后，相应绝缘拉杆也同样增长，在合闸过程中，合闸弹簧释放能量，储能轴在合闸弹簧力的作用下转动，凸轮压在三角形杠杆的滚针轴承上（合闸滚轮），通过一个四连杆机构将力传递给断路器的主轴，再通过绝缘拉杆和变直机构推动导电杆向上运动。
