真空断路器电容器回路故障原因分析

2010年

05

月第46卷第5期2

+u c =U m sin （ωt +φ）（1）

收稿日期：2009-05-10；修回日期：2009-12-23

作者简介：席世友（1956—），男，高级工程师，研究方向为供用电技术及规划管理电力安全、经济、运行。

第46卷第5期

201005月High Voltage Apparatus

Vol.46No.5

May 2010

May2010High Voltage Apparatus Vol.46No.5解出u c1表达式

u c1=E m·ω20

ω20-ω2·sin（ωt+φ）-E m·ω20

ω20-ω2

·

sin2φ+ω

ω0cos

φ2

姨姨姨·sin（ω0t+φ）（2）前一项为强迫分量，后一项为自由振荡分量，式（2）中，

ω0=1

L1C1

姨；φ=arctan sinφ

ω

cosφ

。

强迫分量与L1C1有关，自由振荡分量与L1C1和合闸角有关。由此引起电容器回路的过电压幅值为

u c1m=2U m ω20

=2U m

1

1-（ω

ω0

）2（3）

一般在2倍幅值，低于电容器绝缘水平（极间交流耐压为2.15U N），因此一般在合闸过程中发生的事故多在回路断路器或其他绝缘件表面，而电容器基本无损；如果L1C1回路参数使ω0＞ω，则u c1m＞2U m，那么电容器绝缘就存在被损害的可能。然而文中在进行变电站电容器回路设计和设备选择前并未计算ω0和过电压倍数。

在振荡过程中电流表达式如下

i c1=C1d u c1

d t =-U mωC1sinωt+U m

L1

C1

姨sinω0t（4）

若ω0＞＞ω，在极端情况下可能出现最大冲击电流I c1m；则I c1m=U mωC1+U m

L1

C1

姨=U mωC1+U mω0C1（5）而U mωC1=I m，则

I c1m=I m（1+ω0

ω）=I m（1+f0

f

）≈I m（1+S s

Q cn

姨）（6）

式（5）中，f0为自由振荡频率，S s为电容器安装母线的短路容量，Q cn为电容器容量。由此可见单组电容器回路合闸冲击电流倍数正比于回路自由振荡频率，如果f0达到1000Hz，冲击电流将超过20倍。同时冲击电流倍数正比于安装地点的母线短路容量与电容器容量之比，短路容量越大，冲击电流越大。以前在设计变电站电容器回路时仅进行了断路器运行中开断短路电流的热稳定校核，没有计算关合冲击电流。GB1984—2003（高压交流断路器）标准4.107.6条明确要求对关合电容器冲击电流进行校核。通常110～220kV变电站10kV母线短路容量在300～800MV·A，电容器安装容量在3000～20000kvar。按此计算单组电容器合闸操作涌流在（7.5～17）I cnm，即为电容器额定电流幅值的7.5～17倍。部分实测结果与此接近。这就说明以前发生的真空断路器合电容器事故中除了个别质量事故外主要与安装变电站短路容量有关，同一地点更换断路器后重复发生更能说明这一问题。所以今后在设计变电站电容器回路前需要计算ω0和关合冲击电流倍数。

如果考虑ZK2（甚至ZK n）在运行中势必对C1放电，相当于母线电源容量扩大，回路等效电感L减小，等效电容加大，ω0更高，则涌流将超过20倍甚至更高。这可以认为是“背对背电容器组”合闸时的事故率高于单回电容器组的原因。

1.2分闸过程

图1中ZK1在t0时刻三相触头分离后电弧接通回路，假设在t1时刻A相工频电流过零熄弧，母线电压U仍按正弦规律前行，电容电压维持-U m，断口之间为恢复电压U hf=U-u c1。如图2所示，真空断路器如果在分闸过程中存在多次重燃的情况，就可能形成电压级上升[2]，电容电压u c幅值将按照3、5、7…倍U m规律递增，断口恢复电压U hf将按照2、4、6…倍U m规律递增，这就是真空断路器特有的性能。大量试验结果表明真空断路器在5ms内复燃，一个周波、几十ms甚至几百ms都有发生重燃和多次重燃的情况，说明电容器回路在分闸过程中存在不同于其他负荷回路的特殊性。

图2电容器回路分闸过程电流电压变化示意图DL/T620—1997（交流电气装置的过电压保护和绝缘配合）4.2.5条说明：3～66kV并联电容器在分闸发生单相击穿后可能产生对地过电压4.0Uφ，极间3.535U m。因此要求开断并联电容器应采用不重燃的断路器

。对断路器需要频繁操作且有可能重燃或者分闸时存在触头反弹的电容器，回路宜采用电容器、电抗器分别并联金属氧化物避雷器限制过

2010年05月第46卷第5期

May2010High Voltage Apparatus Vol.46No.5

分闸时间在35～70ms。扣除20ms的分（合）闸线圈带电和机构响应时间，机构、动触头开始动作到终止的过程是需要关注的重点。

2.2.1合闸轨迹

图5是根据一般断路器铭牌标称分（合）闸动作时间数据计算平均值拟合而成的真空断路器分（合）闸动作代表曲线。图5中动触头连杆系统的A点从零开始以0.6m/s的平均速度合闸到A1点，此时动触头B点到B1点与静触头接触没有压力。A点开始克服压缩缓冲力继续以0.2m/s的速度运动4mm的压缩行程到达A2点，同时动触头B只能运动很小的行程（小于0.01mm）到达B2点增加触头接触压力，动触头形成B1－A1－B2三角形。三角形的面积表征触头过渡电阻的发热量。此时过渡电阻从无穷大向10μΩ以下过渡，与其他断路器比较是一个“慢合状态”过程。如果压缩行程平均速度降低为0.0919m/s，形成B1－A1－B′2的三角形，发热量将更大，慢合状态将更加明显。虽然发热功率没有电弧接通时严重，但其会延续劣化触头局部过热。此时发热形成触头“热烧损”，有的真空断路器合上后触头熔焊不能分闸就是由于此时的热烧损形成的。如果熔焊后断开将形成“金属断裂毛刺”，如果断路器是空载无流断开（例如断路器作继电保护整组试验），金属断裂毛刺现象将更加严重，给重燃留下隐患条件。

图510kV真空断路器动触头分（合）闸运动轨迹示意图

2.2.2分闸轨迹

图5中Q2为动触头分闸过程轨迹，动触头连杆系统的A2点从零开始以1.2m/s的平均速度分闸到A1点，此时动触头失去接触压力从B2点到B1点离开静触头，运动6mm开始降低速度为0.8m/s，行程4mm开始接触分闸缓冲器，动触头连杆系统克服分闸缓冲力降低速度为0.3m/s，产生过冲运动，反弹后进入弹振阶段一直到停止。动触头从B2点到B1点5ms时间只能运动很小的行程（小于0.01mm）到达B1点，形成B′1－A1－B2三角形，此时过渡电阻从10μΩ向无穷大过渡，与其他断路器比较是一个“慢分状态”过程。同理，三角形的面积表征触头的发热量，分闸平均速度越低，面积越大。如果平均速度降低为0.8m/s，B点轨迹后移形成Q1曲线，形成B1－A1－B2的三角形，慢分状态过程更加明显，触头热烧损将更加严重，可能拉出较高的“电弧金属毛刺”。分闸熄弧后电弧金属毛刺将严重畸变电场分布，在一定的断口恢复电压下可能发生重击穿。

过冲、反弹运动幅度与分闸速度和分闸缓冲器有关，分闸速度越大、幅度越高，缓冲力越大、反弹幅度越高。有的断路器反弹幅度达到开距的30％，如果恢复电压与反弹幅度达到一定值也可能发生重击穿。

2.3真空室内动态过程

真空室内有4种动态过程：一是动触头分（合）闸运动过程；二是断口电压恢复过程；三是对称三相负荷电流的交替过零过程；四是金属蒸汽区域介质的消失过程。动触头分（合）闸的运动过程和断口电压恢复过程前面已经阐述。

2.3.1过零断流

断路器开断三相负荷时各相情况是不同的，除了三相触头存在不同期外，对称三相交流电零点之间理论时差为1/6周期，断流过程存在首开相和后开相之分，对于中性点不接地系统后开相是两相同时断流，见图6。图6中画出了ABC三相电流和A相电容电压，A相电流过零时电压恰巧达到负的最大值。触头在t＝T x分离后（图中F点）一般不能立即断流，断流就形成“截流”。一般首开相要承受20/6ms以内的电弧燃烧时间，后开相（两相同时断弧）要多承受20/6ms（图中LMN）或40/6ms（图中LM′N）以上的电弧燃烧时间。电弧在真空环境会形成金属蒸汽区域。如果金属蒸汽区域存在，只要断口电压恢复速度大于零就可能击穿重燃。因此真空灭弧室内金属蒸汽区域的迅速消失就显得至关重要，也就是说真空室内部分区域的介质消失速度就决定了断路器的开断性能。根据图5运动轨迹，首开相在1/6周期内动触头运动仅仅是释放了压力而分离的距离很小（在0.5mm以下），且电压在1/6周期内还未过零反向。在一定的金属蒸汽和恢复电压下可能发生复燃（5ms以内）；后开相可能在2/6～3/6周期之间断弧，此时触头可能进入弹振区间，金属蒸汽可能尚未完全消失，

如果恢复电压达到一定