最新组合电器设计终稿.docx
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最新组合电器设计终稿
谈谈GCB/GIS的可靠性设计
我国高压、超高压和1000kV特高压GCB/GIS近年来令人振奋的进步，为建设坚强电网、西电东送和全国联网做出了重要贡献。
我们在为技术进步欢欣鼓舞时，更应倾听使用部门要求进一步“改进和提高现有产品质量”的呼声[1]，为支持国家智能电网建设，要求GCB/GIS具有更高的运行可靠性和更先进的技术性能。
产品运行可靠性取决于产品的设计质量、制造质量和使用维护水平，是供需双方共同努力的课题。
应特别强调的是，GCB/GIS制造质量首先决定于其设计质量。
设计不可靠，造不出可靠的产品，更不能期盼产品运行的可靠性。
GIS在运行间隔数较多的西安西电开关电气有限公司和新东北电气（沈阳）高压开关有限公司产品在运行中，表现了较好的运行可靠性（平均故障率分别为0.084次/百间隔年和0.101次/百间隔年）[2]。
但是，不是所有GCB/GIS制造者都重视产品设计可靠性；否则，就不会让一些设计可靠性不高的产品至今还在某些企业生产。
也不是GCB/GIS所有的使用方都注意到了这个问题；否则，就不会出现不研究产品设计可靠性，见洋品牌就慷慨解囊的不正常现象。
希望本文能引起制造与使用双方有更多的人来关注GCB/GIS的设计可靠性。
制造方从改善设计入手，从根基上提高产品的运行可靠性。
使用方也应从了解研究产品设计可靠性入手，去优选产品（而不囿于市场价位），以获得较高的运行可靠性。
1.从GCB/GIS常见事故看可靠性设计的重点
根据国家电网公司的调查统计资料[2]，GCB/GIS的运行质量问题主要集中在126~252kV的产品，故障部位主要分布在GIS中的断路器（CB）及隔离开关（DS）、接地开关（ES）等可动元件间隔，CB主要集中在操作机构和内绝缘部位[1]、[3]。
与产品设计制造有关的质量问题是：
1.1GIS内绝缘问题
GIS内部“绝缘问题是造成组合电器故障的主要原因”，2003~2008年，国网共发生GIS“绝缘事故24次，占事故总数的72.7%”。
[2]
（1）GIS内绝缘损坏“最常见的是盆式绝缘子沿面放电”。
此外，在“GIS的PT、避雷器气室是发生故障和缺陷较为集中的部位”，文[2]分析：
“PT与避雷器等间隔无法进行耐压试验，造成部分缺陷隐患未能及时发现”。
华北电力科学研究院在文[4]中也指出“xxxxxx的220kVGIS现场交接耐压时有几个绝缘盆表面闪络”。
（2）作者在西安高压电器研究院试验站还见到该类GIS中断路器的绝缘操作棒在短路开断试验中出现沿面放电。
（3）在谈及产品内绝缘故障时，文[3]还特别指出某些罐式断路器T·GCB内部“绝缘设计裕度较小，产生异物后容易在绝缘薄弱处发生放电”，在国网公司系统运行的550kVT·GCB共发生“内部放电故障16台次”。
在文[2]中也统计了同样的故障。
（4）某些GIS在追求小型化设计中，牺牲内绝缘的设计裕度。
作者了解到某些国外产品因灭弧室断口绝缘设计裕度小在分闸带电备用时CB断口发生击穿的故障。
（5）导致GIS内绝缘破坏的另一类原因是：
电接触设计失误引发绝缘事故。
文[2]在呼吁提高产品制造质量时，指出某500kVGIS的母线间隔气室中的母线“触头座没有加装限位止钉，在电动力作用下，B相母线导体相对位移变化较大，造成盆式绝缘子静触头触指与导电杆松脱，导致导电杆与屏蔽罩、筒壁的安全距离不够引发放电”。
作者在西安试验站也观察到触头无定位装置，在短路开断试验时由于电动力作用导致导电杆位移、触指接触不良、接触点产生电火花、最终引发对地（外壳）放电（触头电火花破坏了对地气隙绝缘，承受不了短路开断时的工频恢复电压）。
1.2SF6泄漏问题
据文[1]统计近5年来在全部GIS的严重缺陷中，“SF6漏气缺陷所占比例最高，共发生87间隔·次，约占严重缺陷的23%”，据作者观察某些漏气与产品密封结构设计不良有关。
1.3GIS气室划分不合理
电科院在文[3]中对某220kVGIS把三相母线与隔离开关划为一个相通的气室表示不满。
因为，在双母线布置的GIS电站，当某一母线发生故障要停电抽气检修时，因该母线隔离开关断口的一端与另一母线电气连通（带高电压），故障母线检修抽气时，SF6气压下降，文[2]警告“可能发生隔离断口击穿或对地击穿的事故。
为了保证安全，运行部门只能采取两条母线全部同时停电的方式进行故障侧的检修工作”。
可见，一个不良的设计，会对GIS的使用带来多大的麻烦。
1.4CB操动机构及传动装置的质量
CB操动机构问题较多地集中在液压机构，尤其是252kVCB配用的液压机构最为突出。
文[3]指出“据统计，252kV断路器共发生强迫停运271次，属于操动机构及其传动环节原因就有167次，占61.7%，其中液压机构137次，气动机构27次，弹簧机构3次”。
问题最突出的是液压机构，其集中表现是渗油、漏油。
1.5GIS局部放电的监测
GIS局部放电监测对GIS运行可靠性的影响甚大。
局放监测分：
用内置传感器在线监测和用便携式仪器在GIS体外监测两种方法。
有的GIS产品两种方法结合使用，有的只用一种（内置传感器在线监测）。
陕西省电力试验研究院在文[5]中谈到：
“内置式传感器位置固定，数量不多，因此不能做到处处都监测到，曾发生过用在线内置监测设备（GIS）还发生闪络爆炸的事故。
因此内置的固定在线监测设备和便携的移动检测设备也是互为补充的关系。
并非使用某一种检测手段就能包打天下，解决全部问题。
”——用户的这些使用经验，值得GIS设计者重视。
上述信息表明，GCB/GIS的主要运行质量问题集中在内绝缘、气密性和机构，其次是气室划分、局放监测等在线监测方面。
这些问题中，有些在型式试验时没有反映，为什么在运行时又出现了问题呢？
除了现场安装调试不当的原因之外，也包括GCB/GIS批量生产时加工质量不稳定和GCB/GIS可靠性设计不良的因素。
下面对GCB/GIS的可靠性设计进行分类剖析，供大家在完善GIS可靠性设计时参考。
2．盆式绝缘子的可靠性设计
2.1盆式绝缘子可靠性设计中的种种失误
GIS内绝缘破坏较突出的表现是盆式绝缘子沿面闪络，其原因除GIS组装和现场安装时表面污染之外，主要是下述种种不良设计造成盆子绝缘能力临界或潜藏绝缘不稳定的隐患。
2.1.1沿面爬电距离设计不足
爬电距离设计临界时，如果无不良的组装因素和运行时附着导电粒子的干扰，该盆子基本上能安全运行；可是，上述两方面的干扰是很难完全避免的，这些干扰是诱发盆子运行时发生沿面闪络的原因。
2.1.2盆子两端电极形状设计不良
有些GIS壳体与盆式绝缘子接触处（壳体法兰）的圆角R1和带电部分圆角R2（见图1）的尺寸设计过小，其值与产品的额定电压等级和它应具备的绝缘能力极不相称，圆角R1与R2尺寸过小时场强偏高，如果再加上盆子表面爬电距离也偏小，盆子表面场强必然偏高，在遇到过电压时会产生较大的局部放电，甚至发展为相间或对地沿面闪络。
2.1.3对楔形气隙的不理解或处理不当
GIS盆式绝缘子或其它绝缘件在电极—固体绝缘—SF6气体三交区构成楔形气隙的危害，作者在26年前通过电场计算分析已公开转告同行，以后又多次提醒设计者重视（见文[6]6.2.4节），直至近日作者在真空浸渍绝缘件设计要领中还在强调处理楔形气隙的重要性[7]。
之所以反复强调，是因为它的影响大而有时具有隐蔽性而被人忽视。
楔形气隙明显时，会导致产品高压绝缘试验失败；楔形气隙不十分明显时它的影响常带有隐蔽性。
它可以避过产品型式试验或出厂试验的考核，但在现场安装时清洁度稍不小心其影响就暴露，或以局部放电逐步发展的方式在GIS运行一段时间后酿成内绝缘事故。
作者发现，在国内外某些公司至今还有设计人员对它的不良影响不理解或处理不当，给GIS的运行带来内绝缘设计隐患，现将近年来见到的分述如下。
（1）对楔形气隙不理解、不处理
如图1所示，这样不处理楔形气隙的设计（壳体法兰与盆式绝缘子法兰平面的间隙δ1=0，触座与盆子嵌件处的平面间隙δ2=0），虽然在20多年前，国内外有些公司已作纠正。
但至今国内外仍有些公司的GIS盆式绝缘子上，还保留着这种错误的设计。
在产品的绝缘试验中，已观察到绝缘性能的不可靠或不稳定性。
图1.盆式绝缘子上未处理的楔形气隙
（δ1=0，δ2=0）
图1.是某110kVGIS盆式绝缘子的结构设计（局部）。
图中R1=8mm，R2=10mm。
该结构的电场计算表明，在楔形气隙中的触头座R2上施加550kV时，场强高达72.650kV/mm，壳体法兰R1处场强为44.517kV/mm（见图2），R2处盆子表面为36.878kV/mm，R1处盆子表面场强为21.163kV/mm（见图3），都大大超过了SF60.5MPa时电极允许值[E1]=29kV/mm、壳体允许值[E5]=15kV/mm及盆子表面允许值[Eτ]=[E1]/2=14.5kV/mm（参见文[6]表4-1及表6-1）。
数值依次是：
72.65、44.517、72.454、30.225
图2.盆式绝缘子上楔形气隙中的高场强
图3.楔形气隙处盆子表面场强
（2）楔形气隙处理不当
（1）——R1、δ1及R2偏小
如图4所示，在盆子绝缘体的法兰面上设计的凹槽太浅，该设计因槽深不够（δ1=1），圆角R1也很小，楔形气隙不良影响的隐患依然存在。
这样的不当设计也存在于国外某些公司的252kVGIS的盆式绝缘子上（图4示处其局部结构），并经国内某些公司盲目效仿制造用于电网，虽然其试品通过了型式试验的验证，由于无设计裕度，零部件制造质量和组装质量稍有波动就会出现问题：
该产品在出厂试验时和现场安装后的交接试验时，曾发生过盆子放电现象。
下面的电场计算结果表明了这种故障存在的必然性。
图4.楔形气隙处理不当
（1）——R1、δ1及R2偏小
当R1=4、δ1=1、R2=10、δ2=3时，在1050kV电压下，R2处计算场强达到27.294kV/mm，附近盆子表面为13.752kV/mm，R1处为14.919kV/mm（见图5及图6）。
都已很接近允许值14.5kV/mm（盆子表面）和15kV/mm（壳体R1上），制造中稍有疏忽（如R1圆角尺寸及表面状况的不良），就会出问题。
图5.在图4中R1、δ1及R2偏小时场强计算值
图6.盆式绝缘子（图4）上表面电场分布
（3）楔形气隙处理不当
（2）——壳体法兰带凸台
如图7所示，有的GIS盆式绝缘子在与壳体接触的法兰面上不设凹槽，而在壳体法兰上设凸台（δ3），盆子法兰面与盆式绝缘子的金属外圈平面间留有微小的浇注间隙δ0。
该设计形式上看，在三交区不存在楔形气隙了，但是，凸台上的尖角以及间隙δ0都使该区域场强增大，导致该盆式绝缘子在高压试验和短路开断试验中多次沿面闪络烧坏。
图7.楔形气隙不当
（2）——壳体法兰带凸台δ3
这不是偶然现象，电场计算表明壳体凸台处场强值很高（550kV下为Eb=34.527kV/mm，超过了允许值[E1]=29kV/mm，见图8右下角）。
此处绝缘子表面场强也很大Ebτ=19.953kV/mm（见图9），超过了SF60.5Mpa时的允许值[Eτ]=E1/2=14.5kV/mm。
作者就图7的设计，多次改变壳体法兰凸台的尺寸和凸台尖角处的形状，该处场强计算结果都很高，找不到符合要求的设计。
与图7类似的设计如不认真处理，必殃及用户。
图8.壳体法兰凸台上的高场强
图9.如图7所示绝缘盆子下表面场强图
（4）在盆子-触头座之间留下楔形气隙隐患—间隙δ2太小
见图10，在触头座与盆子嵌件相接处，嵌件凸出高度与触头座定位槽深配合不当，至使触头座底面与盆子嵌件处的绝缘体顶面间的设计缝隙δ2过小（δ2≤1），而且间隙δ2没有严格的加工公差约束，触头座槽深尺寸变化大，当槽深正超差较多时，间隙δ2有的竟小到近于零，而形成楔形气隙，至使此处的绝缘件表面场强偏高。
该盆子在雷电冲击耐受电压下和短路开断时的工频恢复电压下多次闪络，此处绝缘体表面观察到明显的电弧烧痕—这里，再次让我们看到了楔形气隙的不良影响。
图10.δ2太小构成楔形气隙隐患
2.2盆式绝缘子可靠性设计要领
2.2.1有足够的沿面爬电距离
“足够”的爬电距离尺度不能仅用型式试验来把握。
因为型式试验时被试体是一个全新的试品，而运行的产品可靠性要受到产品制造时质量监控的不稳性、产品安装时的种种意外不良因素和投运后盆式绝缘子运行条件的种种变化（SF6湿度、金属微粒的附着……）的影响，故在产品设计时应考虑到这些不良干扰。
适当地增大盆式绝缘子的表面爬电尺寸（参见文[6]的表6-3），有助于增强盆式绝缘子的抗干扰能力，以提高其运行的可靠性。
2.2.2注意盆式绝缘子两端电极形状优化设计
盆式绝缘子两端电极形状、爬电距离以及盆子形状的设计均应通过电场计算来确认其合理性（参见文[6]表6-1）。
为使盆式绝缘子整体尺寸不大，而又能在盆式绝缘子表面和两端电极上得到较低的场强，必须对两端电极形状（以及对盆式绝缘子形状）进行优化设计。
在电极形状优化设计中，传统的设计方法是简单地改变电极圆角的大小，或由几种大小不同的圆角组合成一个场强较低的电极曲面。
有时，这些办法仍不令人满意时，还可以采用曲率变化较缓的椭圆形电极曲面，可避免电场等位线的急骤变化，以获得最佳电场分布和最低的电极场强。
2.2.3消除楔形气隙的有效方法
消除楔形气隙的正确设计是在盆式绝缘子法兰平面（绝缘体）上开槽，槽深δ13，槽外径应避开壳体法兰圆角R1后与壳体法兰平面相交；触座与盆式绝缘子间隙δ23，见图11。
我们关心的触头座场强Ea、盆式绝缘子对应点表面场强Eaτ、壳体法兰场强Eb及对应点盆式绝缘子表面场强Ebτ在不同δ1及δ2间隙时的计算场强列于表1，计算电场分布见图12及图13（取其一侧，δ1=4和5，δ2=4和5）。
表1所列数据是在图11中R1、R2、D2不变的条件下计算而得，随δ1及δ2增大，各处场强都在下降。
当δ1（δ2）3mm时，各处场强较低（符合设计要求），且随δ1（δ2）增长场强下降减缓。
因此，取δ1（δ2）3mm较好。
表1.在不同间隙δ1、δ2时各点场强计算值kV/mm
δ1、δ2/mm
Ea
Eaτ
Eb
Ebτ
1
29.741
16.546
17.285
9.915
2
22.129
11.793
13.498
9.296
3
19.345
9.627
11.943
6.117
4
18.714
8.256
11.324
5.213
5
18.222
8.038
10.908
5.021
计算时输入试验电压550kV，SF60.5MPa时，[Ea]=29kV/mm，[Eaτ]=14.5kV/mm，[Eb]=15kV/mm，[Ebτ]=14.5kV/mm。
图11.消除楔形气隙的盆式绝缘子的正确设计
（δ13，δ23）
数值依次是：
18.714、11.324、18.222、10.908
图12.当图11中δ1、δ2为4mm（盆子上部）
和5mm（盆子下部）时电场分布
图13.如图11所示绝缘盆子上表面电场图
（δ1=4，δ2=4）
3.CB绝缘操作杆可靠性设计
CB绝缘操作杆需承受很大的合、分闸操作冲击力，因此推荐采用机械强度高而重量轻的真空浸渍环氧玻璃丝管；若用环氧树脂浇注件，要特别注意机械强度设计的可靠性，应留有充足的设计裕度。
特别强调的是，金具与绝缘管的连接方式。
多年的制造经验表明，各种螺纹联接均不理想。
但合理的毛面粘接可获得很大的结合力，而具有很高的强度设计裕度，且在制造过程中可以进行例行强度试验，可对每一根操作杆的制造质量进行监控[7]。
为保证CB绝缘操作杆运行的可靠性，当杆的最大操作力为Pm时，其破坏试验拉力宜取4Pm，及例行试验拉力宜取2Pm。
与盆式绝缘子设计一样，也要重视真空浸渍管与两端金具（接头）连接处的楔形气隙的处理，同时要重视两端金具形状的设计（详见文[7]）。
CB操作杆在进行其电气可靠性设计时还应注意的是，在短路开断时从灭弧室排除的热气流（金属蒸汽及导电粒子流）对操作杆表面绝缘的恶劣影响。
故此，应从改变气流方向、减少排气干扰等方面采取措施，以减少对绝缘操作杆的这种影响。
尤其是那些在型式试验中已暴露了热气流烧伤拉杆的产品，更应重视纠正其不良设计。
GIS中的隔离（接地）开关操作杆可靠性设计时也应参照断路器绝缘操作杆的设计要求，予以认真处理。
4.CB罐径及罐布置方式与内绝缘可靠性设计
电科院在文[3]中指出，某些断路器“由于罐体绝缘设计裕度较小，产生异物后容易在绝缘薄弱处发生放电”。
GIS-CB和罐式SF6断路器T·GCB在结构设计上有一特点：
即灭弧室带电体（屏蔽罩或触头支持件）对外壳筒壁的绝缘距离L1要比带电体对圆筒端头法兰间的距离L2小很多（L2≥2.5L1）。
灭弧室与壳体内壁之间构成一同轴圆柱形电场，稍有金属微粒出现（如在开断时电弧烧蚀的触头铜粒及铜蒸汽凝聚物、灭弧室中运动件、传动件磨损下落的金属微粒、镀银件磨损物、装配不洁带入金属件残留切削等），在电磁力作用下集聚，将引起的局部电场畸变而诱发绝缘故障。
由於距离L2较大，壳体端面法兰处的电场较低，当壳体采用立式设置时，在处于端部的法兰面上如有金属微粒，对电场分布的不良影响相对较小，因此壳体内部放电多发生在壳体卧式布置且壳体直径偏小（内绝缘设计裕度不足）的断路器。
从以上分析可见，提高罐式断路器（包括GIS-CB）对地绝缘设计可靠性的办法是：
（1）GIS-CB的壳体应尽量采取立式布置；
（2）T·GCB和GIS-CB的壳体必须卧式布置时，应增大灭弧室与筒壁间的气隙绝缘设计裕度，应取足够的内壁直径，不能为追求外形小尺寸而降低内绝缘的可靠性。
国外某550kV罐式断路器几十年成功的运行经验证明：
为避免灭弧室对壳体内壁放电，适当地增大壳体直径设计是必要又可行的。
5.GCB灭弧室断口绝缘可靠性设计
GCB灭弧室断口绝缘设计有两项任务：
一是在短路开断时要保证断口有可靠绝缘能力、确保开断任务的完成；二是在GCB分闸一端带电备用时，断口应有可靠的绝缘能力，承受电网中各种过电压的冲击。
5.1消除短路开断时热气流对断口绝缘的影响
在短路开断时，从灭弧室内有大量炽热气流（带着触头熔化的金属蒸汽和导电粒子）从喷嘴冲出，某些产品因热气流排放导流装置设计不良，常发生热气流从喷嘴中冲出后又返回主触头断口间，而破坏了断口绝缘，并在弧触头开断电弧熄灭后，主断口在工频恢复电压下被击穿，导致开断失败。
多种产品都发生过类似的开断故障，这说明了合理的热气流导向结构设计十分重要。
常用的设计方法是：
（1）利用导流套限制（或改变）开断热气流的方向，阻止热气流返回灭弧室主触头断口空间。
（2）合理设计静主触头的屏蔽，既可改善主断口电场分布，又能对热气流进行有效地冷却和疏导，而使主断口所处区域空间的SF6气体不受热气流污染。
（3）GCB断口两端元件若以环氧玻璃布筒绝缘件相联时，要慎用耐电弧烧蚀的聚四氟乙烯护套。
如果在工艺上不能使护套与筒内壁紧密联成一体，在护套与筒件内壁间必存在小缝隙，缝隙内藏SF6气体（构成绝缘体内的气隙），使绝缘筒内表面场强增大，形成显著的局部放电或遭电网过电压冲击时沿筒内壁闪络。
断口支持绝缘筒内壁不用聚四氟乙烯护套更简单可靠。
为此要：
优化两端金具的电极形状设计，尽量降低场强；增大绝缘筒内壁沿面闪络距离；增大绝缘筒内壁与灭弧室间的径向间距尺寸，减小绝缘筒内壁接触高温气体的机会；合理设计短路开断时的热气流排放导流装置，使断口绝缘筒不受热气流干扰。
5.2提高断口绝缘设计裕度
鉴于国内外某些断路器在分闸带电备用时遭过电压袭击而发生断口放电的教训，为提高GCB断口绝缘设计可靠性，应注意以下几个设计要点：
（1）足够的开距是保证断口可靠绝缘性能的基本条件。
在机构的操作功比较充足时，刻意减小开距是无意义的，既不利于开断性能也不利于断口绝缘。
为追求小尺寸而牺牲断口绝缘裕度是不可取的。
（2）优化断口电极形状设计，尽量降低场强，使断口承受极限耐受电压时有充足的绝缘裕度。
作者曾将一灭弧室断口两端电极形状进行优化设计改造后，在将SF6气压降低0.1MPa之后，还使断口绝缘能力比原设计更高，充分说明断口电极形状优化设计的必要性（参见本文第2.2.2节）。
6.GCB/GIS密封可靠性设计
6.1SF6密封结构可靠性设计要点
GCB/GIS的气密性是否可靠，首先决定于密封结构设计的可靠性。
在文[6]第10章中所叙述的密封结构设计要领，是我国对SF6气密性十多年研究试验的结晶。
下面简述的密封结构设计要点，已经历了数以万计的产品20多年生产和运行的考验：
（1）单层O形圈配矩形密封槽适用于静密封结构设计；
（2）静密封O形圈压缩率为25%（金属-金属密封面）和30%（瓷件-金属密封面），辅助密封采用侧面密封结构，O形圈压缩率12%；
（3）金属密封面表面粗糙度Ra3.2μm，保留同心圆切削刀纹。
瓷面Ra1.6μm，磨削瓷粉必须清擦干净；
（4）CB传动轴转动密封可用唇形橡胶圈，三圈联用（参见文[6]图10-6），两圈和单圈使用的效果不好，唇形圈组装方向必须符合文[6]第10.4.1节要求，不能随意设置。
转动和直动密封还可采用X形动密封圈（两只联用较好），密封圈及密封槽的设计参见文[6]第10.4.2节。
6.2橡胶材质的选择
运行产品有的在投运初期气密性良好，运行时间不长就出现明显泄露。
多数原因是橡胶材质不良（压缩永久变形率太大）、橡胶弹性明显下降所至。
选择橡胶的材质，要善于透过各种耀眼的商业炫语，抓住我们最关心的性能指标——在不同压缩状态下的永久变形率，让数据说话。
在国内外众多的SF6电器用密封橡胶中，国产HX807改性三元乙丙胶是其中的佼佼者。
它的压缩永久变形率很低（压缩25%、100℃×22h后永久变形5~10%）；低温-50℃时气密性好；长期连续允许使用温度高（+80℃），使用寿命长（20年以上），经80℃×5000h寿命试验后充入0.8MPaSF624h后检漏，年漏气率仅0.022%；经充He气2.66MPa×24h后检查O形圈外表面无气泡，截断面无气孔，气密性优良。
HX807橡胶的优异性能源于对原材料品质的认真挑选和混炼工艺的严格控制。
它是GCB/GIS静密封圈的首选材料。
已在我国高压电器行业广泛使用十多年，使用情况良好。
HX807属三元乙丙胶，不耐油，使用时应注意不接触油脂。
各种动密封圈要求它有较好的耐磨性能，才能保持长期工作的可靠性。
动密封采用的唇形和X形密封圈都不受静压力，对橡胶的压缩永久变形量没有高的要求，在我国军工行业多年研究和使用的P230丁氰橡胶基础上，研制出的更适于GCB动密封用的P236橡胶，已广泛适用于SF6电器。
6.3清理和纠正不可靠的密封结构设计
当我们接受一种外来的密封结构设计时，应调查它的来历：
理论依据和研究试验的经历。
不调查研究，囫囵吞枣，将一些错误的外来设计搬进产品就遗害于用户。
例如：
（1）O形圈压缩率过小，选用橡胶材质不佳，环温低时弹性下降，都将导致O形圈表面接触压力下降而漏气；
（2）环氧浇注盆式绝缘子上的密封槽形设计不良，如图14所示：
矩形槽的两垂直面斜度角太大，且槽底面与垂直面相交的圆角R也很大，造成O形圈组装时受压力P作用发生翻转（沿箭头方向反时针滚动），以致将凹凸不平的模具分型面B-B转到底部密封面上，O形圈的密封作用受到破坏，而且O形圈也因受扭曲和压缩双重应力作用而使永久变形增大、寿命缩短。
合理的设计通常取=1°，R≤1mm，可同时满足设计和工艺的要求。
图14.不良密封槽设计
（、R太大，B-B为分型面）
（3）密封面粗糙度设计不良
SF6密封试验证明：
金属密封面上的切削刀纹对密封面
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