Studienarbeit - Fachgebiet Hochspannungstechnik - Technische ...

TECHNISCHE UNIVERSITÄT DARMSTADT 

Studienarbeit 

Nr. 1824 

Thema 

Fachgebiet Hochspannungstechnik, FB18 

Prof. Dr.-Ing. Volker Hinrichsen 

Einfluss der Kontaktwerkstoffe eines Vakuumschalters auf die 

Beanspruchung angeschlossener Betriebsmittel durch entstehende 

Schaltüberspannungen 

Bearbeiter: Patrick Ihl Einreichdatum: 30.09.2008

Inhaltsverzeichnis i 

Inhaltsverzeichnis 

ÜBERSICHT 

1. Einleitung .............................................................................................................................. 1 

1.1 Stand der Technik............................................................................................................. 1 

1.2 Ziel der Arbeit .................................................................................................................. 6 

2. Grundlagen der Vakuumschalttechnik.............................................................................. 7 

2.1 Vakuumschalter................................................................................................................ 7 

2.1.1 Theoretische Grundlagen .......................................................................................... 7 

2.1.2 Aufbau und Wirkungsweise des Vakuumschalters................................................. 11 

2.1.3 Der Lichtbogen im Vakuum.................................................................................... 12 

2.1.4 Eigenschaften des Vakuumschalters ....................................................................... 15 

2.2 Schaltverhalten von Vakuumschaltern........................................................................... 15 

3. Herstellungsverfahren von Kontaktwerkstoffen............................................................. 19 

3.1 Schmelztechnisch hergestellte Kontaktwerkstoffe......................................................... 19 

3.2 Pulvermetallurgisch hergestellte Kontaktwerkstoffe ..................................................... 20 

3.3 Kosten von reinen Metallen ........................................................................................... 24 

4. Kontaktwerkstoffe für Vakuumschalter.......................................................................... 28 

4.1 Bedeutung der Kontaktwerkstoffe ................................................................................. 28 

4.2 Ausschaltvermögen und dielektrische Wiederverfestigung........................................... 29 

4.3 Vakuumschütze .............................................................................................................. 36 

4.3.1 Definitionen............................................................................................................. 36 

4.3.2 Kontaktwerkstoffe für Vakuumschütze .................................................................. 38 

5. Stromabriss......................................................................................................................... 40 

5.1 Allgemeine Betrachtungen............................................................................................. 40 

5.2 Abreißstromverhalten relevanter Werkstoffe................................................................. 43 

5.3 Choppingstromverhalten von Vakuumschützen ............................................................ 49 

6. Bewertung der Kontaktwerkstoffe ................................................................................... 51 

6.1 Vergleich der üblichen Kontaktwerkstoffe .................................................................... 51 

6.1.1 Kontaktwerkstoffe auf Cu/Cr-Basis........................................................................ 51 

6.1.2 Kontaktwerkstoffe auf W/Cu-Basis ........................................................................ 53 

6.1.3 Kontaktwerkstoffe auf Mo/Cu-Basis ...................................................................... 53 

6.2 Alternative Kontaktwerkstoffe und Entwicklungen....................................................... 54 

6.2.1 Werkstoffe auf Basis von Wolframcarbid (WC)..................................................... 54 

6.2.1.1 Wolframcarbid-Silber (WCAg)........................................................................ 54 

6.2.1.2 Beigabe von Additiven bei WCAg................................................................... 55 

6.2.1.3 Wolframcarbid-Kupfer (WCCu) ...................................................................... 55 

6.2.2 Kontaktwerkstoffe auf Cu/Fe-Basis........................................................................ 56 

6.2.3 Kontaktwerkstoffe aus CuCoTa.............................................................................. 56 

6.2.4 Kontaktwerkstoffe aus CuCrTe............................................................................... 57 

7. Simulationsmodell .............................................................................................................. 58 

7.1 Grundlagen des Modells................................................................................................. 58 

7.2 Kennwerte des Simulationsmodells ............................................................................... 60 

7.3 Simulation im Kurzschluss............................................................................................. 66 

7.4 Simulation im Leerlauf................................................................................................... 70

Inhaltsverzeichnis Seite ii 

8. Zusammenfassung und Ausblick ...................................................................................... 72 

Anhang A .................................................................................................................................iii 

Anhang B................................................................................................................................... v 

Abbildungsverzeichnis...........................................................................................................xii 

Literaturverzeichnis..............................................................................................................xiv

1 Einleitung Seite 1 

1. Einleitung 

1.1 Stand der Technik 

Die Elektrizitätsversorgung in Deutschland wird von den vier Verbundunternehmen E.ON, 

RWE, Vattenfall und EnBW dominiert, welche ca. 90 % des Stroms für die öffentliche 

Stromversorgung bereitstellen. Die restlichen 10 % des Strommarktes teilen sich regionale 

und kommunale Versorgungsunternehmen. [Str] 

Bild 1.1 zeigt den heutigen Aufbau eines elektrischen Energieversorgungsnetzes prinzipiell. 

Bild 1.1: Grundschema der elektrischen Energieversorgung [Cra-S.4] 

Man erkennt die wichtigsten Betriebsmittel: Generatoren, Transformatoren, Leitungen, 

Schaltanlagen, Umformer und Verbraucher. 

Auf dem Gebiet der elektrischen Energieversorgung haben sich die Begriffe Mittel-, Hoch-, 

und Höchstspannung durchgesetzt, die sich an der „Höchsten Spannung für ein Betriebsmittel 

Um“ eines Netzes orientieren. Dabei bezeichnet Um den „Effektivwert der höchsten Außenlei- 

terspannung (Anm. auch als verkettete Dreiecksspannung bezeichnet), für die ein Betriebsmit- 

tel in Hinblick auf seine Isolierung und andere Eigenschaften ... zu bemessen ist" (DIN EN 

60071-2, Abschnitt 3.10). Diese wird üblicherweise zur Charakterisierung eines Netzes ver-


wendet: Mittelspannung (1 kV < Um ≤ 36 kV), Hochspannung (52 kV < Um ≤ 420 kV 1 ) und 

Höchstspannung (Um ≥ 420 kV 1 ). [Hin-S.1.10] 

Der Verband der Netzbetreiber VDN gliedert die Transport- und Verteilsysteme in vier Span- 

nungsebenen: Das Höchstspannungsnetz (220 kV, 380 kV), das Hochspannungsnetz 

(110 kV), das Mittelspannungsnetz (6 kV bis 60 kV) und das Niederspannungsnetz (230 V, 

400 V). [VDN] 

Die vier Übertragungsnetzbetreiber haben ihr 380-kV- bzw. 220-kV-Netz über Kuppelleitun- 

gen zum deutschen Übertragungsnetz zusammengeschaltet. Elektrisch verbunden sind die 

einzelnen Netze dabei über Transformatoren. Inzwischen ist das Höchstspannungsnetz viel- 

fach vermascht und es findet auch ein Austausch mit anderen europäischen Netzen statt. Nach 

den neuesten Berechnungen des VDN unterhalten die deutschen Elektrizitätsversorger insge- 

samt ein Stromnetz von rund 1,65·10 6 km Länge. In den überregionalen Übertragungsnetzen 

wird mit Höchstspannung von 220 und 380 kV gearbeitet. Über große Entfernungen transpor- 

tieren die Höchstspannungsleitungen die elektrische Energie von den Großkraftwerken zu 

Umspannanlagen in der Nähe der Verbrauchsschwerpunkte. Verbraucher in diesem Bereich 

sind regionale Stromversorger und sehr große Industriebetriebe. Über die Höchstspannungs- 

leitungen wird auch der grenzüberschreitende Stromhandel physikalisch abgewickelt. Regio- 

nale und große städtische Verteilungsnetze werden mit Hochspannung (110 kV) und Mittel- 

spannung (6 bis 60 kV) betrieben. Die Hochspannungsleitungen übertragen elektrische Ener- 

gie zu den Verbrauchszentren. Diese sind z. B. Industriebetriebe, lokale Stromversorger oder 

Umspannanlagen. In solchen Umspannanlagen wird die Spannung von Hochspannung auf 

Mittelspannungsniveau transformiert. Die Mittelspannungsleitungen in den Stadtgebieten 

werden meist mit 10 kV betrieben, Betriebsspannungen von 20 kV findet man vorwiegend im 

ländlichen Bereich, auf Grund der größeren Entfernungen, die zu überbrücken sind. An die 

Mittelspannung angeschlossen sind Industrie- und größere Gewerbebetriebe. 

Die Topologie des Netzes, die örtliche Stromabgabe an unterlagerte Verteilnetze, Abgabe an 

Großindustriekunden sowie der aktuelle Einsatz von Kraftwerken bestimmen, wie viel Strom 

über einzelne Leitungen fließt. Somit hat der Betreiber des Übertragungsnetzes nur Einfluss 

auf den physikalischen Lastfluss durch Änderung des Kraftwerkeinsatzes und durch Schalt- 

handlungen im Netz. [VDN] 

1 gelegentlich wird bereits die 245-kV-Ebene als Höchstspannung bezeichnet [Hin-S.1.10]


Schalthandlungen erfolgen auf der jeweiligen Spannungsebene in Schaltanlagen 2 . Innerhalb 

dieser Schaltanlagen finden sich Schaltgeräte, die der Unterbrechung von Stromzweigen die- 

nen. Die Schaltgeräte lassen sich aufgrund ihres Aufbaus und ihrer Funktion in unterschiedli- 

che Klassen einteilen [Bal S.4.1]: 

� Leistungsschalter 

Leistungsschalter müssen folgende Ströme unterbrechen: 

Kurzschlussströme (cosφ ≥ 0,1): Hierzu gehören der Klemmenkurzschluss, der Ab- 

standskurzschluss, die Phasenopposition und die Kurzunterbrechung bzw. die automa- 

tische Wiedereinschaltung (KU, AWE). Auch müssen Leistungsschalter Bemessungs- 

ströme (cosφ ≥ 0,7) und Betriebsströme (cosφ < 0,1), also kapazitive Ströme von Lei- 

tungen, Kabeln, Kondensatoren sowie induktive Ströme von Transformatoren, Spulen, 

Motoren schalten können. Leistungsschalter können darüber hinaus dazu eingesetzt 

werden, Lastschalter vor den Auswirkungen von Kurzschlussströmen zu sichern. 3 

� Lastschalter 

Lastschalter unterbrechen alle Betriebsströme bis zu ihrem Bemessungsstrom mit ei- 

nem Leistungsfaktor cosφ ≥ 0,7. Darüber hinaus können Lastschalter kleine induktive 

und kapazitive Ströme schalten. Sie sind für hohe Schalthäufigkeit ausgelegt. Mittel- 

spannungslastschalter benötigen ein vorgelagertes Schaltgerät, welches auch das Ab- 

schalten von Kurzschlussströmen beherrscht, beispielsweise Sicherungen oder Mittel- 

spannungsleistungsschalter. 4 

� Lasttrennschalter 

Lasttrennschalter sind Lastschalter, die nach dem Ausschaltvorgang eine Trennstrecke 

herstellen. 

� Trennschalter 

Trennschalter stellen nach dem Ausschaltvorgang eine Trennstrecke her. Hierbei sind 

grundsätzlich zwei Schaltfälle zu unterscheiden: 

2 Weitere Informationen zu Schaltanlagen siehe Schwab A. [Sch].: Elektroenergiesysteme, Kapitel 11 

3 siehe auch IEC 62771-100 

4 siehe auch DIN EN 60265


1. Die wiederkehrende Spannung entspricht der Bemessungsspannung. In diesem Fall 

ist nur eine Unterbrechung kleiner Ströme möglich, z.B. Sammelschienenabschnitte, 

Wandler. 

2. Die wiederkehrende Spannung beträgt maximal 0,3...0,4 kV. In diesem Fall ist eine 

Unterbrechung bis zum Bemessungsstrom möglich, z.B. Sammelschienenwechsel. 

� Erdungsschalter 

Erdungsschalter sind Schaltgeräte zum Erden und Kurzschließen von ausgeschalteten 

Betriebsmitteln bzw. Anlagen. Das Schaltverhalten entspricht dem des Trennschalters. 

� Sicherungen 

Sicherungen ermöglichen grundsätzlich das Unterbrechen von Überlastströmen als 

auch von Kurzschlußströmen. Durch Abschmelzen eines Schmelzleiters wird die 

Strombahn unterbrochen. Die Schmelzwärme wird durch den durchfließenden Kurz- 

schlussstrom erzeugt. Sicherungen werden häufig bei Lastschaltern als Schalter- 

Sicherungskombination eingesetzt, um im Kurzschlußfall den Strom zu unterbrechen 5 . 

Im Unterschied zu Leistungsschaltern können Sicherungen einen Überlast- oder 

Kurzschlußstrom jedoch nur einmal abschalten und müssen dann durch eine neue Si- 

cherung ersetzt werden. 

Die Auswahl von Schaltgeräten erfordert in der Praxis einen technisch-wirtschaftlichen Kom- 

promiss, bei dem verschieden Aspekte (z.B.: Wirtschaftlichkeit, Verfügbarkeit, Anlagenbe- 

triebsweise) zu berücksichtigen sind. [Sch-S.521] 

5 siehe auch IEC 62771-105


In Bild 1.2 ist eine Übersicht der beschriebenen Schaltgeräte mit dem dazugehörigen Schalt- 

symbol gegeben. 

Bild 1.2: Schaltgeräteübersicht mit Schaltsymbolen [Sch-S.521] 

Von Interesse innerhalb dieser Arbeit sind Leistungsschalter im Mittelspannungsbereich, aus- 

geführt als Vakuumschalter. 

Die Vakuumschalttechnik kommt mittlerweile vorrangig zum Einsatz für die Verwendung 

von Leistungsschaltern im Bereich der Mittelspannungsebene. Die Einführung des Vakuum- 

schalters ging dabei vor allem zu Lasten der Magnetblas-, Druckluft- und Ölkesselschalter. 

Die Vakuumschalttechnik ist heute die dominierende Technik im Mittelspannungsbereich. 

Nur bei höchsten Ausschaltströmen finden momentan noch SF6-Schalter Verwendung. Welt- 

weit liegt der Marktanteil des Vakuumschalters im Segment der Mittelspannungs-Schaltgeräte 

bei über 60%. 

Die elektrischen Eigenschaften des Vakuumschalters werden in entscheidender Weise von 

dem Kontaktwerkstoff des Schalters beeinflusst. Als Kontaktwerkstoff für Vakuum- 

Leistungsschalter stellt der Sinterwerkstoff Chrom-Kupfer den bisher besten Kompromiss aus


sich zum Teil widersprechenden Anforderungen von Eigenschaften dar, auf die im Kapitel 4.1 

eingegangen wird. [Lip-S.167f] 

1.2 Ziel der Arbeit 

Im Rahmen dieser Arbeit sollen die Eigenschaften verschiedener Kontaktwerkstoffe, die für 

den Einsatz in Vakuumschaltern in Frage kommen, untersucht werden. Der Fokus liegt hier- 

bei auf den physikalischen Eigenschaften, insbesondere dem Abreißstrom bei induktiver Last. 

Daneben werden aber auch Herstellungsverfahren der verschiedenen Werkstoffe erläutert, 

sowie deren Material- und Herstellungskosten betrachtet. In einem OrCAD-Modell sollen 

dann die erarbeiteten elektrischen Eigenschaften für die relevanten Werkstoffe untersucht 

werden. Abschließend werden hinsichtlich der gefundenen Ergebnisse Empfehlungen für ver- 

schiedene Einsatzmöglichkeiten der Kontaktmaterialien ausgesprochen.

2 Grundlagen der Vakuumschalttechnik Seite 7 

2. Grundlagen der Vakuumschalttechnik 

Um zur eigentlichen Problematik dieser Arbeit hinzuführen, sollen zuerst einige relevante 

Grundlagen der Vakuumschalttechnik dargestellt werden. 

2.1 Vakuumschalter 

Der Vakuumschalter benötigt kein Abschalt- oder Isoliermittel, da die Schaltkammer kein 

ionisierbares Material enthält. Werden die Kontakte des Vakuumschalters getrennt, entsteht 

ein Lichtbogen, der ausschließlich aus dem geschmolzenen und verdampften Metall der Kon- 

takte besteht. Dieser brennt solange, bis der Strom beim ersten natürlichen Nulldurchgang 

unterbrochen wird. Der plötzliche Abfall der Ladungsträgerdichte und die rasche Kondensati- 

on des Metalldampfes führen zu einer schnellen dielektrischen Festigung der Schaltstrecke. 

[ABB] 

2.1.1 Theoretische Grundlagen 

Seit der Entdeckung des Paschengesetzes ist bekannt, dass eine Elektrodenanordnung im Va- 

kuum eine hohe Spannungsfestigkeit besitzt. Dabei zeigt sich, dass die Durchschlagsspannung 

Ud nur abhängig vom Produkt des Drucks p und der Schlagweite der Elektroden d ist, was 

durch das Paschengesetz beschrieben wird: 

B ⋅ p ⋅ d B ⋅ p ⋅ d 

d U = 

= = f ( p ⋅ d) 

(2.1) 

A ⋅ p ⋅ d A ⋅ p ⋅ d 

ln 

ln 

⎛ 1 ⎞ k 

ln⎜1 

+ ⎟ 

⎝ γ ⎠ 

mit A, B Konstanten, lassen sich experimentell durch Durchschlagversuche 

bestimmen 

γ Rückwirkungskoeffizient (auch 2. Townsend-Koeffizient) 

k Boltzmann-Konstante = 1,37·10 -23 Ws/K


Durch Extremwertbestimmung (dUd/d(p·d)= 0) lassen sich das Durchschlagsminimum und 

das zugehörige Produkt (p·d)min bestimmen: 

Ud, min= B·(p·d)min (2.2) 

(p·d)min= ek/A (2.3) 

mit e natürliche Zahl= 2,718 

Der so ermittelte Extremwert wird als Paschenminimum bezeichnet. Jedoch ergeben sich 

Abweichungen der experimentell ermittelten Werte durch einige Vereinfachungen bei der 

Berechnung 6 . Tabelle 2.1 zeigt ermittelte Zahlenwerte für verschieden Gase. 

Tabelle 2.1: Paschenminimum für verschiedene Gase [Hin-S.9.28] 

Gas Ud, min (V) (p·d)min (bar·µm) 

SF6 507 3,5 

Luft 330...350 7,3 

O2 450 9,3 

CO2 420 6,8 

Unterhalb dieser minimalen Durchschlagsspannung ist ein Gasdurchschlag grundsätzlich 

nicht möglich. 

6 Siehe dazu Hinrichsen V.: Skript Hochspannungstechnik, Kapitel 9 S.17ff [Hin]


Stellt man das Paschengesetz in Form der sogenannten Paschenkurve dar (Bild 2.1), erkennt 

man, dass sowohl im Nieder-, als auch im Hochdruckbereich die Durchschlagsspannung an- 

steigt. 

Bild 2.1: Gesetz von Paschen als analytisch bestimmte Näherungsfunktion (dünn gezeichnete Kurve) und als 

realer Verlauf (stärker ausgezogene Kurve 7 ) [Küc-S.167] 

Ursache für das Ansteigen der Paschenkurve im Weitdurchschlagsbereich ist, dass bei kon- 

stant gehaltener Spannung, ausgehend von (p·d)min, mit zunehmender Schlagweite die Feld- 

stärke und mit zunehmendem Druck die mittlere freie Weglänge 8 abnehmen. Somit erhöht 

sich mit wachsendem p·d die elektrische Festigkeit. Im Nahdurchschlagsbereich stehen so- 

wohl mit abnehmender Schlagweite, als auch mit abnehmendem Druck immer weniger ioni- 

sierbare Ladungsträger 9 in der Gasstrecke zur Verfügung und die elektrische Festigkeit nimmt 

auch in diesem Bereich zu. Größere Abweichungen von der Paschenkurve ergeben sich für 

extrem kleine Werte von p·d. Dann steigt die Durchschlagsspannung weniger stark an, als es 

vom theoretischen Verlauf zu erwarten wäre. Hier treten Effekte des Vakuumdurchschlags 

auf. [Hin-S.9.30] 

Beim Vakuumdurchschlag gibt es zwei Durchschlagsprozesse, die in der Praxis meist in 

Kombination miteinander auftreten. Beim kathodeninitiiertem Durchbruch verdampfen durch 

7 Weitere Erläuterungen finden sich bei Küchler A.: Hochspannungstechnik, Kapitel 3 

8 siehe dazu Hinrichsen V.: Skript Hochspannungstechnik, Kapitel 9 S.13ff, 2006 

9 siehe dazu Hinrichsen V.: Skript Hochspannungstechnik, Kapitel 9, 2006


Feldemission die praktisch immer vorhandenen feinen Unebenheiten auf der Metalloberfläche 

durch hohe Stromdichten (lokal über 100 MA/cm 2 ) schlagartig und setzen den für den folgen- 

den Ionisierungsvorgang notwendigen Metalldampf frei. Das verdampfte Metall bildet über 

den metallischen Leitern eine ionisierte Gaswolke und die Metallionen dienen nun dem 

Stromtransport. Ursache für den anodeninitiierten Durchbruch ist, dass die wenigen aus dem 

negativ geladenen Leiter austretenden Elektronen zum positiven Leiter hin durch das elektri- 

sche Feld stark beschleunigt werden und auf diesem einschlagen. Folge ist eine starke Auf- 

heizung der Anode. Somit verdampfen Teile der Metalloberfläche und bilden ein ionisiertes, 

leitfähiges Gas. Auch entsteht beim Aufprall der Elektronen Röntgenstrahlung, die ihrerseits 

zur Ionisierung beitragen kann. [Hei-S.16f] 

Die Erkenntnisse des Paschengesetzes waren Ausgangspunkt für die Verwendung des Hoch- 

vakuums als Dielektrikum für Hochspannungsschalter. Dabei wird eine Kontaktanordnung in 

einem Vakuumgefäß mit einem Druck < 10 -4 mbar, die von einem Antrieb geöffnet und ge- 

schlossen werden kann, als Vakuumschalter bezeichnet. Der wirtschaftliche Durchbruch in 

Europa gelang dieser Technik, trotz des frühzeitigen Wissens um das Paschengesetz, erst in 

den achtziger Jahren des 20. Jahrhunderts. [Lip-S.14] 

Vakuumschalter werden heute vorwiegend in der Mittelspannungsebene bis 36 kV eingesetzt. 

Auch der Einsatz in höheren Spannungsbereichen wurde bereits versucht, der allgemeine 

Durchbruch ist aber nicht gelungen. Denn während bei größeren Kontaktabständen die Span- 

nungsfestigkeit bei SF6 weiter etwa proportional zum Kontakt-Abstand ansteigt, nimmt sie im 

Vakuum wesentlich weniger zu. Somit geht der Vorteil des Vakuums gegenüber SF6 bei grö- 

ßeren Kontaktabständen verloren. Nach dem heutigen Stand der Technik sind für einen Va- 

kuumschalter mit 145 kV Nennspannung zwei Schalteinheiten pro Pol mit größerem Kon- 

takthub notwendig. Eine solche Lösung ist wesentlich aufwendiger als mit einer SF6-Kammer 

pro Pol. [Lip-S.169]


2.1.2 Aufbau und Wirkungsweise des Vakuumschalters 

Der grundsätzliche Aufbau eines Vakuumschalters ist aus Bild 2.2 zu entnehmen. Hier wird 

der Schnitt einer 24 kV-Schaltröhre gezeigt. 

Bild 2.2: Aufbau eines Vakuumschalters [Sen-S.26] 

Wichtige Voraussetzung für eine einwandfreie Funktion der Schaltröhre ist ein ausreichend 

niedriger Innendruck (< 10 -4 mbar), der trotz Lichtbogeneinwirkung und thermischer Belas- 

tung über die gesamte Betriebszeit aufrecht erhalten werden muss [Scha]. Zur Einhaltung des 

niedrigen Drucks ist eine hohe Dichtigkeit der Schaltröhre erforderlich. Des Weiteren müssen 

von einem Vakuumschalter mit geöffneten Kontakten die erforderlichen Nenn- und Prüfspan- 

nungen sicher eingehalten werden. Die Stehwechsel- und Stehstoßspannung von Schaltröhren 

werden aufgrund der hohen dielektrischen Festigkeit der Vakuumschaltröhre schon bei weni- 

gen Millimetern Kontaktspalt gehalten. Bild 2.3 zeigt den Zusammenhang von Durchschlags- 

spannung und Kontaktabstand einer Vakuumstrecke im Vergleich zu Luft und SF6. Hieraus 

ist auch ersichtlich, warum die Anwendung der Vakuumschalttechnik derzeit noch bei höhe- 

ren Nennspannungen scheitert. Während die Durchschlagsspannung bei kleinen Schlagweiten 

(bis zu 10 mm) im Vakuum über dem der Konkurrenzmedien liegt, steigt die Spannungsfes- 

tigkeit mit zunehmender Schlagweite nur noch degressiv an und fällt damit hinter die anderen 

Medien zurück [Sen-S.1].


Bild 2.3: Durchschlagspannung Ud unterschiedlicher Medien in 

Abhängigkeit von der Schlagweite s [Sen-S.32] 

Bei geschlossenen Kontakten muss der Vakuumschalter Nennbetriebsstrom und Nennkurz- 

schlussstrom ohne unzulässige Erwärmung führen können. Dazu müssen die Abmessungen 

entsprechend dimensioniert und für die Stromzuführungen und Kontakte Werkstoffe mit mög- 

lichst großer Leitfähigkeit gewählt werden. Da die Oberflächen der Kontakte rein und frei von 

Oxidschichten sind, werden Innenwiderstände in Schaltröhren von nur etwa 10 µΩ gemessen 

[Lip-S.21]. 

2.1.3 Der Lichtbogen im Vakuum 

Der Vakuum-Lichtbogen bildet sich beim Trennen der Kontakte aus, wenn die letzte Berüh- 

rungsstelle explosionsartig verdampft. 

Da innerhalb dieser Arbeit auf das Schalten im Vakuum von kleinen induktiven Strömen 

(0 

gen bei kleinen Strömen 10 . 

Damit ein Lichtbogen existieren kann, ist normalerweise das Vorhandensein von Materie nö- 

tig, welche zum Stromtransport zu Plasma ionisiert wird. Materie ist aber im Hochvakuum 

(Druck < 10 -6 mbar) nicht vorhanden, da die Restgase vernachlässigbar klein sind. Beim 

Lichtbogen im Vakuum handelt es sich um einen Metall-Lichtbogen, der durch Verdampfung 

10 zum Vakuumbogen bei großen Strömen siehe [Lip-S.57-87]


und Ionisierung von Kathodenwerkstoff selbst erzeugt wird. Gleichbedeutende Begriffe für 

„Vakuumbogen“ sind auch Metall-Lichtbogen oder Metalldampfbogen. 

Die Entstehung des Vakuum-Lichtbogens läuft dabei wie folgt ab: Die überwiegende Zeit 

sind die Kontakte des Vakuumschalters geschlossen und führen den Nennstrom. Der Antrieb 

erhält beispielsweise im Kurzschlussfall das Signal zum Öffnen der Kontakte. Dabei unter- 

bricht der Vakuumschalter Ströme mit Scheitelwerten bis zu 80 kA. Wegen mikroskopischer 

Unebenheiten berühren sich die Kontakte nicht auf ihrer ganzen Fläche, sondern nur in eini- 

gen Punkten. Das ist allerdings ausreichend, um den Spannungsfall zu vernachlässigen. Durch 

das Öffnen der Kontakte verkleinert sich die Berührungsfläche der Schaltkontakte. Der Strom 

fließt auch über den sich öffnenden Kontakten weiter. In den Berührungsflächen wird, bei 

weiter steigendem Kontaktabstand, mehr Leistung umgesetzt und die Kontaktflächen erwär- 

men sich. Mit Zunehmen des Kontaktabstands entsteht eine flüssige Metallbrücke, die so lan- 

ge bestehen bleibt, bis durch weitere Aufheizung die Verdampfungstemperatur des Kontakt- 

werkstoffs erreicht wird. In diesem Moment löst sich die Metallbrücke explosionsartig auf. 

Ein heißer Fleck entsteht an dieser Stelle auf der Kathode, dessen Temperatur über der Siede- 

temperatur des Kathodenwerkstoffs liegt. Dieser sogenannte Kathodenfleck ist die Verdamp- 

fungsquelle von Kathodenmetall und intensives Emissionszentrum von Elektronen, die den 

Strom zur Anode transportieren. [Lip-S.31] 

Der Vakuum-Lichtbogen bildet sich also beim Trennen der Kontakte, wenn die letzte Berüh- 

rungsstelle explosionsartig verdampft. Dies führt zur Bildung von Metalldampf, der den 

Lichtbogen unterstützt. Bis zum Bemessungsstrom der Schaltkammer ist der Lichtbogen im- 

mer vom diffusen Typ [ABBL]. Er zeichnet sich durch eine gleichmäßige Verteilung der 

thermischen Beanspruchung der Kontaktflächen aus. Nach Erreichen von einigen Millimetern 

Kontaktabstand wird der Zustand des Bogens vom Momentanwert des Stromes bestimmt. 

Dabei hat jede Kontaktanordnung einen spezifischen Grenzwert IG. Liegt der Momentanwert 

unter diesem Grenzwert (z.B.:1 kA) bleibt der Vakuum-Lichtbogen im diffusen Zustand. Die- 

ser diffuse Lichtbogen füllt den gesamten Raum zwischen den Elektroden aus. Die Dauer des 

diffusen Zustands ist abhängig von der Amplitude des Stroms und dem Grenzwert der Kon- 

taktanordnung. Übersteigt der Stromwert den Grenzwert IG erfolgt der Umschlag vom diffu- 

sen zum kontrahierten Lichtbogen. Der Bogenstrom wird im Wesentlichen von den Elektro- 

nen getragen, da diese im Bogenplasma eine wesentlich höhere Beweglichkeit besitzen. Der 

Bogenstrom ruft ein Eigenmagnetfeld hervor. Die damit verbundene Lorentz-Kraft wirkt in


der Mitte zwischen den Kontakten radial nach innen. Dort erzeugt sie einen Überschuss an 

Elektronen und daraus folgend eine negative Raumladung. Das dadurch entstehende elektri- 

sche Feld (Hall-Feld) gibt dem Strom eine radiale Komponente, welche zur Einschnürung des 

Stroms führt. Die Einschnürung nimmt mit dem Bogenstrom zu und ist begrenzt durch die 

sogenannte Elektronen-Sättigungsdichte. Bild 2.4 zeigt jeweils eine diffusen und einen kont- 

rahierten Lichtbogen. 

Bild 2.4: Erscheinungsformen des Vakuum-Lichtbogens [Neu-S.73] 

links: Diffuser Vakuumlichtbogen (2 kA) 

rechts: Kontrahierter Vakuumlichtbogen (20 kA) 

In Bild 2.5 wird schematisch der Umschlag des Bogenzustandes mit dazugehörigem Span- 

nungsverlauf gezeigt. IG ist dabei der Grenzwert für die Höhe des Stroms, der zum kontrahier- 

ten bzw. diffusen Vakuum-Lichtbogen führt [Neu-S.73]. 

I/kA 

U/V 

IG 

U 

Bild 2.5: Umschlag des Bogenzustandes: 

diffus-kontrahiert-diffus [Neu-S.73] 

I 

t/ms


Beim kontrahierten Vakuum-Lichtbogen kommt es zu lokalen Abschmelzungen an den Kon- 

taktflächen und zu intensivem Abdampfen des Kontaktmaterials. Das beeinträchtigt einerseits 

das Kontaktsystem, andererseits aber auch das Löschvermögen, wenn in der Löschphase wäh- 

rend der Dauer des diffusen Bogens vor dem Stromnulldurchgang die Auswirkungen des 

kontrahierten Bogens nicht soweit abgeklungen sind, dass eine Unterbrechung des Stromes 

und eine ausreichende Isolationsfähigkeit der Schaltstrecke erreicht wird [Neu-S.75]. 

2.1.4 Eigenschaften des Vakuumschalters 

Die schnelle Verbreitung des Vakuumschalters basiert auf einigen Eigenschaften, die ihn ge- 

genüber anderen Schaltprinzipien auszeichnet: 

� hohe Zuverlässigkeit 

� große Zahl von möglichen Schaltspielen und Stromunterbrechungen 

� geringer Verschleiß 

� minimale Wartungansprüche 

� lange Lebensdauer 

� Bewährung auch unter extremen Umweltbedingungen 

Daneben sind aber auch einige physikalische Besonderheiten zu berücksichtigen, die insbe- 

sondere in der Anfangsphase zu Problemen bei der Einführung der Vakuumschalttechnik ge- 

führt haben. Hier sind die Phänomene des Stromabrisses, insbesondere beim Unterbrechen 

kleiner (induktiver) Ströme und die Wiederzündungen zu nennen [Neu-S.108]. 

2.2 Schaltverhalten von Vakuumschaltern 

Für einen Schalter ist es besonders kritisch kleine, induktive Ströme abzuschalten. Dabei be- 

zieht sich der Ausdruck klein auf das Verhältnis von Ausschaltstrom zu Kurzschlussstrom. Da 

bei diesen Stromwerten der Lichtbogen leistungsschwach ist, erlischt der Strom häufig vor 

seinem natürlichen Nulldurchgang, es kommt zum sogenannten Stromabriss [Neu-S.43]. Auf- 

grund der Problematik des Stromabrisses und der Thematik dieser Arbeit soll hier nur auf das 

Ausschalten von induktiven Strömen eingegangen werden 11 . 

11 Zu Erläuterungen zum Ein- und Ausschalten von kapazitiven Strömen, sowie zum Einschalten induktiver 

Ströme siehe Vinaricky E. 2008, Elektrische Kontakte - Werkstoffe und Anwendungen, S.57-62 [Vin]


Induktive Ströme entstehen durch Schalten von induktiven Lasten, wie etwa Motoren, Trans- 

formatoren, Magnetisierungsströme beim Ausschalten unbelasteter Transformatoren, Drossel- 

spulen und dem Ein- und Ausschalten von Kurzschlussströmen. Dabei speichern stromdurch- 

flossene Induktivitäten eine magnetische Energie, die sich quadratisch mit der Höhe des flie- 

ßenden Stromes ändert: 

Wm = 

1 

2 

2 

L ⋅ i 

(2.4) 

mit Wm magnetische Energie 

L Induktivität 

i Strom 

Zum Unterbrechen eines Stromkreises (i = 0) muss diese gespeicherte Energie abgebaut wer- 

den. Da dieser Vorgang nicht unendlich schnell erfolgen kann, fließt der Strom nach dem 

Öffnen der Kontaktstücke über einen Lichtbogen so lange weiter, bis er einen zeitlichen Null- 

durchgang erreicht. Man spricht in diesem Zusammenhang vom sogenannten Wechselstrom- 

löschprinzip. Darunter versteht man das Ausnutzen des nächsten Nulldurchgangs beim Strom- 

richtungswechsel zum Löschen des Lichtbogens. Ist der Stromfluss unterbrochen, nimmt die 

Spannung zwischen den Kontaktstücken den Wert der treibenden Spannung an. Dies erfolgt 

aufgrund der im Strompfad enthaltenen Leitungs-, Spulen- und Schalterkapazitäten mit einer 

gedämpften Schwingung. Ist die elektrische Festigkeit der gelöschten Schaltstrecke nicht aus- 

reichend, kommt es zur Rückzündung und der Stromfluss setzt erneut ein. [Vin-S.62]


Der Strom erlischt, vor seinem natürlichen Nulldurchgang. Das Abreißen des Stromes, auch 

Chopping genannt, führt zu einem Umladevorgang auf der abgeschalteten Lastseite. Die in 

der Induktivität gespeicherte magnetische Energie wird als elektrische Energie in die stets 

vorhandene Streukapazität C umgeladen. 

Dabei ergibt sich für die im Schwingkreis zum Zeitpunkt des Stromabrisses t0 gespeicherte 

Energie W0: 

2 

2 

W = L ⋅i 

/ 2 + C ⋅u 

/ 2 

(2.5) 

0 

0 

mit L,C Induktivität, Kapazität 

0 

i0 Stromwert bei der Unterbrechung 

u0 Spannungswert bei der Unterbrechung 

W0 Gesamtenergie 

Für die Gesamtenergie W0 nach der Unterbrechung gilt: 

2 

W = C ⋅u 

/ 2 

(2.6) 

0 

max 

Daraus bestimmt sich die maximale Spannung zu: 

L 2 2 

u max = ⋅i0 

+ u0 

(2.7) 

C 

Daraus wird ersichtlich, dass die maximale Überspannung vom Wellenwiderstand 

Z W 

= L / C des Betriebsmittels und vom Spannungs- und Stromwert bei der Unterbrechung 

abhängt. Es sind je nach Betriebsmittel und Abreißstrom hohe Überspannungen (Überspan- 

nungsfaktor k =5...10) zu erwarten [Bal-S.4.18].


Die Bilder 2.6a und 2.6b zeigen einen Ausschaltvorgang bei einem induktiven Wechsel- 

stromkreis. 

Bild. 2.6a: Ersatzschaltplan: Ausschaltvorgang bei einem induktiven Wechselstromkreis 

[Bal-S.4.18 ] 

Bild. 2.6b: Strom- und Spannungsverlauf: Ausschaltvorgang bei einem induktiven Wechselstromkreis 

[Bal-S.4.18 ] 

t

3 Herstellungsverfahren von Kontaktwerkstoffen Seite 19 

3. Herstellungsverfahren von Kontaktwerkstoffen 

Neben den reinen Rohstoffkosten für Werkstoffe sind auch die Kosten des Herstellungsver- 

fahrens für die Gesamtkosten von Kontakten für Vakuumschalter zu beachten. Diese wieder- 

um sind abhängig von der Aufwendigkeit des Verfahrens. 

Dabei sollen hier vorab einige grundlegende Begriffe der Werkstoffkunde erläutert und ein 

Überblick über die Kosten der reinen Metalle, die zur Anwendung in den Kontaktwerkstoffen 

kommen, gegeben werden. 

3.1 Schmelztechnisch hergestellte Kontaktwerkstoffe 

Man unterscheidet bei den Werkstoffen, die auf dem Schmelzwege hergestellt sind, zwischen 

reinen Metallen und Legierungen. 

Reine Metalle sind kristallin aufgebaut. Das heißt die Atome sind im festen Zustand in regel- 

mäßigen sich wiederholenden Konfigurationen angeordnet. Dabei besteht ein metallischer 

Körper in der Regel aus einer Vielzahl von Kristalliten bzw. Kristallkörnern, die beim Abküh- 

len aus der Schmelze in einer zufälligen Lage entstehen. Die kleinste räumliche Einheit eines 

Kristalliten ist die Elementarzelle mit einer Kantenlänge (Gitterkonstante) von 10 -10 m. Die 

Elementarzellen können kubisch, hexagonal oder ähnlich aufgebaut sein und bilden durch den 

Einbau von „Mittelatomen“ raumzentrierte oder flächenzentrierte Gitter. Bezüglich der Git- 

terkonstante und des Gittertyps besitzt jedes Metall ein typisches Kristallgitter. Es sind im 

Realkristall in den Kristalliten stets Gitterfehler vorhanden (Leerstellen, Zwischengitteratome, 

Versetzungen, Fremdatome), die eine ganze Reihe von Eigenschaften der Metalle beeinflus- 

sen können. So verringern beispielsweise alle Störungen der Gitterperiodizität die Beweglich- 

keit der Elektronen und reduzieren somit die elektrische Leitfähigkeit. [Dör-S.4ff] 

Von den schmelztechnisch erzeugten Kristallen kommen für den Einsatz als elektrische Kon- 

takte vor allem die Edelmetalle Silber, Gold, Palladium, Platin und Kupfer zum Einsatz. Häu- 

fig sind die Eigenschaften reiner Metalle für Kontaktanwendungen nicht ausreichend. Das 

Kontaktverhalten kann jedoch durch Legierungsbildung günstig beeinflusst werden. Dabei 

wird das Eigenschaftsspektrum der Metalle stark verändert.


Legierungen bestehen aus einem Gemisch von zwei oder mehreren Metallen. In Abhängigkeit 

vom Gefügeaufbau wird zwischen homogenen und heterogenen Legierungen unterschieden. 

Bei homogenen Legierungen sind die die Komponenten vollständig ineinander gelöst. Der 

Gittertyp des Grundmetalls bleibt erhalten, wobei ein Teil der Gitterplätze von den Atomen 

des Legierungspartners eingenommen wird. Diese Mischkristalle erscheinen im Gefügebild 

wie reine Metalle. Dabei müssen zur Bildung von Mischkristallen bestimmte Voraussetzun- 

gen hinsichtlich Kristallstruktur, Gitterkonstante und Wertigkeit erfüllt sein 12 . Besteht hinge- 

gen keine oder nur begrenzte Löslichkeit der Komponenten ineinander, so spricht man von 

heterogenen Legierungen. Diese kommen dadurch zustande, dass z.B. die Unterschiede der 

Gitterkonstanten der Legierungspartner zu groß, oder die Gittertypen verschieden sind. 

Durch Legierungsbildung lässt sich im Allgemeinen die Festigkeit des Grundmetalls steigern, 

während in der Regel die elektrische Leitfähigkeit bereits bei geringer Verunreinigung eines 

gut leitenden Metalls mit einem anderen Metall deutlich abnimmt. Jedoch ist die elektrische 

Leitfähigkeit abhängig von der Legierungszusammensetzung. Eine deutliche Leitfähigkeits- 

verringerung ergibt sich bei vollständiger Löslichkeit der Komponenten. Ist die gegenseitige 

Löslichkeit begrenzt, tritt im Bereich der Mischkristallbildung eine starke Konzentrationsab- 

hängigkeit der elektrischen Leitfähigkeit auf, während sich im Bereich der Mischungslücke 

(heterogene Legierung) die Leitfähigkeitsanteile beider Mischkristalle addieren. 

Durch den Übergang von reinen Metallen zu Legierungen werden nicht nur mechanische und 

physikalische Werkstoffeigenschaften, sondern je nach Legierungspartnern und Zusammen- 

setzung auch typische Kontakteigenschaften wie Kontaktwiderstand, Abbrand, Materialwan- 

derung und Schweißverhalten beeinflusst [Vin.-S.201f]. 

Zu den schmelztechnisch hergestellten Kontaktwerkstoffen zählen Silber (Ag), Gold (Au), 

Palladium (Pd), Platin (Pt) und ihre jeweiligen Legierungen. 

3.2 Pulvermetallurgisch hergestellte Kontaktwerkstoffe 

Da die Anforderungen an Kontaktwerkstoffe in modernen Schaltanlagen, insbesondere der 

Energietechnik, hinsichtlich physikalischer, chemischer und technologischer Eigenschaften 

häufig von schmelztechnisch hergestellten Metallen und ihren Legierungen nicht mehr erfüllt 

12 zu näheren Erläuterung siehe Ruge J., Wohlfahrt H.: Technologie der Werkstoffe, Kapitel 4; [Rug]


werden konnten, musste nach neuen Werkstoffen und den zu ihrer Herstellung erforderlichen 

Verfahren gesucht werden [Vin.-S.223]. 

Die Pulvermetallurgie, die historisch gesehen ebenso alt ist wie die Schmelzmetallurgie, gab 

Impulse für neue Entwicklungen im Bereich der Kontaktwerkstoffe. Heute werden von den 

reinen Metallen nur die höchstschmelzenden, wie z.B. Wolfram oder Molybdän, nach pul- 

vermetallurgischen Verfahren hergestellt. 

Wesentlich breiter ist die Anwendung der Pulvermetallurgie heute bei der Herstellung von 

sogenannten Verbundwerkstoffen. Gerade auf dem Gebiet der Kontaktwerkstoffe wurde eine 

Vielzahl von Verbundwerkstoffen entwickelt, so dass eine große Auswahl von Verbundwerk- 

stoffen mit unterschiedlichen Eigenschaften zur Verfügung steht [Vin.-S.223]. 

Die Stoffgruppe der Verbundwerkstoffe weist ein Eigenschaftsspektrum auf, welches für 

Anwendungen in der Energietechnik besondere Vorteile bietet. Verbundwerkstoffe sind hete- 

rogene Werkstoffe aus zwei oder mehreren innig miteinander verbundenen Komponenten, bei 

denen mindestens die Komponente, aus der überwiegend das Volumen des Werkstücks be- 

steht, ein Metall ist. Dabei werden die Eigenschaften der Verbundwerkstoffe durch die Eigen- 

schaften ihrer Komponenten weitgehend unabhängig voneinander bestimmt. Wegen der meist 

völligen Unlöslichkeit der Komponenten im flüssigen wie im festen Zustand, kommen für die 

Herstellung der Verbundwerkstoffe überwiegend pulvermetallurgische Herstellungsverfahren 

in Betracht. Auf diesem Wege lassen sich auch Werkstoffe aus Komponenten herstellen, de- 

ren Schmelzpunkte weit auseinander liegen, wie beispielsweise Wolfram (TS = 3410°C) und 

Kupfer (TS = 1083°C). 

Bild 3.1 zeigt schematisch die pulvermetallurgische Herstellung von Verbundwerkstoffen, 

welche im Wesentlichen aus vier Verfahrensschritten besteht: 

� Herstellung und Vorbereitung der Pulver 

� Verdichtung und Formgebung (Pressen) 

� Sinterung 

� gegebenenfalls Nachverdichtung


Bild 3.1: Pulvermetallurgische Herstellung von Verbundwerkstoffen (schematisch) 

[Vin.-S.229] 

Zuerst werden Metallpulver reiner Metalle oder auch Legierungen in Korngrößen kleiner 

0,6 mm benötigt. Da die Art der Metallpulverherstellung einen wesentlichen Einfluss auf die 

Eigenschaften des Pulvers hat, kommen verschiedene Verfahren zur Herstellung des Metall- 

pulvers zur Anwendung. Zu den gängigsten zählen mechanische Verfahren, chemische Re- 

duktionsverfahren oder auch elektrolytische Verfahren 13 . Die Verdichtung des Metallpulvers 

zu sogenannten Grünlingen erfolgt in Presswerkzeugen unter hohem Druck im Bereich zwi- 

schen 1 t/cm 2 und 10 t/cm². Daneben gibt es auch beispielsweise Vibrationsverfahren oder 

Schlickergießverfahren. Das Sintern besteht aus einer Wärmebehandlung nach der Verdich- 

tung der Pulverteilchen zu einem Presskörper (Grünling). Es wird je nach Art und chemischen 

Verhalten der Komponenten an Luft, unter Schutzgas oder im Vakuum durchgeführt. Mit der 

Sinterung werden makroskopisch Änderungen der Abmessungen des Sinterkörpers sowie 

Änderungen der physikalischen Eigenschaften verbunden. Die Temperatur des Sintervor- 

gangs kann dabei so gewählt werden, dass sie unterhalb oder oberhalb der Schmelztemperatur 

der niedrigstschmelzenden Komponente liegt Eine weitere Möglichkeit besteht darin, dass ein 

poröser Grünling aus der hochschmelzenden Komponente mit der schmelzflüssigen zweiten 

Komponente mit niedrigem Schmelzpunkt getränkt wird. Somit sind drei Varianten der Sinte- 

rung zu unterscheiden: 

� Sintern ohne flüssige Phase 

� Sintern mit flüssiger Phase 

� Tränkverfahren 

13 Zu Erläuterungen für Herstellungsverfahren siehe auch Ruge J., Wohlfahrt H.: Technologie der Werkstoffe, 

Kapitel 8 [Rug] 

Mischung, 

endgültige Zusammensetzung 

Sintern 

(TTS) 

Verbundwerkstoff 

Mischung, 

nicht endgültige Zusammensetzung 

Sintern, 

Skelett 

(T>TS) 

Tränken 

(T>TS)


Beim Sintern ohne flüssige Phase nimmt die Dichte des Sinterkörpers bei nicht zu hoch ver- 

dichteten Pulvern oberhalb einer bestimmten Temperatur zu und erreicht nach einer gewissen 

Zeit einen vom Werkstoff, Pressdruck und Temperatur abhängigen Endwert. Allerdings wei- 

sen die nach diesem Verfahren hergestellten Sinterkörper noch zahlreiche Poren auf, da im 

Allgemeinen kein höherer Verdichtungsgrad als 90 % des theoretischen Dichtewertes erreicht 

werden kann. Eine weitere Steigerung der Dichte ist nur mit einem weiteren Pressvorgang, 

evtl. in Kombination mit einer nochmaligen Wärmebehandlung, erreichbar. In Fällen, in de- 

nen eine Formänderung möglich oder erwünscht ist, kann diese je nach Werkstoff durch 

Nachverdichten, Strangpressen, Warmwalzen oder Schmieden erfolgen. 

Bei der Variante des Sinterns mit flüssiger Phase wird vorausgesetzt, dass eine gewisse Lös- 

lichkeit der festen Komponente gegeben ist. Bei völliger Unlöslichkeit der Bestandteile wird 

dagegen keine Dichtsinterung erreicht. Der Volumenanteil der flüssigen Phase darf jedoch 

nicht zu groß sein, um die Formbeständigkeit im Verlauf des Sintervorgangs zu gewährleis- 

ten. Das Sintern mit flüssiger Phase hat gegenüber dem Sintern ohne flüssige Phase den Vor- 

teil, dass die Sinterung wegen der beschleunigten Diffusion im flüssigen Zustand wesentlich 

schneller abläuft und fast 100 % des theoretischen Dichtewerts erreicht. 

Beim Tränkverfahren erfolgt eine Verpressung und Vorsinterung der höher schmelzenden 

Komponente entweder allein oder nach Zumischen eines geringen Anteils der niedrigschmel- 

zenden Komponente. Im zweiten Arbeitsschritt wird dann der so erzeugte poröse Skelettkör- 

per, dessen Gewichtsanteil meist bei 80 % des Endprodukts liegt, mit der schmelzflüssigen 

zweiten Komponente infiltriert. Je nach Ausführungsart unterscheidet man dabei zwischen 

Auflage-, Unterlage- oder Tauchtränkung. Die Porenfüllung erfolgt bei allen drei Arten durch 

Kapillarwirkung. Auf diese Weise erhält man einen praktisch porenfreien Verbundwerkstoff. 

Da beim Tränkvorgang keine Schrumpfung erfolgt, hat sich dieses Verfahren zur Herstellung 

von Sinterkörpern von hoher Maßhaltigkeit besonders bewährt. [Vin.-S.228f] 

Zu den pulvermetallurgisch hergestellten Kontaktwerkstoffen, die zur Anwendung in Vaku- 

umschaltern kommen, zählen Verbundwerkstoffe des Typs WCu, WAg, WCAg oder MoCu, 

wenn sie einen niedrigen Gasgehalt aufweisen 14 sowie der am Häufigsten verwendete Kon- 

taktwerkstoff für Vakuumschalter CuCr. 

14 Weitere Erläuterungen zum Gasgehalt des Kontaktwerkstoffs finden sich in Abschnitt 4.1 und 4.2


3.3 Kosten von reinen Metallen 

Neben den Herstellungskosten der Kontaktwerkstoffe spielen auch die Rohstoffkosten der 

einzelnen Metalle eine Rolle bei der Kostenbewertung der einzelnen Verbundwerkstoffe. 

Geht man davon aus, dass die Kontakte in der Schaltkammer des Vakuumschalters ähnliche 

Abmessungen (unabhängig vom verwendeten Kontaktwerkstoff) haben, ist es notwendig, die 

Dichte der verschieden Werkstoffe und die Preise der einzelnen reinen Metalle zu verglei- 

chen. In Tabelle 3.1 finden sich die am häufigsten in der Literatur (z.B. [Rei], [Hey], [Cza]) 

erwähnten Kontaktwerkstoffe für Schaltkontakte in Vakuumschaltern und die verschiedenen 

Gewichtungen ihrer Bestandteile. 

Tabelle 3.1: Gewichtung von Metallen innerhalb der Kontaktwerkstoffe 

Kontaktwerkstoff Gewichtung 

Cu/Cr 75/25; 50/50; 33/67 

Cu/Cr/Zn 70/25/5; 65/24/11; 

Cu/Cr/Sb 74/25/1; 73/25/2; 68/24/8 

W/Cu 70/30 

W/Cu/Sb 69/30/1; 68/30/2 

W/Cu/Zn 70/26/4 

Mo/Cu 80/20 

Mo/Cu/Sb 79/20/1; 78/20/2 

WCAg 60/40 

Als wirtschaftlich interessante Alternative zu Werkstoffen aus Kupfer und Wolfram werden 

für den Einsatz in Leistungsschaltern bei mittleren Spannungen Kupfer-Eisen-Werkstoffe, 

gegebenenfalls mit Zusätzen von Mn, Ni, Mg oder Si vorgeschlagen [Sch2]. 

Auch Kontaktwerkstoffe auf Kupfer-Stahl-Basis wären denkbar. Dabei weist Stahl ähnlich 

physikalische Eigenschaften wie Eisen auf.


Tabelle 3.2 führt die Dichte der einzelnen verwendeten Metalle auf. 

Tabelle 3.2: Dichte von Rohstoffen 

Rohstoff Dichte (in kg/m 3 ) 

Silber 10490 

Kupfer 8920...8960 

Wolfram 19270 

Chrom 7200 

Molybdän 

10280 

Zink 7130 

Antimon 6680 

Stahl 7850


Tabelle 3.3 gibt eine Übersicht über die Preise der am häufigsten verwendeten Rohstoffe Sil- 

ber, Kupfer, Wolfram, Chrom und Molybdän, welche miteinander kombiniert als Verbund- 

werkstoffe für die Schaltkontakte von Vakuumschaltern zur Verwendung kommen. Häufig 

finden sich in den Verbundwerkstoffen auch Additive, die das Schaltverhalten verbessern 

sollen 15 . Dazu findet man in der Literatur (z.B. [Rei], [Hey]) häufig die Metalle Zink (Zn) und 

Antimon (Sb), die in größeren Masseanteilen (zwischen 1 % und 11 %) in Verbundwerkstof- 

fen vorhanden sind. Auch diese Preise finden sich in Tabelle 3.3. 

Tabelle 3.3: Preise von Rohstoffen (Quelle: CRYSTAL International Consult Ltd.) 

Rohstoff Kurs 16 Einheit Datum 

Silber min. 99.9 % 276,84 € je kg 17 09.09.2008 

Kupfer min. 99.99 % 8,06 € je kg 09.09.2008 

Wolfram 18 min. 99,5% 31,16 € je kg 09.09.2008 

Chrom 18 min. 99,5% 21,85 € je kg 09.09.2008 

Molybdän 18 min. 99,9 % 

66,11 € je kg 09.09.2008 

Zink min. 99,99 % 1,44 € je kg 09.09.2008 

Antimon 12,54 € je kg 09.09.2008 

Stahl 19 0.42 € je kg 16.09.2008 

Es ist aus Tabelle 3.2 ersichtlich, dass zur Herstellung eines Kontaktstückes einer bestimmten 

Größe, verschiedene Mengen des jeweiligen Kontaktwerkstoffes benötigt werden. Wird bei- 

spielsweise bei der Herstellung eines Kontaktstückes (aus reinem Metall) Wolfram statt Kup- 

fer verwendet, so muss, aufgrund der höheren Dichte von Wolfram, mehr als die doppelte 

Menge Wolfram benutzt werden. In Verbindung mit den Beschaffungskosten eines Werkstof- 

fes kann dies zu erheblichen Preisunterschieden zwischen den einzelnen benutzten Kontakt- 

werstoffen führen. Deshalb ist es in diesem Zusammenhang sinnvoll, die volumenbezogenen 

Rohstoffpreise zu betrachten, welche sich direkt aus den Tabellen 3.2 und 3.3 ergeben: 

15 Siehe dazu Kapitel 4 

16 Zum Wechselkurs vom 10.09.2008: 1 USD entspricht 0,7078 € 

17 Der Preis für Silber wird an der Börse pro Feinunze angegeben und beträgt 11,11 USD je Feinunze. Eine Feinunze 

ist nach heutiger Definition exakt 31,1034768 g. 

18 Wolfram, Molybdän und Chrom werden nicht an Rohstoffbörsen gehandelt. Ihr Preis ist Verhandlungssache 

der Handelspartner. Beim Unternehmen CRYSTAL International Consult Ltd. (http://www.crystalconsult.com/front_content.php?idart=600) 

finden sich Angaben zu Rohstoffpreisen. 

19 Der Preis von Stahl stammt von der London Metal Exchange.


Tabelle 3.4:Volumenbezogene Preise von Rohstoffen 

Rohstoff €/kg €/m 3 

Silber 276,84 2904051,60 

Kupfer 8,06 71895,20 

Wolfram 31,16 600453,20 

Chrom 21,85 157320,00 

Molybdän 

66,11 679610,80 

Zink 1,44 10267,20 

Antimon 12,54 83767,20 

Stahl 0.42 7850,00 

Man erkennt, dass die Verwendung von Stahl zu erheblichen Kosteneinsparungen führen 

könnte. Allerdings ist das Verhalten von Kontakten für Vakuumschalter auf Kupfer-Stahl- 

Basis bis jetzt noch nicht ausreichend untersucht worden. 

Die Preise der Rohstoffe sind einer hohen Volatilität unterworfen. Eine exakte Planung der 

Rohstoffkosten, bei bestehendem Produktionsplan, ist nur mit vorheriger Fixierung der Preise 

zwischen Verkäufer und Käufer der Rohstoffe möglich. Die Bilder A1 bis A5 im Anhang A 

zeigen die Schwankungen der Preise von Silber (Ag), Kupfer (Cu), Wolfram (W), Chrom (Cr) 

und Molybdän (Mo) im Jahr 2008. 

Es zeigt sich, dass die Werkstoffkombination CuCr, aus Sicht der Rohstoffkosten, die güns- 

tigste der gängigsten Verbundwerkstoffe, die für Schaltkontakte des Vakuumschalters ver- 

wendet werden, ist. Eine Alternative aus Sicht der Materialkosten wären sicherlich Verbund- 

werkstoffe mit Eisen- bzw. Stahlanteilen. Als kostengünstiges Additiv zur Verbesserung der 

Schaltleistung (siehe Kapitel 4 und 5) bietet sich Zink an. Von Interesse wären also die 

Schalteigenschaften dieser kostengünstigen Werkstoffe. Auf die Eigenschaften alternativer 

Werkstoffe im Vergleich zu den bisher gängigen Kontaktwerkstoffen für Vakuumschalter 

wird im Kapitel 6 eingegangen.

4 Kontaktwerkstoffe für Vakuumschalter Seite 28 

4. Kontaktwerkstoffe für Vakuumschalter 

Bei der Trennung der Kontakte eines Vakuumschalters wird zur Aufrecherhaltung des Strom- 

flusses durch Aufheizung in den Fußpunkten des Vakuumbogens Metalldampf und in dessen 

Folge Plasma erzeugt. Daher kommt dem verwendeten Kontaktmaterial eine besondere Be- 

deutung zu. [Hub-S.31] 

4.1 Bedeutung der Kontaktwerkstoffe 

Da in einem Vakuumschalter das ionisierbare Medium fehlt, wird das benötigte Plasma zur 

Aufrechterhaltung des Vakuumbogens, der bei Trennung der Kontakte entsteht, in den Bo- 

genfußpunkten erzeugt. Die Wiederverfestigung der Schaltstrecke wird nicht nur durch das 

Abklingen dieses Metalldampfplasmas, sondern auch von der Oberflächenbeschaffung der 

Elektroden bestimmt. Verhalten und Eigenschaften des Vakuumbogens hängen deshalb stark 

vom Kontaktmaterial ab. Daher ist die Bedeutung der Wahl des Kontaktwerkstoffes für die 

Schalteigenschaften entsprechend hoch [Hey-S.27]. Vom Kontaktwerkstoff werden unter- 

schiedliche physikalische Eigenschaften gefordert, die sich teilweise widersprechen. Tabelle 

4.1 zeigt Möglichkeiten zur Optimierung des Kontaktmaterials über die Eigenschaften des 

Werkstoffs [Lip-S.99]. 

Tabelle 4.1: Möglichkeiten zur Optimierung des Kontaktmaterials über Werkstoffeigenschaften [Lip-S.100] 

Kontakt-Eigenschaften Verknüpfung Material-Eigenschaften 

dielektrische Festigkeit 

Ausschaltvermögen und dielektrische 

Wiederverfestigung 

Lebensdauer und 

Abbrandfestigkeit 

Dauerstromfestigkeit 

Gashaushalt: 

Restgas, Getteraktivität 

Schmelzpunktlimit: Begrenzung der 

Elektronenemission 

ebene Kontaktflächen ohne Spitzen, 

Krater und Risse 

elektrische und thermische 

Leitfähigkeit 

Abreißstrom Metalldampfabgabe 

Verschweißsicherheit Gefügequalität 

Dabei müssen die Kontakte in Vakuumschaltern sowohl den üblichen Anforderungen an Kon- 

taktwerkstoffe der Energietechnik, wie hohe Abbrandfestigkeit, hohe Verschweißresistenz,


niedriger Kontaktwiderstand, genügen, als auch Eigenschaften aufweisen, die spezifisch für 

das Schalten im Vakuum sind. Dazu gehören die geringe Gasfreisetzung unter Lichtbogen- 

einwirkung, gutes Löschvermögen sowie der in einigen Anwendungsfällen niedrige Abreiß- 

strom. Die Erfüllung dieser speziellen Anforderungen an Kontakte für Vakuumschalter stellt 

eine sehr komplexe Optimierungsaufgabe für die Entwicklung von Kontaktwerkstoffen dar 

[Vin-S.258f]. Der technische Durchbruch von Vakuumschützen und Vakuumschaltern wurde 

erst durch die Verwendung von zweikomponentigen Verbundwerkstoffen erreicht. Dabei 

handelt es sich vor allem um Verbundwerkstoffe wie WCu und CuCr. Grund dafür ist die 

geringe gegenseitige Löslichkeit, so dass sie im Kontaktwerkstoff nahezu unlegiert nebenein- 

ander vorliegen. Unerwünscht große Schmelzlegierungsbereiche durch die Einwirkung des 

Lichtbogens werden dadurch verhindert. Des Weiteren sollen durch die Kombination zweier 

Werkstoffe die unterschiedlichen physikalischen Eigenschaften zweier Stoffe so miteinander 

kombiniert werden, dass die Eigenschaften des Kontaktwerkstoffs optimiert werden [Lip- 

S.113]. 

Von besonderer Bedeutung sind dabei das Ausschaltvermögen des Schalters und die dielektri- 

sche Wiederverfestigung der Schaltstrecke. Auf den Abreißstrom soll, auf Grund des Themas 

der vorliegenden Arbeit, in einem eigenen Kapitel (Kapitel 5) eingegangen werden. 

4.2 Ausschaltvermögen und dielektrische Wiederverfestigung 

Vakuum-Leistungsschalter weisen hervorragende Löscheigenschaften im Hochstrombereich 

auf. Da der Kontaktabbrand gering ist, sind einige zehn und mehr Ausschaltungen mit Nenn- 

Kurzschlussstrom möglich [Neu-S.108]. 

Die thermischen Eigenschaften des Werkstoffes sind unmittelbar mit dem Ausschaltvermögen 

verbunden. Browne [Bro] gibt in seiner Arbeit mit dem Faktor k unmittelbar das Löschver- 

mögen eines Kontaktmaterials wieder: 

k = λ ⋅ ρ ⋅ c 

ϑ m (4.1) 

mit ϑ m Schmelztemperatur (°K) 

λ thermische Leitfähigkeit (W·m -1 ·K -1 ) 

ρ spezifische Dichte (kg·m -3 ) 

c spezifische Wärme (W·s·kg -1 ·K -1 )


Je größer k aus (4.1) ist, desto größer ist der Strom, der mit Sicherheit unterbrochen werden 

kann. Somit sind für ein hohes Stromausschaltvermögen die folgenden Werkstoffeigenschaf- 

ten erwünscht: 

� hoher Schmelzpunkt ϑ m 

� hohe thermische Leitfähigkeit λ 

� hohe Dichte ρ 

� hohe spezifische Wärme c 

Unabdingbare Vorraussetzung für die sichere Funktion des Vakuumschalters ist, dass in der 

Schaltkammer zu jeder Zeit ein ausreichend niedriger Druck (< 10 -4 mbar) gegeben ist und 

dieser während der gesamten Lebensdauer des Schalters nicht überschritten wird. Daher soll- 

ten unter Einwirkung des Schaltlichtbogens keine merklichen Mengen Gas aus dem aufge- 

schmolzenen Kontaktwerkstoff freigesetzt werden, beziehungsweise sollten freigesetzte Gase 

umgehend gegettert, d.h. gebunden werden. Daraus folgt zum einen die Forderung nach gas- 

armen Werkstoffen, zum anderen sollten die Kontaktwerkstoffe eine hohe Getteraktivität 

aufweisen [Vin-S.259]. Darunter versteht man, dass die durch den Schaltvorgang frisch ge- 

schaffenen Metalloberflächen freigesetzte Gase binden. Die Getteraktivität hängt von der Zu- 

sammensetzung des Werkstoffs ab und wirkt sich bei getteraktiven Zusätzen günstig auf den 

zulässigen Gashaushalt aus. So darf beispielsweise beim getteraktiven Element Chrom, als 

Bestandteil des Kontaktwerkstoffs CuCr, der zulässige Gasgehalt 100-mal höher sein als bei 

dem Werkstoff WCu. Für die Verwendung als Kontaktwerkstoff im Vakuumleistungsschalter 

sollte ein Gasgehalt von einigen 100 Gewichts-ppm nicht überschritten werden [Lip-S.109]. 

Um der Anodenfleckbildung vorzubeugen, müssen sowohl die Wärmeleitfähigkeit λ als auch 

die Siedetemperatur ϑS möglichst groß sein. Der Anodenfleckbildung kann auch durch ein 

geeignetes Axialmagnetfeld 20 begegnet werden. Diese Forderung nach großem λ und ϑS ist 

somit zu vernachlässigen und durch die Begrenzung der Höhe des Schmelzpunkts zu ersetzen. 

Des Weiteren muss der aufgeheizte Bereich der Anode so weit abkühlen, dass die Elektronen- 

emission nach Kommutierung der Spannung von der neuen Anode ausgeschlossen ist. 

20 Weitere Erläuterungen zu den Kontaktformen siehe Lippmann H.-J.: Schalten im Vakuum, S. 69-87


Das Ausschaltvermögen des Vakuumschalters wird auch dadurch positiv beeinflusst, indem 

die Kontaktflächen frei von Kratern, Spitzen, Rissen und Flittern sind. 

Eine hohe Beweglichkeit der Metallionen des Plasmas (durch ihre Atom- bzw. Molekülmas- 

se), erleichtert die dielektrische Wiederverfestigung der Schaltstrecke. Die Ionen sollen nach 

dem Nulldurchgang schnell aus dem Schaltspalt herausdiffundieren können. [Lip-S.100] 

Zunächst wird das Löschverhalten bei stromstarken Bögen im Vakuumschalter bei Netzfre- 

quenz betrachtet. Bild 4.1 zeigt die typischen Verläufe des Nachstromes in den Mikrosekun- 

den nach Löschung des netzfrequenten Stromes. 

Bild 4.1: Nachstrom nach Löschung des netzfrequenten Kurzschlussstromes im 

Vakuumschalter [Neu-S.108] 

Dieser Nachstrom fließt an der Schaltstrecke unter dem Einfluss der wiederkehrenden Ein- 

schwingspannung. Der Strom wird verursacht durch die Bildung einer Raumladungsschicht, 

aus der zum Stromnullzeitpunkt vorhandenen Restionisierung. Es geht aus der Abbildung 

hervor, dass bei Strömen bis 20 kA der Nachstrom abklingt und eine Löschung erfolgt. Ist der 

Strom höher, treten Versager direkt aus dem Nachstrom heraus auf. Neben diesen Versagern 

aus der Nachstromphase heraus im ansteigenden Ast der Einschwingspannung werden auch 

Wiederzündungen nach Abklingen des Nachstromes, aber noch am ansteigenden Ast der Ein- 

schwingspannung beobachtet. Zusätzlich kommt es auch zu Wieder- und Rückzündungen 

nach dem ersten Maximum der Einschwingspannung in einem Zeitraum von wenigen 10 µs


bis zu mehreren 10 ms. Dies zeigt, dass die dielektrische Wiederverfestigung der Schaltstre- 

cke eine gewisse Zeit benötigt. Feste oder flüssige Partikel können in die Schaltstrecke wan- 

dern und dann den Durchschlag einleiten [Neu-S.108f]. 

Da die dargestellten Versagensmuster stark werkstoffabhängig sind, ist es sinnvoll, die ver- 

schiedenen Kontaktwerkstoffe, welche in Vakuumschaltern eingesetzt werden zu verglei- 

chen. Bild 4.2 zeigt eine Messung, die von S. Temborius im Jahr 1999 an der TU Braun- 

schweig durchgeführt wurde. Die Messreihe besteht aus 25 Ausschaltungen bei 4 kAeff und 

anschließend 10 Ausschaltungen bei 4,5 bis 7 kAeff in 500 A Schritten. Die Ausschaltungen 

wurden ausschließlich bei positiver Strompolarität vorgenommen (Festkontakt ist Nachstrom- 

kathode). 

Bild 4.2: Darstellung der Löschhäufigkeit als Funktion der Prüfstromstärke 

für verschiedene Kontaktmaterialien [Tem-S.6] 

Es zeigt sich, dass der CrCu-Werkstoff hervorragende Schalteigenschaften besitzt und für alle 

Prüfströme eine Löschhäufigkeit von 100% aufweist. Der Kontaktwerkstoff MoCu steht die- 

ser Schaltleistung nur geringfügig nach. Auch WCu verfügt bis ca. 6 kA über ein ähnlich gu- 

tes Löscheigenschaften wie der MoCu-Werkstoff, dann fallen die Werte aber stark ab. Bei 

WCAg 60/40 verschlechtert sich das Löschvermögen bereits bei 5 kA. Bei Prüfströmen von 

mehr als 5,5 kA liegen die Werte für die Löschhäufigkeit bei 50 % und tiefer.


Ähnliche Ergebnisse liefert die von Heyn 1990 durchgeführte Messreihe, dargestellt in Bild 

4.3. 

Bild 4.3: Löschverhalten (Löschhäufigkeit) verschiedener Werkstoff- 

kombinationen [Neu-S.109] 

Auch bei dieser Modellkontaktanordnung ist eine deutliche Materialabhängigkeit zu erken- 

nen. CuCr 75/25 zeigt wiederum 100% Löschhäufigkeit im untersuchten Bereich. Dagegen 

weist die Werkstoffkombination CuCr 33/67 eine hohe Versagensrate auf. Metallografische 

Untersuchungen haben gezeigt, dass sich bei dieser Variante beim Schalten scharfkantige 

Risse und Hohlräume unterhalb der Schaltfläche ergeben, die einerseits die Feldemission be- 

günstigen, auf der anderen Seite die rasche Abkühlung der Elektroden behindern. Das 

schlechte Löschvermögen von WCu lässt sich auf Wolfram-Agglomerate zurückführen, die 

sich bei wiederholter Lichtbogenbeanspruchung infolge der Verdampfung der Kupferkompo- 

nente auf der Kontaktfläche bilden und zu Thermoemission führen. Je geringer der Kupferan- 

teil ist, desto eher kommt dieser Effekt zum Tragen. Die sehr niedrige Austrittsarbeit und Io- 

nisierungsspannung von Lithium (Li) und dessen Oxid begünstigt frühe Wiederzündungen bei 

niedrigen Werten der Einschwingspannung [Vin-S.452f]. Die Beimengung der chop- 

pingstrom-senkenden Elemente Antimon (Sb) und Zink (Zn) hat einen Einfluss auf die 

Schaltleistung. Die Löschhäufigkeit wird geringfügig herabgesetzt.


Bild 4.4 gibt einen Überblick der von Temborius durchgeführten Messreihe über die Lösch- 

häufigkeit von WCu und WCuSb. 


von WCu und WCuSb [Tem-S.6] 

Es ist zu erkennen, dass das Löschvermögen bei WCu 80/20 bis 6,5 kA geringfügig positiv 

beeinflusst wird. Bei einem Prüfstrom von 7 kA fällt das Löschvermögen von WCu 80/20 

unter das von WCu 70/30. Die Ursache ist wiederum die Verdampfung der Cu-Komponente 

infolge wiederholter Lichtbogenbeanspruchung. Die Beimischung von Antimon (Sb) zum 

WCu hat einen erheblichen Einfluss auf die Schaltleistung. Schon bei niedrigen Prüfströmen 

wird die Löschhäufigkeit stark herabgesetzt. Bereits ab einer Höhe des Prüfstromes von 6,5 

kA versagt jeder Löschversuch [Tem-S.6]. 

Einen großen Einfluss auf die Wiederverfestigung der Schaltstrecke hat die zeitliche Abnah- 

me der Metalldampfkonzentration nach dem Stromnulldurchgang. Wie in Abschnitt 2.1.3 

erläutert, brennt der Vakuum-Lichtbogen in dem vom Bogen aus den Elektroden freigesetzten 

Metalldampf. Zusätzlich ist die Spannungsfestigkeit stark abhängig von der vorhergehenden 

Strombelastung. Bei Strömen ≤ 1 kA, bei denen der Lichtbogen im diffusen Zustand brennt, 

erfolgt eine Wiederverfestigung der Schaltstrecke äußerst schnell. Grund dafür ist die geringe 

Metalldampfdichte, die im diffusen Bogen existiert. Handelt es sich dagegen um einen kont- 

rahierten Bogen, der von höheren Strömen hervorgerufen wird, vollzieht sich der Anstieg der 

Spannungsfestigkeit in der Schaltstrecke wesentlich langsamer. Ursachen hierfür sind der 

verzögerte Ladungsträgerabbau, die relativ hohe Metalldampfdichte, Metalldampftröpfchen


auf den Kontaktoberflächen sowie wenig abgekühlte Metalloberflächen. Dabei ist die wich- 

tigste Größe, welche die Spannungsfestigkeit während der ersten Phase der Wiederverfesti- 

gung bestimmt, die Metalldampfdichte. Die Wiederverfestigung einer Vakuum-Schaltstrecke 

in Abhängigkeit der Metalldampfdichte ist in Bild 4.5 zu sehen. Dort wird die Kupferdampf- 

konzentration in der Schaltstrecke vor und nach dem Nulldurchgang bei einem 500-A- 

Lichbogen gezeigt. Wie man sieht fällt die Dampfdichte nach dem Nulldurchgang rasch ab. 

Im vorliegenden Fall liegt der Wert unterhalb der für einen Durchschlag kritischen Größen- 

ordnung von ca. 10 17 m -3 . 

Bild 4.5: Wiederverfestigung der Vakuum-Schaltstrecke in 

Abhängigkeit der Metalldampfdichte [Neu-S.75] 

Im weiteren Verlauf der Wiederverfestigung der Schaltstrecke ist auch der Temperaturabfall 

an den Kontakten, der das Abdampfen von Metall an den Kontaktflächen beeinflusst, von 

Bedeutung. Ein rascher Temperaturabfall nach der Stromlöschung trägt zu einer schnellen 

Wiederverfestigung bei. 

Auch die Metalltröpfchen als Quellen für Metalldampf sind zu berücksichtigen. Große Me- 

talltröpfchen benötigen vergleichsweise lange um sich abzukühlen (Bild 4.6).


Bild 4.6: Wiederverfestigung der Vakuumschaltstrecke in Abhängigkeit von der 

Abkühlung der Kupfer-Metalltröpfchen [Neu-S.76] 

Die Wahl des Kontaktwerkstoffs für einen Vakuumschalter ist also auch für die Löschung des 

Lichtbogens in mehrfacher Weise von Bedeutung. 

4.3 Vakuumschütze 

In diesem Abschnitt soll darauf eingegangen werden, was die Anforderungen an Werkstoffe 

für Vakuumschütze, wie etwa WCu, von den Anforderungen an Werkstoffe für Vakuum- 

schalter unterscheidet. Die Behandlung des Choppingstromverhalten von Vakuumschützen 

findet sich in Abschnitt 5.3. 

4.3.1 Definitionen 

Im Mittelspannungsbereich werden Vakuumschalter als Schütze und Leistungsschalter einge- 

setzt. Dabei eignen sich Schütze besonders vorteilhaft zum Schalten von Wechselstrom- 

verbrauchern, wenn hohe Schaltzahlen erforderlich sind. Vorzugsweise finden sie Anwen- 

dung für das Schalten von Drehstrommotoren bei Nennstrom, aber auch beim Anlauf mit 

mehrfachem Nennstrom. Im Gegensatz hierzu sind Leistungsschalter Sicherheitsschalter, die 

neben Schaltungen bei Nennstrom vor allem bei Kurzschluss den mit einem Fehler behafteten 

Stromkreis vom Netz trennen müssen.


Ebenso wie Leistungsschalter werden Schütze nach dem verwendeten Löschgas bezeichnet. 

Bei einem Luftschütz wird der Lichtbogen in Luft gelöscht, beim Vakuumschütz zwischen 

den Kontakten der Schaltröhren im Vakuum. Dabei ist zum Öffnen und Schließen der Kon- 

takte, auf Grund des kleinen Kontakthubs, nur eine geringe Antriebsenergie erforderlich. Die- 

se wird von Magnet-Antrieben aufgebracht. Ein Vakuumschütz ist als dreiphasiger Schalter 

aufgebaut, wobei jedem Leiter als Polsäule ein Vakuumschaltrohr zugeordnet ist. Die drei 

Schaltröhren werden beim Schalten des Schützes vom gemeinsamen Magnet-Antrieb auf 

Kontakthub geöffnet und geschlossen. Bild 4.7 zeigt einen Vakuumschütz der Firma Siemens. 

Bild 4.7: Vakuumschütz der Firma Siemens [Sie1] 

Da der Kontakthub von Vakuumschützen nur wenige Millimeter beträgt, und die beim 

Schaltvorgang bewegten Massen klein und die Einschaltgeschwindigkeit niedrig ist, schalten 

sie prellfrei und leise. Der mechanische Verschleiß ist so gering, dass eine mechanische Le- 

bensdauer von 5·10 6 Schaltspielen ohne Zusatzaufwand erreicht werden kann. Der erforderli- 

che Wartungsaufwand ist durch die Wahl geeigneter Schmierstoffe nur gering. Die elektrische 

Lebensdauer wiederum ist abhängig von der Größe der geschalteten Stromsumme, die das 

Abbrandverhalten der Schaltröhren bestimmt. Im Bereich eines Bemessungsstroms bis zu 

einigen 100 A wird eine elektrische Lebensdauer von 10 6 Schaltspielen erreicht. 

Vorteil der Vakuumschütze ist neben der kompakten Bauweise, der hohen mechanischen und 

elektrischen Lebensdauer die hermetische Kapselung. Sie können deshalb in explosiver und 

aggressiver Atmosphäre eingesetzt werden. Vakuumschütze arbeiten zuverlässig und verhal-


ten sich aufgrund der Technologie und Konstruktion ausgesprochen wartungsfreundlich [Lip- 

S.141ff]. 

4.3.2 Kontaktwerkstoffe für Vakuumschütze 

Kontaktmaterialien, die für Vakuumschütze in Frage kommen, müssen vielfältigen, zum Teil 

widersprüchlichen Eigenschaften gerecht werden. Im Vordergrund steht hierbei eine hohe 

Ausschaltleistung. Gleichzeitig wird ein niedriger Abreißstrom und gutes Abbrandverhalten 

gefordert. Zusätzlich müssen die Werkstoffe eine gute thermische und elektrische Leitfähig- 

keit aufweisen [TUB-S.18]. Des Weiteren werden eine geringe Schweißneigung (auch bei 

hohen Kurzschlussströmen) und ein niedriger Fremdgasgehalt zur Aufrechterhaltung des 

notwendigen Schaltvermögens gefordert. Dabei hat sich gezeigt, dass Verbundwerkstoffe auf 

Wolfram-Kupfer-Basis diese Bedingungen am besten erfüllen. Im Gegensatz zu elementaren 

Metallen, wie z.B. Kupfer und seinen Legierungen, zeichnen sich diese Verbundwerkstoffe 

mit einem Gerüst aus hochschmelzenden Metall durch ein besonders günstiges Abbrandver- 

halten aus. Das gilt sowohl für den Einschalt- als auch für den Ausschaltvorgang [Lip.-S.101]. 

Das Verschweißen der Kontakte kann beim Vakuumschütz zu einer unerwünschten Betriebs- 

störung führen. Dabei sind für das Schweißverhalten von Kontakten im Vakuum die beiden 

Eigenschaften Schweißneigung und Schweißkraft wichtig. Unter Schweißneigung versteht 

man die Wahrscheinlichkeit für das Eintreten einer Kontaktverschweißung unter dem Einfluss 

von Stromamplitude und Kontaktdruck. Die Schweißkraft muss nach dem Verschweißen der 

Kontakte aufgebracht werden, um die Kontakte wieder zu öffnen. Im Vakuum neigen reine 

Metalle wegen des Fehlens jeglicher Oxid- und Fremdschichten zum Verschweißen auf den 

Oberflächen der Kontakte. In Verbundwerkstoffen, die aus Metallen unterschiedlicher 

Schmelzpunkte bestehen, wird diese Neigung stark verringert. Bekannt für ihre guten Anti- 

schweißeigenschaften sind die hochschmelzenden Metalle Wolfram und Molybdän. Die Re- 

sistenz gegen das Verschweißen dürfte auf die hohe Sprödigkeit dieser beiden Werkstoffe 

zurückzuführen sein, da es bei Temperaturbelastung der Oberfläche zu Rissbildungen kommt. 

So sorgt z.B. beim Kontaktwerkstoff WCu 90/10 die feine Verteilung des Kupfers im Wolf- 

ram dafür, dass sich keine Schweißbrücken ausbilden können. Hier konnten die maximalen 

Schweißkräfte bei Kurzschlussströmen bis 20 kA auf Werte unter 200 N gesenkt werden. 

Diese geringen Verschweißungen lassen sich mit Antrieben relativ kleiner Leistungen aufrei- 

ßen. Für WCu 90/10wurde im Einschaltstrombereich bis 2,2 kA überhaupt keine Schweiß-


kraft festgestellt. Ein hohes Schaltvermögen wird mit glatten Kontaktoberflächen und einem 

geringen Restgasgehalt des Kontaktwerkstoffs erreicht. Auch bei thermischer Erosion durch 

den Schaltlichtbogen sollte die Kontaktoberfläche glatt bleiben. Ein Anstieg des Innendrucks 

auf unzulässig hohe Werte und damit ein Durchzünden der Schaltstrecke wird durch den ge- 

ringen Fremdgasgehalt verhindert. Dabei ist beim Kontaktwerkstoff WCu ein Restgasgehalt 

von etwa 5 Gewichts-ppm ausreichend. Der Restgasgehalt hängt aber auch entscheidend von 

der Getteraktivität der Werkstoffkombination ab [Lip-S.103f].

5 Stromabriss Seite 40 

5. Stromabriss 

Beim Ausschalten kleiner Stromstärken (einige 100 A) können Instabilitäten zu einem vorzei- 

tigen Abriss des Vakuumbogens vor dem natürlichen Stromnullwerden führen. Der Übergang 

von Augenblickswerten des Bogenstromes zum Wert Null zusammen mit den daraus resultie- 

renden Überspannungen an vorhandenen Kreisinduktivitäten wird durch das Stromabrissver- 

halten (auch Choppingverhalten) gekennzeichnet. [Rei-S.50] 

5.1 Allgemeine Betrachtungen 

Beim Ausschalten kleiner Ströme kommt es durch Ladungsträgerverarmung zum vorzeitigen 

Stromabriss. Das Erlöschen des Vakuumbogens erfolgt vor dem Stromnullwerden des 

netzfrequenten Stroms [Cza-S.10]. In induktivitätsbehafteten Lastkreisen kann dieser auch als 

„Chopping“ bezeichnete Abriss zu unzulässig hohen Überspannungen führen [Vin-S.453]. 

Aus der Energiebetrachtung des elektrischen Kreises (vgl. Bild 2.6) folgt, dass die in der In- 

duktivität gespeicherte Energie WL (in Abschnitt 2.2 auch Wm genannt) dem Energiegehalt WC 

der Kapazität im Bogenabriss entsprechen muss: 

1 2 1 2 

W L = LICh 

; W C = CÛ1 

(5.1) 

2 

2 

WL, WC Energiegehalt der Induktivität, Kapazität 

L, C Induktivität, Kapazität 

ICh Abreißstromwert 

Û1 erster Scheitelwert der transienten Überspannung 

Unter der Vernachlässigung sämtlicher Verluste ergibt sich also mit WL=WC als Abschätzung 

für den ersten Scheitelwert der transienten Überspannung: 

L 

Û1 = ICh 

= ICh 

⋅ Z0 

(5.2) 

C


Der erste Scheitelwert der Einschwingspannung ist also nur abhängig von den Kreisdaten und 

der Abreißstromstärke. Der Einfluss der noch in Gleichung (2.7) aufgeführten Spannung u0 ist 

unter Berücksichtigung der Größenverhältnisse nur gering [Rei-S.52]. Umso wichtiger ist also 

die Beachtung des Abreißstroms zum Schutz der angeschlossenen Betriebsmittel vor transien- 

ten Überspannungen. 

Wenn die Leistungszufuhr in den Fußpunkt eines Vakuumbogens einen bestimmten Wert 

unterschreitet, wird die Erzeugung von Ladungsträgern unterbrochen. Beim Schalten kleiner 

Ströme kann dabei der Strom abreißen, bevor der Wechselstrom seinen natürlichen Null- 

durchgang erreicht hat [Vin-S.453]. Als Abreißstrom ich wird der Augenblickswert des abrei- 

ßenden Stroms definiert [Lip-S.109]. Bild 5.1 zeigt das typische Oszillogramm eines Strom- 

abrisses und den daraus resultierenden Spannungsverlauf. Man erkennt, dass bereits vor dem 

endgültigen Abriss Instabilitäten des Bogenstroms auftreten, die daher rühren, dass ein Ka- 

thodenfußpunkt aus mehreren Mikrofußpunkten besteht [Vin-S.453] Auf dem Oszillogramm 

des netzfrequenten Stromes erscheint eine hochfrequente Schwingung mit steigender Ampli- 

tude. Diese wird angestoßen durch die fallende Kennlinie des Metalldampf-Lichtbogens bei 

kleinen Strömen. 

Bild 5.1: Typisches Oszillogramm eines Stromabrisses [Rei-Anhang]


Den prinzipiellen Verlauf des Einschwingvorgangs beim Chopping-Phänomen verdeutlicht 

Bild 5.2. Dabei ist der Abreißstrom zum einen abhängig von den Materialeigenschaften des 

Kontaktwerkstoffs. Der Abreißvorgang wird von einer dem abzuschaltenden Strom überlager- 

ten Hochfrequenz-Schwingung ausgelöst und hängt dabei vom Produkt der Siedetemperatur 

ϑS und der Wärmleitfähigkeit λ des jeweiligen Kontaktwerkstoffs ab [Lip-S.109]. 

I I 

0 π/4 π/2 

Bild 5.2: Hochfrequenter Einschwingvorgang beim Chopping-Phänomen [Lip-S.46] 

Außerdem steht der Choppingstrom in Verbindung mit den Daten des elektrischen Kreises. 

Dabei sinkt der Abreißstrom mit zunehmendem Scheitelstrom und steigt mit wachsender Pa- 

rallelkapazität an. Bisher ist das Abreißstromverhalten von Vakuumbögen einer exakten Be- 

rechnung nicht zugänglich. Deswegen muss es experimentell bestimmt werden. [Lip-S.109f] 

ich


5.2 Abreißstromverhalten relevanter Werkstoffe 

Da der Abreißstrom ich eine spezifische Eigenschaft des Werkstoffes ist, hängt er von ver- 

schiedenen Materialeigenschaften wie beispielsweise der Siedetemperatur, dem Dampfdruck, 

der Wärmeleitfähigkeit, der Austrittsarbeit und dem Ionisierungspotential ab [Lip-S. 109]. 

Tabelle 5.1 gibt einen Überblick über Materialeigenschaften der in den Kontaktwerkstoffen 

enthaltenen Elemente: 

Tabelle 5.1: Materialeigenschaften der in den Kontaktwerkstoffen enthaltenen Elemente [Rei-S.54] 

Element Antimon Chrom Kupfer Magnesium Molybdän Bismut Wolfram 

Symbol Sb Cr Cu Mg Mo Bi W 

Ordnungszahl 51 24 29 12 42 83 74 

rel. Atommasse (1975) 121,75 51,996 63,546 21,305 95,94 208,980 183,85 

Dichte 1) g/cm 6,69 7,20 8,96 1,74 10,21 9,80 19,30 

el. Leitfähigkeit 1) m/Ωmm 2 2,6 6,7 59,9 22,4 19,4 0,94 18,0 

Wärmeleitfähigkeit 1) W/mK 17,5 67 394 171 142 8,4 130 

Schmelztemperatur °C 630,5 1875 1083 650 2620 271 3410 

Schmelzwärme J/g 168 281 205 368 288 52 192 

Siedetemperatur °C 1637 2642 2595 1120 4800 1560 6000 

Verdampfungswärme J/g 1053 6712 4784 5421 6191 725 4346 

Austrittsarbeit eV 4,55 4,50 4,65 3,66 4,60 4,34 4,60 

Ionisierungsspannung V 8,64 6,76 7,72 7,64 7,13 7,29 7,98 

1) bei 20 °C


Die Werte des Choppingstromes unterliegen dabei statistischen Streuungen, welche zu be- 

rücksichtigen sind, wenn die Auswirkungen auf angeschlossen Betriebsmittel betrachtet wer- 

den [Neu-S.110]. Bild 5.3 zeigt eine Abreißstromverteilung schematisch. 

ni/N 

Bild 5.3: Verteilungskurve für den Abreißstrom [Lip-S.111] 

In Bild 5.4 ist eine Abreißstromverteilung am Beispiel des Werkstoffs CrCu50 dargestellt. p 

bezeichnet die Wahrscheinlichkeit, mit der bei CuCr 50/50 der jeweils entsprechende Werte- 

bereich des Abreißstromes auftritt. 

Bild 5.4: Abreißstromverteilung des Kontaktmaterials CuCr 50/50 [Lip-S.111]


Tabelle 5.2 zeigt die häufigsten Abreißstromwerte ich für eine Reihe von Metallen. Es wird 

deutlich, dass die Metalle Wolfram und Kupfer, die häufig Hauptbestandteile von Schaltkon- 

takten in Vakuumschaltern sind, einen vergleichsweise hohen Abreißstrom aufweisen. Daher 

wird häufig versucht durch Kombination mit anderen Metallen, die sich durch einen niedrigen 

Abreißstromwert auszeichnen (z.B.: Sb, Zn), den mittleren Abreißstromwert des gesamten 

Schaltkontakts zu senken. 

Tabelle 5.2: ich-Werte elementarer Metalle, gemessen mit einem Wellenwiderstand Z0=3,2 kΩ [Lip-S.112] 

Element Symbol ich in A ϑS·λ in W/m·10 -3 

Blei Pb 0.3...0,5 0,6 

Antimon Sb 0,5...0,6 0,4 

Zink Zn 0,9 1,0 

Bismut Bi 1,0...1,2 0,08 

Zinn Sn 1,0...2,3 1,3 

Mangan Mn 3 0,16 

Chrom Cr 5,5...6,5 2,3 

Molybdän Mo 5,7...6,7 6,5 

Nickel Ni 6,2...7,8 2,3 

Silber Ag 7,0...7,5 9,4 

Aluminium Al 12...13 5,9 

Kupfer Cu 16...18 10,3 

Wolfram W 18...21 9,7 

Für eine grundsätzliche Beurteilung der Kontaktwerkstoffe reicht der Vergleich des mittleren 

Choppingstromes aus [Neu-S.110].


In Bild 5.5 sind Abreißstrom-Mittelwerte für verschiedene Verbundwerkstoffe dargestellt. 

Die Messreihe wurde mit folgenden Daten durchgeführt: Ieff = 45 A; U = 400 V; cos φ = 0,36; 

Parallelkapazität Cp = 12,4 nF; Schwingkreiswiderstand Z0 = 1044 Ω. 

Bild 5.5: Abreißstrom-Mittelwerte ĪCh für verschiedene Verbundwerkstoffe 

[Cza-Anhang] 

Man erkennt, dass der mittlere Abreißstrom der Werkstoffe Cu/Cr 75/25, Mo/Cu 80/20 und 

W/Cu 70/30 durch das Hinzufügen von Antimon (Sb) oder auch Zink (Zn) deutlich gesenkt 

werden kann. So liegt beispielsweise der Abreißstrom von W/Cu/Zn 70/26/4 bei einem Drittel 

des Abreißstromes von W/Cu 70/30.


Bild 5.6 zeigt eine Messreihe mit verschiedenen Ausschaltströmen und unterschiedlichen 

Werkstoffen. Ansonsten sind die Daten wie bei Bild 5.5. 

Bild 5.6: Mittlere Abreißstromstärken ĪCh unterschiedlicher Kontaktwerkstoffe bei einem Wellenwiderstand 

mit verschiedenen Ausschaltstromstärken [Rei-Anhang] 

OFHC-Cu (oxigen free high conductivity) bezeichnet sauerstofffreies Kupfer mit hoher Leit- 

fähigkeit. CuCr 75/25 besitzt bei einem Ausschaltstrom von 45 A einen mittleren Abreiß- 

strom von 6 A. Durch die Beimengung von Antimon (Sb) und Zink (Zn), die wie aus Tabelle 

5.2 ersichtlich, einen niedrigen Abreißstrom besitzen, wird der mittlere Choppingstrom von 

CuCr-Verbundwerkstoffen gesenkt. Allerdings wird dadurch, wie bereits in Abschnitt 3.1.1 

gezeigt, das Ausschaltvermögen geringfügig verschlechtert. Ebenfalls niedrige Abreißstrom- 

stärken weisen Verbundwerkstoffe mit Wolfram-Anteilen auf, obwohl Wolfram für sich ei- 

gentlich mit einem hohem Abreißstromwert (18...21 A) behaftet ist (siehe Tabelle 5.2). Grund 

hierfür ist die Abhängigkeit des Abreißvorgangs vom Produkt aus Siedetemperatur ϑS und 

Wärmeleitfähigkeit λ (vgl. auch Abschnitt 5.1). Beispielsweise liegt im Verbundwerkstoff 

WCu das hochverdampfende, nur mäßig leitende Wolfram unlegiert neben dem leichter ver- 

dampfenden Kupfer. Daher wird sich der Kathodenfleck auf einer Kupfer-Insel bilden. Das 

umgebende Wolfram verhindert aber die Wärmeableitung. Vereinfacht kann ein solcher Ver- 

bundwerkstoff als ein Kontaktwerkstoff mit der hochverdampfenden Komponente (z.B.: 

Wolfram) und der Siedetemperatur der gut leitenden Komponente (z.B.: Kupfer) verstanden 

werden, so dass das Produkt ϑS·λ kleinere Werte annimmt als bei Elementen. Daraus folgt, 

dass noch bei vergleichsweise geringen Strömen das zur Existenz des Kathodenflecks not-


wendige Plasma erzeugt werden kann. Der Strom reißt also erst bei erheblich niedrigeren 

Werten ab [Lip-S.113]. 

Bild 5.7 zeigt Mittelwerte des Abreißstroms Ich bei verschiedenen Wellenwiderständen Z0 und 

unterschiedlichen masseprozentualen Zusammensetzungen von WCu für die Ausschaltstrom- 

stärke 45 A. 

Bild 5.7: Einfluss der masseprozentualen Zusammensetzung 

bei WCu auf den Abreißstrom [Lip-S.102] 

Es zeigt sich, dass man durch Kombination der beiden Werkstoffe Wolfram und Kupfer ein 

Minimum des Abreißstroms erreicht. Ausgehend von reinem Kupfer nehmen die Werte für 

den Abreißstrom im untersuchten Bereich mit wachsendem Wolfram-Gehalt ab. Das Mini- 

mum von 2 bis 5 A wird bei einer WCu 90/10 erreicht. Bei reinem Wolfram steigen die Ab- 

reißstromwerte dann wieder an [Lip-S.102]. 

Das hier am Beispiel WCu erläuterte Auftreten von niedrigeren Abreißströmen, gegenüber 

denen der einzelnen Komponenten, findet sich bei allen vergleichbaren Verbundwerkstoffen, 

wie beispielsweise auch CrCu. Durch das Chrom-Gerüst werden die Abreißstromwerte von 

Reinstkupfer auf Werte kleiner 5 A gesenkt. Darüber hinaus weist CrCu im Gegensatz zu 

WCu das bessere Löschvermögen (vgl. Bild 4.3) auf. Auch wegen seiner reproduzierbar nied-


rigen Abreißstromwerte ist der Verbundwerkstoff CuCr zum wichtigsten Kontaktwerkstoff 

bei Leistungsschaltern in der Vakuumschalttechnik geworden [Lip-S.113]. 

5.3 Choppingstromverhalten von Vakuumschützen 

Neuere Arbeiten von Temborius beschäftigen sich mit Kontaktwerkstoffen für Vakuumschüt- 

ze auf Basis von Wolframcarbid mit Silber bzw. Kupfer als niedrig siedende, gut leitende 

Komponente. Dabei zeigte sich, dass eine möglichst glatte und ebene Kontaktoberfläche, der 

damit verbundene geringe Abbrand und eine gleichmäßige porenfreie Durchmischung der 

Materialkomponenten die Schaltleistung zwar positiv, den Choppingstrom jedoch negativ 

beeinflussen. Daraus folgt, dass alle Faktoren, die den Lichtbogen bis hin zu niedrigen Strom- 

augenblickswerten stabil halten und somit einen niedrigen Abreißstrom ermöglichen, sich 

nachteilig auf eine rasche Wiederverfestigung auswirken. Die Bilder 5.8 und 5.9 zeigen dieses 

gegensätzliche Verhalten von Löschhäufigkeit und Choppingstrom anhand des Einflusses des 

Silbergehalts auf die Eigenschaften von Wolframcarbid-Silber (WCAg) [TUB-S.19]. 

Bild 5.8: Löschhäufigkeit von WCAg in Abhängigkeit vom Silbergehalt [TUB-S.19]


Bild 5.9: Choppingstrom von WCAg in Abhängigkeit vom Silbergehalt [TUB, S.19] 

Aus Bild 5.8 geht hervor, dass die verwendeten Verbundwerkstoffe mit Silberanteilen von 60 

% bzw. 40 % nur bis zu einem Strom von 4 kA ein akzeptables Ausschaltvermögen von 90 % 

und mehr besitzen. Bei höheren Ausschaltströmen sinkt die Löschhäufigkeit erheblich ab. Der 

niedrige Abreißstrom ist bei allen WCAg-Werkstoffen gegeben. Dabei führt ein Silberanteil 

von 30 % zu einem ermittelten Stromabriss bei 0,42 A (Bild 5.9). Jedoch ist das Löschvermö- 

gen von WCAg 70/30 bereits bei einem Ausschaltstrom von 4 kA erheblich reduziert.

6 Bewertung der Kontaktwerkstoffe Seite 51 

6. Bewertung der Kontaktwerkstoffe 

Von den zahlreichen Anforderungen an den Kontaktwerkstoff des Vakuumschalters wurde in 

der vorliegenden Arbeit hauptsächlich auf das Löschvermögen und den Abreißstrom der ein- 

zelnen Werkstoffe eingegangen. Es kann erwartet werden, dass die Forderungen nach niedri- 

gen Abreißströmen bei gleichzeitig gutem Löschvermögen im Gegensatz zueinander stehen. 

Denn während der Stromabriss durch eine unzureichende Anzahl von Ladungsträgern vor 

dem natürlichen Stromnullwerden hervorgerufen wird, erfordert ein hohes Löschvermögen 

den schnellen Ladungsträgerabbau nach Stromnull. 

Zusammenfassend sollen nun die gängigsten Werkstoffe hinsichtlich ihres Abreißstroms und 

ihres Löschvermögens verglichen werden. Des Weiteren wird auf mögliche alternative Kon- 

taktwerkstoffe und neuere Entwicklungen hinsichtlich der Kontaktwerkstoffe verwiesen. 

6.1 Vergleich der üblichen Kontaktwerkstoffe 21 

Die Anforderungen, die an einen Kontaktwerkstoff gestellt werden, richten sich nach der 

Schalterart und dem Spannungsbereich, in dem der Werkstoff eingesetzt werden soll. Bei- 

spielsweise kann ein Abreißstrom zwischen 3 A und 5 A für einen Mittelspannungsschalter 

auf Grund der entsprechenden Isolation des Netzes toleriert werden, während im Niederspan- 

nungsnetz ein Bogenabriss bei Choppingstromwerten dieser Größenordnung zu unzulässig 

hohen Überspannungen führen kann. Ungeachtet dessen sollen die gängigsten Kontaktwerk- 

stoffe, die zurzeit in Vakuumschaltern und Vakuumschützen zur Anwendung kommen vergli- 

chen werden. 

6.1.1 Kontaktwerkstoffe auf Cu/Cr-Basis 

Kontaktwerkstoffe auf Cu/Cr-Basis umfassen Werkstoffe mit einem Cr-Gehalt von 25 % bis 

67 %. Häufig wird der Cu/Cr-Werkstoff mit Zusatzkomponenten, wie z.B. Antimon, verse- 

hen, um bestimmte Schalteigenschaften zu verbessern. Die Herstellung von Cu/Cr- 

Werkstoffen erfolgt durch Festphasensintern oder Flüssigphasensintern. 

21 Die angegebenen mittleren Werte des Abreißstromes ĪCh ergeben sich bei einer Ausschaltstromstärke von 45 A 

und einem Wellenwiderstand Z0 von 1000 Ω (siehe auch Bild 5.6) nach Reininghaus [Rei].


Cu/Cr 75/25 

Dieser Werkstoff weist über den gesamten untersuchten Strombereich (Bild 4.2 und 4.3) ein 

sehr gutes Löschvermögen auf. Wiederzündungen treten erst nach dem ersten Maximum der 

wiederkehrenden Spannung auf. Der experimentell ermittelte mittlere Abreißstromwert ĪCh 

liegt bei 6 A. Der hohe Cu-Anteil sorgt für eine erhöhte Schweißkraft sowie eine höhere 

Schweißhäufigkeit, als dies bei Werkstoffen mit niedrigerem Cu-Anteil der Fall ist. 

Cr/Cu 50/50 

Der höhere Cr-Anteil verringert das Löschvermögen, hat allerdings einen günstigen Einfluss 

auf das Abbrandverhalten und das Schweißverhalten. Der mittlere Choppingstromwert befin- 

det sich etwa bei 4,7 A. 

Cu/Cr 33/67 

Das Löschvermögen von Cu/Cr 33/67 ist deutlich schlechter als das von Cr/Cu 50/50 oder 

Cu/Cr 75/25. Der Abreißstrom liegt im Mittel bei 5,5 A. 

Häufig werden den Kontaktwerkstoffen auf Cu/Cr-Basis geringe Anteile anderer Werkstoffe 

beigemischt, um unterschiedliche Schalteigenschaften zu verbessern. 

Cu/Cr/Zn 

Cu/Cr/Zn ist in verschiedenen Gewichtungen untersucht worden. In der Literatur ([Cza], 

[Hey], [Rei]) findet man die Zusammensetzungen Cu/Cr/Zn 70/25/5, Cu/Cr/Zn 65/25/10 und 

Cu/Cr/Zn 65/24/11. Alle Werkstoffe auf Cu/Cr/Zn-Basis haben ein ähnlich gutes Löschver- 

mögen wie Cu/Cr 75/25. Der Zn-Anteil sorgt jedoch für einen niedrigeren mittleren Abreiß- 

stromwert ĪCh von etwa 3 A. 

Cu/Cr/Sb 

Auch hier findet man ähnlich dem Cu/Cr/Zn-Kontaktwerkstoff verschiedene Zusammenset- 

zungen, häufig in den Gewichtungen 74/25/1, 73/25/2, 68/24/8 und 66/25/9. Bei niedrigen Sb- 

Anteilen ist kein Unterschied des Löschvermögens im Vergleich zum Cu/Cr 75/25 feststell- 

bar. Je höher hier jedoch der Antimon-Anteil ist, desto niedriger ist das Löschvermögen. Der 

mittlere Wert des Abreißstromes wird durch einen höheren Sb-Anteil gesenkt. In der Literatur 

finden sich sehr unterschiedliche ĪCh-Werte. Czarnecki [Cza] spricht von Werten zwischen 4 

und 5 A, während Reininghaus [Rei] von Werten um die 1 A ausgeht.


CuCrLi2O 76/23,6/0,4 

Bei diesem Werkstoff ist ein mit steigendem Strom abnehmendes Löschvermögen festzustel- 

len. Verglichen mit allen anderen Kontaktwerkstoffen spielen Versager im ersten Anstieg der 

wiederkehrenden Spannung schon bei kleinen und mittleren Prüfströmen eine bedeutende 

Rolle. Die sehr niedrige Austrittsarbeit von Lithium und seinem Oxid begünstigen frühe Wie- 

derzündungen bei niedrigen Werten der Einschwingspannung. Angaben zum Abreißstrom 

von CuCrLi2O 76/23,6/0,4 konnten nicht gefunden werden. Allerdings erhöht Lithium bei- 

spielsweise in den W/Cu-Werkstoffen den Wert des Abreißstroms erheblich (vgl. auch Bild 

5.5). 

6.1.2 Kontaktwerkstoffe auf W/Cu-Basis 

W/Cu 70/30 

W/Cu 70/30 zeigt von allen beschriebenen üblichen Kontaktwerkstoffen das schlechteste 

Löschvermögen (vgl. Bild 4.3). Bei geringen Prüfströmen bis 2400 A spielen Wiederzündun- 

gen ab etwa der 2. Periode der einschwingenden Spannung die größte Rolle, bei höheren 

Strömen das Versagen im ersten Anstieg. Wie aus Tabelle 5.2 ersichtlich, haben Wolfram und 

Kupfer jeweils für sich einen vergleichsweise hohen Abreißstromwert. Auf den Grund für den 

niedrigen mittleren Abreißstromwert von W/Cu wurde bereits in Kapitel 5.2 eingegangen. Die 

Werte liegen hier bei etwa 6 A. 

W/Cu/Sb, W/Cu/Zn 

Auch bei W/Cu wird versucht den Abreißstrom durch das hinzufügen von Additiven zu ver- 

ringern. Die Werte für den mittleren Abreißstrom ĪCh liegen hier zwischen 2,5 und 3 A. 

6.1.3 Kontaktwerkstoffe auf Mo/Cu-Basis 

Mo/Cu 80/20 

Der Kontaktwerkstoff Mo/Cu zeigt ein ähnlich gutes Löschvermögen wie Cu/Cr 75/25. Auch 

die Choppingstromwerte befinden sich in einer ähnlichen Größenordnung und liegen bei 6 A. 

Bei Mo/Cu ist bei Einschaltungen mit wenigen, dafür aber umso intensiveren Verschweißun- 

gen zu rechnen.


6.2 Alternative Kontaktwerkstoffe und Entwicklungen 

Von großem Interesse ist es natürlich, neue Kontaktwerkstoffe für Vakuumschalter und Va- 

kuumschütze zu entwickeln, die bessere Schaltleistungen als die bisher verwendeten Werk- 

stoffe aufweisen. Des Weiteren spielen auch die Kosten der Herstellung und der benötigten 

Rohstoffe eine wichtige Rolle bei Entwicklung und Einführung neuer Kontaktwerkstoffe. 

Dieser Abschnitt gibt einen Überblick über neue Erkenntnisse und Entwicklungen im Bereich 

der Kontaktmaterialien. 

6.2.1 Werkstoffe auf Basis von Wolframcarbid (WC) 

Wolframcarbid ist eine nichtoxidische Keramik und entsteht aus den chemischen Elementen 

Wolfram und Kohlenstoff. Kohlenstoffatome lagern sich durch Aufkohlen zwischen dir Git- 

terplätze des Wolframs ein [Bri-S.244]. Legierungen aus Wolframcarbid nutzen die Hoch- 

schmelzeigenschaften dieses Werkstoffs mit einem Schmelzpunkt bei 2900 °C. Wolframcar- 

bid-Legierungen können daher starke Lichtbögen aushalten und haben eine niedrige Schweiß- 

tendenz und einen niedrigen Abbrand. Die eingeschränkt Bogenmobilität, sowie die Bildung 

von Wolframat und Oxid erzeugen jedoch einen höheren Widerstand und einen großen Tem- 

peraturanstieg. Die Nachteile von Wolframcarbid werden in der Schalttechnik durch die Bei- 

gabe von Silber oder auch Kupfer kompensiert [Met]. 

6.2.1.1 Wolframcarbid-Silber (WCAg) 

WCAg-Kontaktwerkstoffe sind pulvermetallurgische Verbundmaterialien, die einen hohen 

Schmelzpunkt mit guter thermischer und elektrischer Leitfähigkeit verbinden. Von wesentli- 

cher Bedeutung für das Schaltverhalten und die physikalischen Eigenschaften ist die Homo- 

genität des Werkstoffes [Schr]. 

Die bisherigen Anwendungen und Untersuchungen von WCAg in der Vakuumschalttechnik 

umfassen die Gewichtungen 60/40, 70/30 und 40/60. Die prozentuale Zusammensetzung be- 

einflusst die Ausschaltleistung: mit zunehmendem Silbergehalt wird das Löschvermögen 

deutlich gesteigert. Die schlechtere Ausschaltleistung von Kontaktstücken mit niedrigerem 

Silbergehalt basiert darauf, dass der höhere Silbergehalt ein länger anhaltendes ausschließli- 

ches Abdampfen des Silbers bewirkt. Je geringer der Silberanteil ist, desto eher kann die Küh- 

lung des Wolframcarbid-Gerüstes nicht mehr aufrecht erhalten werden und die Wolframcar-


bid-Komponente wird abgetragen. Die Löschhäufigkeit fällt für WCAg 60/40 bei Prüfströmen 

ab 5 kA gegenüber CuCr oder MoCu stark ab (vgl. Bild 4.2). Mit ansteigendem Silbergehalt 

nehmen die Choppingströme zu. Die Mittelwerte des Abreißstroms liegen je nach Zusammen- 

setzung des WCAg-Werkstoffs zwischen 0,42 und 1,52 A (vgl. Bild 5.9) 22 . [Tem2-S.62ff] 

6.2.1.2 Beigabe von Additiven bei WCAg 

In der Literatur ([Tem2]) finden sich Untersuchungen über den Einfluss von Zirkon (Zr) und 

Titan (Ti) auf die Schalteigenschaften von Wolframcarbid-Silber. 

Die Beimengung von Zirkon dient zum einen als Benetzungshilfe zur Fertigung von WCAg, 

da Wolframcarbid eine sehr schlechte Benetzbarkeit durch Silber aufweist. Zusätzlich redu- 

ziert Zirkon die Bildung von Wolframcarbid-Staub, der als Auslöser von Rückzündungen gilt. 

Es zeigt sich, dass WCAg mit einem Anteil von 0,5 % Zr eine etwas höhere Löschhäufigkeit 

aufweist als reines WCAg. Bei höheren Anteilen von Zr geht dieser Vorteil allerdings wieder 

verloren. 

Auch Titan wird als Benetzungshilfe eingesetzt. Des Weiteren zeigt sich, dass durch die Zu- 

gabe von Titan die Kontaktstücke eine ebenere Oberfläche aufweisen, als bei WCAg 60/40. 

Beim Ausschaltvorgang gibt es daher für den Lichtbogen nur wenige ausgeprägte bevorzugte 

Brennbereiche. Somit wird annähernd die gesamte Kontaktoberfläche durch den Lichtbogen 

belastet. Trotz der optisch geringeren Schädigung der Kontaktstücke ist der Gewichtsverlust 

durch den Abbrand größer gegenüber WCAg ohne Titan. Der stärkere Abbrand ist gekoppelt 

mit einem schlechteren Löschvermögen. Dafür kann die bei vergleichbarer Austrittsarbeit 

niedrigere Ionisierungsarbeit für Titan gegenüber Silber sein (Ti: 6,83 eV; Ag: 7,57eV). 

[Tem2-S.83ff] 

6.2.1.3 Wolframcarbid-Kupfer (WCCu) 

WCCu kommt in verschiedenen Zusammensetzungen zur Anwendung. Ein abnehmender 

Kupfergehalt führt zur Verringerung des Löschvermögens. Dies lässt sich durch den schlech- 

teren Zustand der Kontaktoberflächen nach mehren Schaltvorgängen für das Material mit dem 

geringeren Kupferanteil erklären. Die Löschhäufigkeit sinkt abhängig vom Kupferanteil be- 

22 Basierend auf Untersuchungen von Temborius S., durchgeführt an der TU Braunschweig im Jahr 2001. Daten 

des Prüfkreises: Prüfstrom von 45 A, Schwingkreiswiderstand 1066 Ω. [TUB]


reits bei Prüfströmen zwischen 4 und 5 kA. Mit höherem Kupfergehalt verschiebt sich der 

mittlere Choppingstrom, hin zum sehr hohen Wert des reinen Kupfers. Der mittlere Abreiß- 

strom ĪCh für WCCu 70/30 beträgt 0,99 A. Und auch beim Kontaktwerkstoff WCCu 60/40 

ergibt sich ein vergleichsweise niedriger Wert von 1,91 A. [Tem2-S.93ff] 

6.2.2 Kontaktwerkstoffe auf Cu/Fe-Basis 

Kontaktwerkstoffe auf Basis von Cu/Fe stellen eine ökonomisch günstige Alternative zu Ma- 

terialen auf Wolfram-Basis dar. Cu/Fe 50/50 besitzt einen mittleren Choppingstrom von 5 A. 

Allerdings vermindert der Eisenanteil die gute elektrische Leitfähigkeit σ des Kupfers auf 

einen Wert von 12 m/Ωmm 2 . Anwendungen des Cu/Fe-Kontaktwerkstoffs sind denkbar in 

Vakuumschützen und Vakuumlastschaltern. Es wird auch angenommen, dass sie für Vakuum- 

lastschalter im Mittelspannungsbereich geeignet sein könnten. [Kip] 

Im Rahmen dieser Arbeit ließen sich keine weiteren Ergebnisse dieses Kontaktmaterials im 

Bezug auf Löschvermögen, Abbrandverhalten oder Schweißneigung beim Schalten im Vaku- 

um finden. 

6.2.3 Kontaktwerkstoffe aus CuCoTa 

Neuere Untersuchungen befassen sich mit Kontaktmaterialien, bestehend aus Kupfer, Cobalt 

(Co) und Tantal (Ta). Die Herstellung dieses Verbundwerkstoffes erfolgt pulvermetallurgisch. 

Ergebnisse für den Werkstoff CuCoTa liegen für die Zusammensetzung mit 5 % Ta, 20 % Co 

und 75 % Cu vor. In dieser Zusammensetzung weist CuCoTa im Vergleich zu CuCr 50/50 

einen sehr niedrigen Restgasgehalt auf, der sich positiv auf das Löschvermögen und die die- 

lektrische Festigkeit auswirkt. Die Bogenspannung des Lichtbogens ist wesentlich niedriger, 

so dass Tests gezeigt haben, dass das Ausschaltvermögen von CuCoTa unter gleichen Bedin- 

gungen um 24 % höher ist als bei CuCr 50/50. Weitere Tests unter Laborbedingungen erga- 

ben einen maximalen Ausschaltstrom von 18 kA, im Gegensatz zu 14,5 kA bei CuCr 50/50. 

[Shi]


6.2.4 Kontaktwerkstoffe aus CuCrTe 

Die Beimischung von Tellur (Te) senkt die Schweißneigung des CuCr-Werkstoffs. Dabei 

beträgt in dem untersuchten Material der Te-Gehalt etwa 0,025 % bei gleichem Verhältnis 

von Kupfer zu Chrom. Die Herstellung von CuCrTe erfolgt durch das Schmelzen im Vaku- 

um, wodurch eine relative Dichte des Werkstoffs von mehr als 99 % erreicht wird. Ergebnisse 

zeigen, dass der CuCrTe-Kontaktwerkstoff ein um 25 % höheres Ausschaltvermögen besitzt 

als CuCr 50/50, welches herkömmlich, also pulvermetallurgisch hergestellt wird. [Jim]

7 Simulationsmodell Seite 58 

7. Simulationsmodell 

Anhand eines Simulationsmodells mit OrCAD soll der Einfluss der Kontaktwerkstoffe eines 

Vakuumschalters auf die Beanspruchung angeschlossener Betriebmittel durch entstehende 

Schaltüberspannungen aufgezeigt werden. 

7.1 Grundlagen des Modells 

Das Modell orientiert sich an den Verhältnissen einer Windkraftanlage des Typs Vestas 

V90/2,0 MW. Der Generator der Windkraftanlage liefert eine Spannung von 690 V an den 

angeschlossenen Transformator. Die an der Unterspannungsseite anliegende Spannung von 

690 V wird vom Transformator auf 20 kV transformiert. Die Bemessungsleistung Sr des 

Transformators beträgt 2 MVA. Um die Windkraftanlage nach dem 2 MVA Transformator 

vom Netz zu trennen, soll im Modell ein Vakuumlastschalter verwendet werden. Die Entfer- 

nung von Transformator zu Vakuumlastschalter beträgt 5 m. Die Verbindung erfolgt über ein 

Kabel des Typs NA2XS2Y. Bild 7.1 zeigt ein vereinfachtes Übersichtsschaltbild der be- 

schriebenen Konfiguration. 

Bild 7.1: Übersichtschaltbild einer Windkraftanlage 

Während des Ausschaltvorgangs tritt ein Stromabriss auf. Verschiedene Kontaktwerkstoffe 

sollen durch ihre spezifische mittlere Abreißstromstärke ĪCh (vgl. Bild 5.5) charakterisiert 

werden. Zu beachten ist allerdings, dass die Höhe des mittleren Choppingstromes nur experi- 

mentell ermittelt worden ist. Der dabei auftretende Wert des Abreißstromes ist immer abhän- 

gig von den Gegebenheiten des elektrischen Kreises und der Höhe des Ausschaltstromes. Um 

einen Zusammenhang zwischen Abreißstrom und Einflussgrößen herzustellen, kann in erster


Näherung von einer linearen Abnahme der Choppingströme mit dem Logarithmus des Wel- 

lenwiderstands ausgegangen werden. Eine weitere Annahme ist die lineare Abhängigkeit des 

Abreißstromes von der Ausschaltstromstärke. Anhand einer Regressionsanalyse ergibt sich 

eine Ausgleichsfunktion, die für die mittleren Abreißstromstärken ĪCh einen Näherungswert 

vorgibt [Rei-S.77f]: 

⎛ ICh 

⎞ ⎛ Ia 

⎞ ⎛ Z0 

⎞ 

⎜ 

⎟ = a − b ⋅⎜ 

⎟ − c ⋅ log⎜ 

⎟ 

⎝ A ⎠ ⎝ A ⎠ ⎝ Ω ⎠ 

mit Ia Ausschaltstromstärke 

a, b, c werkstoffspezifische Konstanten 

Z0 Wellenwiderstand 

(7.1) 

Gleichung (7.1) ist gemäß ihrer Herleitung gültig für den Bereich 60 Ω ≤ Z0 ≤ 20000 Ω und 

45 A ≤ Ia ≤ 170 A. Die werkstoffspezifischen Konstanten für die üblichen Kontaktwerkstoffe 

finden sich in Tabelle 7.1. 

Tabelle 7.1: Konstanten zur Ausgleichsrechnung für den mittleren Abreißstrom ĪCh = ƒ (Ia, Z0) [Rei-S.78] 

Kontaktwerkstoff a b c 

Cu/Cr 75/25 14,0 0,014 2,3 

Cu/Cr 51/49 11,6 0,019 1,8 

Cu/Cr 33/67 11,3 0,011 1,8 

W/Cu 70/30 7,0 0,016 1,6 

W/Cu 90/10 

7,0 0,006 1,2 

W/Cu 70/30 11,2 0,016 1,6 

Mo/Cu 10,4 0,009 1,6 

OHFC/Cu 37,5 0,046 6,2 

Wie sich in Abschnitt 7.2 zeigt, fällt der hier zu simulierende Fall in den Bereich der Aus- 

gleichsfunktion, so dass es zulässig ist, die mittleren Abreißstromstärken für die verschiede- 

nen Kontaktwerkstoffe als gegeben zu betrachten. 

Die mögliche Überspannung am Transformator, die durch die verschiedenen Abreißströme 

entsteht, sollen im Kurzschlussbetrieb aufgezeigt werden. Die Höchstwerte der Überspannung


lassen sich wie bereits gezeigt (Kapitel 5.1) mit einer einfachen Energiebetrachtung abschät- 

zen. Die maximale Überspannung tritt dann auf, wenn sich die, zum Zeitpunkt des Stromab- 

2 

risses in der Lastinduktivität vorhandene, magnetische Energie W = ( 1/ 

2) 

⋅ L ⋅ I in die Ener- 

gie des elektrischen Feldes der Kapazitäten 

W ⋅ 

ˆ 

m 

2 

e = ( 1/ 

2) 

⋅ C U umgewandelt hat. Setzt man 

diesen beiden Gleichungen gleich, ergibt sich, unter Vernachlässigung der Dämpfung, die 

maximale Überspannung zu U ˆ = I ( L / C) 

. 

7.2 Kennwerte des Simulationsmodells 

1 

Ch 

Als Transformator wurde ein Gießharztransformator des Typs Siemens GEAFOL nachgebil- 

det. Die Kennwerte des Transformators des Typs Siemens GEAFOL sind aus Tabelle 7.2 ab- 

zulesen. Der Bemessungsstrom Ir berechnet sich nach: 

I 

S 

r 

r = (7.2) 

3 ⋅U 

r 

Tabelle 7.2: Kennwerte des Transformators (Siemens GEAFOL 2 MVA) 

Bemessungsleistung Sr 

Primär-Bemessungsspannung Ur 

Anzapfung ± 2 x 2,5 % 

Bemessungsstrom Ir 

Sekundär-Bemessungsspannung Ur 

(Leerlauf) 

Bemessungskurzschlussspannung uzr 

Leerlaufverluste P0 

Kurzschlussverluste bei 120 °C Pk120 

relativer Leerlaufstrom 23 i l r 

2000 kVA 

20 kV 

57,74 A 

0,69 kV 

6 % 

15400 W 

4000 W 

1,2 % 

23 Angenommener Wert aus Balzer G.: Skript Energieversorgung 1 2005/2006 [Bal] 

Ch


Bild 7.2 zeigt einen 630 kV GEAFOL-Gießharztransformator mit einer Primär Bemessungs- 

spannung von 20 kV. 

Der Aufbau ist dabei wie folgt: 

� 1: Dreischenkelkern 

� 2: US-Wicklung 

� 3: OS-Wicklung 

� 4: US-Anschlüsse 

� 5: OS-Anschlüsse 

Bild 7.2: 630 kV GEAFOL- Gießharztransformator, Ur 20 kV [Sie] 

� 6: Elastische Distanzstücke 

� 7: Pressrahmen und Fahrgestell 

5 

6 

8 

� 8: Isolierung aus Epoxidharz/Quarzmehlmischung 

7 

4 

1 

2 

3


Um die Simulation durchzuführen, muss ein Ersatzschaltbild des Transformators erstellt wer- 

den. Bild 7.3 zeigt das einphasige T-Ersatzschaltbild eines Transformators 24 . 

Bild 7.3: Einphasiges T-Ersatzschaltbild eines Transformators [EV1-S.3.9] 

In Bild 7.3 sind folgende Elemente dargestellt: 

R 1 Wicklungswiderstand der Primärwicklung (1) 

R′ 2 Wicklungswiderstand der Sekundärwicklung (2) bezogen auf (1) 

X σ1 Streureaktanz der Primärwicklung (1) 

X ′ σ2 Streureaktanz der Sekundärwicklung (2) bezogen auf (1) 

X H Hauptreaktanz 

R Fe Eisenverluste (Hysterese, Wirbelstrom) 

w1:w2=ü Übersetzungsverhältnis 

Als Kurzschlußimpedanz bezeichnet man auch die Impedanz ZT mit: 

ZT = RT + jXT = R 1+ 

R′ 2 + j( X σ1 + X ′ σ2 ) (7.3) 

mit RT Wicklungswiderstand 

XT Streureaktanz 

24 Zur Herleitung des Ersatzschaltbildes siehe Balzer G.: Skript Energieversorgung 1 2005/2006 [Bal]


Die in Bild 7.3 dargestellten Elemente könne aus den Angaben des Herstellers wie folgt be- 

rechnet werden: 

Wicklungswiderstand: 

2 

P U r 

= (7.4) 

S 

kr 

RT ⋅ 

S r 

Streureaktanz: 

Eisenverluste: 

r 

mit Pkr Kurzschlußverluste 

u 

U 

⎛100% 

⋅ P 

⎜ 

⎝ 

⎟ ⎞ 

⎠ 

2 

kr r 

kr 

X T = ⋅ ⋅ 1− 

100% 

⎜ 

(7.5) 

Sr 

ukr 

⋅ Sr 

mit ukr relative Kurzschlußspannung (auf Ur bezogene Klemmenspannung 

2 

r 

Fe 

PFe 

beim Kurzschlußversuch) 

U 

R = (7.6) 

mit PFe Eisenverluste (ermittelt aus Leerlaufversuch) 

Hauptreaktanz: 

1 

X 

H 

I 

= 

U 

r 

l 

3 

⎛ 

1− 

⎜ 

⎝ 

P 

Fe 

3 ⋅U 

⋅ I 

mit I l Leerlaufstrom 

Leerlaufstrom: 

I ⋅ 

r 

l 

⎞ 

⎟ 

⎠ 

2 

(7.7) 

l = ilr 

Ir 

(7.8) 

mit i lr 

relativer Leerlaufstrom


Mit Ur wird in den Gleichungen (7.4) bis (7.7) die Bemessungsspannung der Primärwicklung 

(verkettet) bezeichnet. Um die Berechnung zu vereinfachen dürfen die Wicklungswerte (Xσ1, 

X ′ σ2 und R1, R′ 2 ) auf beide Wicklungen gleichmäßig verteilt werden. 

Aus den gegebenen Kennwerten der Tabelle 7.2 und den Gleichungen (7.4) bis (7.7) ergeben 

sich für den zu simulierenden Transformator folgende Werte (Tabelle 7.3): 

Tabelle 7.3: Kennwerte des Transformators 

I l 

RT 

XT 

LT 

RFe 

XH 

LH 

0,69 A 

1,54 Ω 

11,90 Ω 

38 mH 

100,00 kΩ 

16,97 kΩ 

54,03 H 

Es ergibt sich eine vereinfachte Ersatzschaltung des Transformators (Bild 7.4). 

Bild 7.4: Vereinfachte Ersatzschaltung des Transformators für den kurzgeschlossenen und den belasteten Trans- 

formator [Spr-S.145] 

Das Ersatzschaltbild des kurzgeschlossenen Transformators wird auch für den belasteten 

Transformator benutzt. Die vollständige Ersatzschaltung ist zu vernachlässigen, da der Leer- 

laufstrom verglichen mit dem Laststrom sehr klein ist [Spr-S.147]. Die Werte von XH und RFe 

sind daher nur für den Leerlaufversuch relevant.


Der Transformator ist mit dem Vakuumschalter über ein Kabel des Typs NA2XS2Y verbun- 

den. Die Kennwerte des Kabels sind aus Tabelle 7.4 zu entnehmen. Die Werte für den Wider- 

stand Rk, die Kapazität Ck und die Induktivität Lk des Kabels ergeben sich direkt aus R′ , 1, 

20 1 

und C′ 1 für eine Strecke von 5 m. 

Tabelle 7.4: Kennwerte des Kabels 

R′ in Ω/km 0,206 

1, 

20 

X ′ 1 in Ω/km 

C′ 1 in µF/km 

Rk 

Ck 

Lk 

0,122 

0,254 

1,03 mΩ 

1,27 nF 

1,94 µH 

Es zeigt sich, dass auf Grund der Größenverhältnisse von Lk und Rk (Tab. 7.4) im Verhältnis 

zu LT und RT (Tab. 7.3) der Widerstand und die Induktivität des Kabels vernachlässigt werden 

können. Somit ergibt sich unter den getroffenen Vereinfachungen folgendes Ersatzschaltbild, 

dass Grundlage der Simulation ist: 

Abbildung 1 

Bild 7.5: Schaltbild der Simulation in OrCAD 

Zur Vereinfachung wurde eine ideale Stromquelle gewählt. Der Strom kann so in den ver- 

schiedenen Stärken mittels des Vakuumschalters ausgeschaltet werden. Rshunt dient allein zur 

Ermittlung des Stromes durch die Simulationssoftware OrCAD. ZL stellt die Impedanz der 

X ′


Last dar. Diese wird allerdings in den Simulationen nicht weiter benötigt, da der Transforma- 

tor im Kurzschluss betrachtet werden soll. 

Mittels der folgenden Simulationen soll die mögliche Überspannung am Transformator, wel- 

che durch den Abreißstrom bedingt ist, verdeutlicht werden. 

7.3 Simulation im Kurzschluss 

Bild 7.6 veranschaulicht den eintretenden Kurzschluss zwischen Generator und Transformator 

auf. 

Bild 7.6: Kurzschluss zwischen Transformator und Generator 

Bild 7.5 vereinfacht sich im Kurzschlussfall zu Bild 7.7. 

Bild 7.7: Siemens GEAFOL-Transformator im Kurzschluss


Der Schalter soll zu verschiedenen Zeitpunkten t0 den Strom unterbrechen. Der Zeitpunkt t0 

wiederum ist abhängig vom gewünschten Abreißstromwert. Der von OrCAD ermittelte Wert 

des ersten Spannungsscheitels Û1 am Transformator, nach der Ausschaltung, wird im Probe- 

Diagramm abgelesen und notiert. Dieser ist in diesem Fall abhängig vom Wellenwiderstand 

Z = L C und dem Wert des Abreißstromes ICh. 

0 

T 

K 

Den Verlauf der Spannung am Transformator verdeutlicht Bild 7.8. Der Wert des Abreiß- 

stromes betrug bei dieser Simulation 5 A, beim Ausschaltpunkt t0 = 19,738 ms. Da in dieser 

Arbeit nur die entstehenden Überspannungen in Folge des Abreißstromes von Interesse sind, 

ist der Verlauf der Spannung vor der Ausschaltung zu vernachlässigen (siehe auch Abschnitt 

5.1). Der Scheitelwert der ersten Spannungsspitze Û1 nach dem simulierten Abreißen des 

Stromes beträgt 27,037 kV. 

Bild 7.8: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 5 A


Einen Vergleich des Spannungsverlaufs bei den drei Abreißstromstärken 2 A, 6A und 10 A, 

direkt nach der Ausschaltung, ist in Bild 7.9 gegeben. 

Bild 7.9: Vergleich des Spannungsverlaufs bei verschiedenen Abreißströmen: 

2 A: blau 6 A: rot 10 A: grün 

Betrachtet man den Wert des ersten Spannungsscheitels Û1 und berechnet den Wert der ver- 

ketteten Spannung mit 

U = 3 ⋅Uˆ 

(7.9) 

∆ 

1 

mit U∆ verkettete Spannung 

treten bereits ab einem Abreißstrom Ich von 3 A Spannungen am Transformator auf, die höher 

sind als die Bemessungsspannung Ur (20 kV). Tabelle 7.5 zeigt die Werte des ersten Span- 

nungsscheitels Û1 in Abhängigkeit vom Abreißstrom, ermittelt durch OrCAD und die daraus 

resultierende verkettete Spannung U∆. Die dazugehörigen Werte Ck und LT sind aus Bild 7.5 

zu entnehmen.


Tabelle 7.5: Werte von Û1 und U∆ in Abhängigkeit von Ich 

Ich in A Û1 in kV U∆ in kV 

1,00 5,427 9,400 

2,00 10,811 18,725 

3,00 16,191 28,044 

4,00 21,668 37,530 

5,00 27,037 46,829 

6,00 32,399 56,117 

7,00 37,701 65,300 

8,00 43,195 74,816 

9,00 48,524 84,046 

10,00 53,942 93,430 

12,00 64,427 111,591 

15,00 80,436 139,319 

20,00 106,616 184,664 

25,00 132,797 230,011 

Die Simulation mit OrCAD verdeutlicht, dass bereits bei Abreißströmen iCh von 3 A Span- 

nungen am Transformator auftreten, die höher sind als die Bemessungsspannung. Es ist des- 

halb erforderlich, die angeschlossenen Betriebsmittel gegen auftretende Überspannungen zu 

schützen. Allerdings unterliegen die Choppingstromwerte statistischen Streuungen, so dass 

auch die Wahrscheinlichkeit eines wesentlich höheren Wertes für den Abreißstrom vorhanden 

ist. Es ist also nicht nur der mittlere Wert des Abreißstromes ῙCh eines Kontaktwerkstoffes von 

Bedeutung, sondern auch minimale und vor allem maximale Werte des Abreißstromes und 

dessen Wahrscheinlichkeitsverteilung. Nur so lassen sich im Vorfeld Risiken, verursacht 

durch den Stromabriss, für angeschlossene Betriebsmittel abschätzen.


7.4 Simulation im Leerlauf 

An dieser Stelle soll kurz auf die Ermittlung des Spannungsverlaufs im Leerlauf mittels der 

Simulationssoftware OrCAD eingegangen werden. Bei der Simulation im Leerlauf ergibt sich 

auf Grund der angenommenen Vereinfachungen und der Herleitung aus Abschnitt 7.2 folgen- 

des Ersatzschaltbild (Bild 7.10): 

Bild 7.10: Siemens GEAFOL-Transformator im Leerlauf 

Bild 7.11 zeigt den on OrCAD ermittelten Spannungsverlauf am Transformator bei einem 

Abreißstromwert von 6 A. 

Bild 7.11: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 6 A


Als weiterführende Literatur zum Leerlaufverhalten des Transformators im Falle eines abrei- 

ßenden Stromes wird auf [Ibs] verwiesen.

8 Zusammenfassung und Ausblick Seite 72 

8. Zusammenfassung und Ausblick 

Ziel dieser Arbeit war es, den Einfluss der Kontaktwerkstoffe eines Vakuumschalters auf die 

Beanspruchung der angeschlossenen Betriebsmittel durch entstehende Schaltüberspannungen 

aufzuzeigen. Im Mittelpunkt der Betrachtung stand insbesondere der Abreißstrom bei induk- 

tiver Last. 

Der Vakuumschalter benötigt kein Abschalt- oder Isoliermittel, da die Schaltkammer kein 

ionisierbares Material enthält. Der bei Trennung der Kontakte entstehende Lichtbogen besteht 

ausschließlich aus dem geschmolzenen und verdampften Material der Kontakte. Die Wieder- 

verfestigung der Schaltstrecke wird nicht nur durch das Abklingen dieses Metalldampfes, 

sondern auch durch die Oberflächenbeschaffenheit der Elektroden bestimmt. Daher ist die 

Wahl des Kontaktwerkstoffs von großer Bedeutung. Es zeigt sich, dass vom Kontaktmaterial 

unterschiedliche physikalische Eigenschaften gefordert werden, die sich teilweise widerspre- 

chen. 

Der hier im Fokus stehende Stromabriss ist bedingt durch Ladungsträgerverarmung beim 

Ausschalten kleiner Ströme. Der Vakuumbogen erlischt vor dem Stromnullwerden des 

netzfrequenten Stromes, wobei dieser Abriss des Stromes in induktivitätsbehafteten Lastkrei- 

sen zu unzulässig hohen Überspannungen führen kann. Der Scheitelwert der Einschwing- 

spannung ist dabei nur abhängig von den Kreisdaten und der Abreißstromstärke. Die Ermitt- 

lung des Choppingstromes ist allerdings nur experimentell möglich und die Höhe des Abreiß- 

stromes unterliegt für die verschiedenen Kontaktwerkstoffe statistischen Streuungen. 

Ein Vergleich der Kontaktmaterialien hat gezeigt, dass Werkstoffe auf Cu/Cr- bzw. Mo/Cu- 

Basis ein sehr gutes Löschvermögen auch bei hohen Strömen aufweisen. Im Gegensatz dazu 

ist bei Kontaktwerkstoffe auf W/Cu-Basis ein vergleichsweise schlechtes Löschvermögen 

gegeben. Ebenso verhält es sich mit Werkstoffen auf Wolframcarbid-Basis. Der im Rahmen 

dieser Arbeit im Mittelpunkt stehende Abreißstrom sollte, wie erwähnt, niedrige Werte vor- 

weisen. Einen niedrigen Choppingstromwert weisen W/Cu-Werkstoffe und die Kontaktmate- 

rialien WCAg und WCCu auf. Die Abreißstromwerte von Cu/Cr und Mo/Cu befinden sich im 

Vergleich eher im mittleren Bereich. Sehr hohe Choppingstromwerte zeigen sich bei reinen 

Metallen wie etwa reines Kupfer oder reines Wolfram. Zusätzlich ist das Schaltverhalten der 

Kontaktwerkstoffe hinsichtlich Aus- und Einschaltungsabbrand sowie das Verschweißen zu

8 Zusammenfassung und Ausblick Seite 73 

berücksichtigen. Häufig werden den Kontaktmaterialien auch Zusatzkomponenten beige- 

mischt, um das Schaltverhalten positiv zu beeinflussen. So haben etwa Antimon und Zink bei 

den Werkstoffen auf Cu/Cr-Basis einen günstigen Einfluss auf den Abreißstrom. 

Die Simulationen mit OrCAD haben die Auswirkungen von verschiedenen Abreißstromwer- 

ten verdeutlicht. Bereits bei einem vergleichsweise niedrigen Choppingstromwert von 3 A 

sind Überspannungen am angeschlossen Transformator aufgetreten. 

Es wird deutlich, dass sich die Anforderungen, die an einen Kontaktwerkstoff gestellt werden, 

immer nach der Schalterart und dem Spannungsbereich, in dem der Werkstoff eingesetzt wer- 

den soll, richten. Der Einsatz des Kontaktmaterials ist daher stets eine Kompromisslösung aus 

technischen, aber auch ökonomischen Gesichtspunkten. Da beinahe alle gängigen Kontakt- 

werkstoffe zurzeit pulvermetallurgisch hergestellt werden, reduziert sich eine Kostenbetrach- 

tung auf die Rohstoffkosten. Auch hier hat sich gezeigt, dass unter derzeitigen Bedingungen 

Kontaktwerkstoffe auf Cu/Cr-Basis die ökonomisch günstigste Variante sind. 

Ein Ansatzpunkt zur Entwicklung von neuen Kontaktwerkstoffen könnte deshalb die Suche 

nach günstigeren Materialien sein. Hier sind besonders Werkstoffe mit Anteilen von Stahl 

oder Eisen zu nennen, deren Schaltverhalten im Vakuum allerdings noch nicht ausreichend 

untersucht ist [Kip]. Des Weiteren wäre es denkbar, durch neue Zusammensetzungen der 

Kontaktmaterialien, wie etwa CuCoTa [Shi], oder auch die Beimischung von anderen Additi- 

ven, beispielsweise Tellur [Jim], das Schaltverhalten von Kontaktwerkstoffen weiter zu 

verbessern.

Anhang Seite iii 

Anhang A 

Preise von Rohstoffen: 

Bild A1: Verlauf des Preises von Silber (Ag) im Jahr 2008 (Quelle: CRYSTAL 

International Consult Ltd.) 

Bild A2: Verlauf des Preises von Kupfer (Cu) im Jahr 2008 (Quelle: CRYSTAL 

International Consult Ltd.)

Anhang Seite iv 

Bild A3: Verlauf des Preises von Wolfram (W) im Jahr 2008 (Quelle: CRYSTAL 


Bild A4: Verlauf des Preises von Chrom (Cr) im Jahr 2008 (Quelle: CRYSTAL 


Bild A5: Verlauf des Preises von Molybdän (Mo) im Jahr 2008 (Quelle: CRYSTAL 

International Consult Ltd.)

Anhang Seite v 

Anhang B 

Simulationsergebnisse Kurzschlussversuch: 

Bild B1: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 1 A 

Bild B2: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 2 A

Anhang Seite vi 



Anhang Seite vii 



Anhang Seite viii 



Anhang Seite ix 



Anhang Seite x 



Anhang Seite xi 


Abbildungsverzeichnis Seite xii 

Abbildungsverzeichnis 

Bild 1.1: Grundschema der elektrischen Energieversorgung.....................................................1 

Bild 1.2: Schaltgeräteübersicht mit Schaltsymbolen..................................................................5 

Bild 2.1: Gesetz von Paschen als analytisch bestimmte Näherungsfunktion.............................9 

Bild 2.2: Aufbau eines Vakuumschalters.................................................................................11 

Bild 2.3: Durchschlagspannung Ud unterschiedlicher Medien in Abhängigkeit 

von der Schlagweite s...............................................................................................12 

Bild 2.4: Erscheinungsformen des Vakuum-Lichtbogens........................................................14 

Bild 2.5: Umschlag des Bogenzustandes..................................................................................14 

Bild. 2.6a: Ersatzschaltplan: Ausschaltvorgang bei einem induktiven Wechselstromkreis.....18 

Bild. 2.6b: Strom- und Spannungsverlauf: Ausschaltvorgang bei einem induktiven 

Wechselstromkreis.................................................................................................18 

Bild 3.1: Pulvermetallurgische Herstellung von Verbundwerkstoffen (schematisch).............22 

Bild 4.1: Nachstrom nach Löschung des netzfrequenten Kurzschlussstromes 

im Vakuumschalter...................................................................................................31 

Bild 4.2: Darstellung der Löschhäufigkeit als Funktion der Prüfstromstärke für 

verschiedene Kontaktmaterialien..............................................................................32 

Bild 4.3: Löschverhalten (Löschhäufigkeit) verschiedener Werkstoffkombinationen............33 


von WCu und WCuSb...............................................................................................34 

Bild 4.5: Wiederverfestigung der Vakuum-Schaltstrecke in Abhängigkeit der 

Metalldampfdichte....................................................................................................35 

Bild 4.6: Wiederverfestigung der Vakuumschaltstrecke in Abhängigkeit von 

der Abkühlung der Kupfer-Metalltröpfchen.............................................................36 

Bild 4.7: Vakuumschütz der Firma Siemens............................................................................37 

Bild 5.1: Typisches Oszillogramm eines Stromabrisses..........................................................41 

Bild 5.2: Hochfrequenter Einschwingvorgang beim Chopping-Phänomen.............................42 

Bild 5.3: Verteilungskurve für den Abreißstrom......................................................................44 

Bild 5.4: Abreißstromverteilung des Kontaktmaterials CrCu 50/50........................................44 

Bild 5.5: Abreißstrom-Mittelwerte ĪCh für verschiedene Verbundwerkstoffe.........................46 

Bild 5.6: Mittlere Abreißstromstärken ĪCh unterschiedlicher Kontaktwerkstoffe 

bei einem Wellenwiderstand mit verschiedenen Ausschaltstromstärken..................47 

Bild 5.7: Einfluss der masseprozentualen Zusammensetzung bei WCu 

auf den Abreißstrom..................................................................................................48 

Bild 5.8: Löschhäufigkeit von WCAg in Abhängigkeit vom Silbergehalt...............................49

Abbildungsverzeichnis Seite xiii 

Bild 5.9: Choppingstrom von WCAg in Abhängigkeit vom Silbergehalt................................50 

Bild 7.1: Übersichtschaltbild einer Windkraftanlage...............................................................58 

Bild 7.2: 630 kV GEAFOL- Gießharztransformator................................................................61 

Bild 7.3: Einphasiges T-Ersatzschaltbild eines Transformators...............................................62 

Bild 7.4: Vereinfachte Ersatzschaltung des Transformators für den 

kurzgeschlossenen und den belasteten Transformator..............................................64 

Bild 7.5: Schaltbild der Simulation in OrCAD.........................................................................65 

Bild 7.6: Kurzschluss zwischen Transformator und Generator................................................66 

Bild 7.7: Siemens GEAFOL-Transformator im Kurzschluss...................................................66 

Bild 7.8: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 5 A.....................67 

Bild 7.9: Vergleich des Spannungsverlaufs bei verschiedenen Abreißströmen.......................68 

Bild 7.10: Siemens GEAFOL-Transformator im Leerlauf.......................................................70 

Bild 7.11: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 6 A...................70 

Bild A1: Verlauf des Preises von Silber (Ag) im Jahr 2008.....................................................vi 

Bild A2: Verlauf des Preises von Kupfer (Cu) im Jahr 2008....................................................vi 

Bild A3: Verlauf des Preises von Wolfram (W) im Jahr 2008................................................vii 

Bild A4: Verlauf des Preises von Chrom (Cr) im Jahr 2008....................................................vii 

Bild A5: Verlauf des Preises von Molybdän (Mo) im Jahr 2008.............................................vii 

Bild B1: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 1 A....................viii 

Bild B2: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 2 A....................viii 

Bild B3: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 3 A......................ix 

Bild B4: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 4 A......................ix 

Bild B5: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 6 A.......................x 

Bild B6: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 7 A.......................x 

Bild B7: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 8 A......................xi 

Bild B8: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 9 A......................xi 

Bild B9: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 10 A...................xii 

Bild B10: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 12 A.................xii 

Bild B11: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 15 A................xiii 

Bild B12: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 20 A................xiii 

Bild B13: Spannungsverlauf am Transformator bei einem Abreißstrom von 25 A................xiv

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Studienarbeit - Fachgebiet Hochspannungstechnik - Technische ...

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