К- К- Намитоков, Н. А. Ильина, И. Г. Шкловский

АППАРАТЫ

ДЛЯ ЗАЩИТЫПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ

УСТРОЙСТВ

МОСКВАЭНЕРГОАТОМИЗДАТ1988

ББК 31.264

Н 24

УДК 621.382.2:621.316.9

Рецензент канд. техн, наук А. А. Сакович

Намитоков К. К- и др.

Н 24 Аппараты для защиты полупроводниковых устройств/ К. К. Намитоков, Н. А. Ильина, И. Г. Шкловский. — М.: Энергоатомиздат, 1988.— 280 с.: ил.

ISBN 5-283-00570-4

Рассмотрены аварийные режимы работы полупроводниковых устройств и требования, предъявляемые к системам их защиты. Описаны существующие виды аппаратов защиты, дан анализ факторов, определяющих защитные характеристики.

Для инженерно-технических работников, занимающихся разработкой и эксплуатацией полупроводниковых устройств и аппаратов защиты для них.

ББК 31.264ББК 31.264„ 2302030000-299

ББК 31.264

ББК 31.264

Н157-87

051(01)-88

ISBN 5-283-00570-4

© Энергоатомиздат, 1988

Предисловие

В последние годы широкое применение получили мощные полупроводниковые (статические) преобразователи электрической энергии на всех стадиях ее генерирования, распределения и потребления. Одной из особенностей полупроводниковых преобразователей, как и вообще других полупроводниковых устройств, является низкая перегрузочная способность по току. Эта особенность привела к появлению новых специфических требований по их токовой защите, возможность удовлетворения которых с помощью классических аппаратов защиты — электромагнитных автоматических выключателей и плавких предохранителей — стала проблематичной.

Возникла необходимость целенаправленного поиска путей создания соответствующих средств защиты различных видов полупроводниковых устройств от аварийных токовых перегрузок. Вначале были сделаны попытки для их защиты использовать традиционные аппараты защиты — электромагнитные выключатели и плавкие предохранители, которые могли обеспечить требования защиты лишь в минимальной степени и то при больших «запасах прочности» по токовой перегрузке полупроводниковых устройств. В дальнейшем усилия были направлены на поиск компромиссных решений, с одной стороны, путем смягчения требований защиты (а следовательно, сохранения определенного резерва нагрузочной способности полупроводниковых устройств) и с другой — некоторого улучшения защитных характеристик традиционных аппаратов защиты. Основными предъявляемыми к последним требованиями явились быстродействие и высокая предельная коммутационная способность. Быстродействие у плавких предохранителей достигается достаточно просто путем повышения плотности номинального тока, правда, за счет ухудшения других их защитных характеристик и надежности. В то же время имеются принципиальные трудности по достижению необходимого уровня быстродействия электромагнитных автоматических выключателей, диктуемого условиями эксплуатации современных полупроводниковых устройств. Следу-

ет заметить, что и в настоящее время он еще не достигнут, хотя совершенствование их конструкции активно проводится во всех технически развитых странах. В связи с этим наряду с совершенствованием традиционных аппаратов защиты появилась большая группа специализированных устройств защиты, имеющих те или иные преимущества перед электромагнитными автоматическими выключателями и плавкими предохранителями. Это полупроводниковые (тиристорные) выключатели, вакуумные выключатели с принудительной коммутацией, импульсные дуговые коммутаторы, взрывные коммутаторы, самовосстанавливаю- щиеся предохранители и др. Следует заметить, что до сих пор идут дискуссии о целесообразности применения и перспективности развития автоматических выключателей или предохранителей как аппаратов защиты полупроводниковых устройств. В то же время практический опыт говорит о том, что усовершенствованные варианты и автоматических выключателей, и плавких предохранителей пока что остаются в общем наиболее эффективными аппаратами защиты, имеющими, однако, свои достоинства и недостатки. Поэтому возможность и целесообразность их применения нужно решать каждый раз с учетом тех или иных конкретных условий. К .тому же следует иметь в виду, что эти аппараты очень широко распространены, постоянно совершенствуются и причин для ограничения темпов их развития и применения в будущем авторы не видят.

Настоящая книга является попыткой систематизированного изложения основных вопросов теории и практики аппаратов защиты силовых полупроводниковых устройств. Авторы старались отразить не только современное состояние рассматриваемых вопросов, но и перспективы их решения.

При написании книги авторы широко использовали результаты собственных работ, выполненных в В.НИИэлек- троаппарат и Харьковском институте инженеров коммунального строительства.

Авторы выражают искреннюю признательность И. Д. Беликову, взявшему на себя большой труд по редактированию рукописи, а также рецензенту А. А. Саковичу за ценные замечания.

Авторы будут благодарны за пожелания и критические замечания по книге и просят их направить по адресу: 113114, Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10, Энергоатом- издат.

Глава первая

СИЛОВЫЕ ПОЛУПРОВОДНИКОВЫЕ УСТРОЙСТВАИ ТРЕБОВАНИЯ К ИХ ЗАЩИТЕ

Виды, назначение и конструкция силовыхполупроводниковых устройств

В индустриально развитых странах примерно половина всей электрической энергии, производимой при синусоидальной форме напряжения базовой частоты, используется в преобразованном виде, для чего применяются силовые полупроводниковые преобразователи. Они могут быть классифицированы на основе различных признаков (область применения, уровень мощности, способ охлаждения, конструктивное исполнение и т. п.). Наиболее общей является классификация силовых полупроводниковых преобразователей по виду преобразования энергии, основанная на функциональном признаке.

Основными видами преобразования энергии являются: 1) выпрямление — преобразование переменного тока в постоянный; 2) инвертирование — преобразование постоянного тока в переменный; 3) преобразование частоты — преобразование переменного тока одной частоты в переменный ток другой частоты; 4) преобразование постоянного напряжения в постоянное напряжение другого значения; 5) преобразование формы кривой тока; 6) преобразование числа фаз. Используется также сочетание нескольких видов преобразования энергии.

В соответствии с видами преобразования энергии классифицируются и собственно преобразователи, подразделяясь на выпрямители, инверторы, преобразователи частоты и т. д.

Широкое распространение силовых полупроводниковых преобразователей вызвано их неоспоримыми преимуществами по сравнению с другими преобразователями — элек- тромашинными, ионными, магнитными и контактными. Это

5

малые габаритные размеры и масса, высокие регулировочные характеристики и энергетические показатели, простота и надежность эксплуатации.

В настоящее время получили большое распространение крупные группы мощных преобразовательных установок, обслуживающих металлургический электропривод, электролиз, электроподвижной состав, вращающиеся установки бесщеточного возбуждения, дуговые вакуумные печи, электротехнологию. Интенсивно развиваются сравнительно новые области применения преобразователей — линии электропередачи на постоянном токе, ядерная физика, электросварка, автомобилестроение, робототехника и др. Можно утверждать, что внедрение силовых полупроводниковых преобразователей характерно для всех отраслей промышленности.

Одной из последних областей применения полупроводниковых преобразователей стал частотно-регулируемый электропривод для автоматического регулирования режимов работы компрессоров магистральных нефте- и газопроводов. Силовые полупроводниковые преобразователи используются для экономичного преобразования электрической энергии при автоматизации производственных процессов (электропривод для станков и т. п.), машин по переработке и производству пластмасс, синтетических пленок и подокон, перемешивания металла, высокочастотного нагрева, механизации трубопрокатных и трубоэлектросварочных производств; в горнодобывающей промышленности — для питания высокопроизводительных насосов, вентиляторов, компрессоров и т. д. Отдельной и очень важной областью использования полупроводниковых преобразователей являются устройства питания для ЭВМ.

В СССР первый силовой полупроводниковый преобразователь на тиристорах мощностью 5000 кВт применен в 1967 г. для блюминга 1150 Коммунарского металлургического завода. С тех пор разработано и внедрено множество преобразовательных установок для питания главных цепей двигателей в электроприводах постоянного тока прокатных станов. К ним можно отнести тиристорные преобразователи серий ТПР, ТПН, ТВР, АТ, АТР, КТУ и др. Номинальные токи этих преобразователей составляют 63—6300 А при напряжении 230—1050 В и мощности нагрузки до 12,5 МВт. Для их работы характерны непрерывные циклические нагрузки. В аварийных режимах происходит переход в генераторный режим (для контуров с большой индуктивностью), при котором вырабатывается противо-ЭДС. Сило-

вая часть преобразователей может содержать различное количество параллельно соединенных вентилей (от 1 до 30) и иметь системы управления самой различной сложности вплоть до использования микропроцессоров.

Для питания электролизных ванн в цветной металлургии применяются силовые выпрямительные установки типов ВАНД, ВАКВ, ПКВ, АВП и др. на номинальный ток до 100 кА при напряжении до 1000 В. Эти установки характеризуются большим количеством параллельно соединенных неуправляемых вентилей, сравнительно стабильной нагрузкой, отсутствием режимов частых перегрузок и аварий, необходимостью обеспечения непрерывности питания.

Последние исследования показали, что интенсификация процесса электролиза цветных и редких металлов может быть достигнута с помощью нестационарного тока, амплитуда, форма и полярность которого меняются с определенной частотой и скважностью. С этой целью можно использовать диодно-тиристорные или тиристорные выпрямители, позволяющие автоматически поддерживать необходимое значение выпрямленного напряжения или изменять его по заданной программе, что обеспечивает наиболее рациональное использование оборудования с реализацией прогрессивного технологического процесса. Индуктивность в контуре здесь невелика, а аварийный ток достигает сотен килоампер.

В преобразователях для тягового электропривода подвижного состава помимо преобразования энергии обеспечивается регулирование режимов .питания двигателей постоянного и переменного тока. Особенностью этих преобразователей является эксплуатация в условиях непрерывных механических воздействий, циклических токовых перегрузок, большой индуктивности нагрузки, широкого диапазона климатических воздействий, а также ограниченных габаритных размеров и массы.

Для вращающихся преобразователей систем бесщеточного возбуждения характерны высокие ускорения (до 60000 м/с2), весьма ограниченный объем и требования малого разброса по массе (по условиям балансировки ±0,5%). Основным силовым звеном бесщеточной системы возбуждения является возбудитель переменного тока, состоящий из обращенного синхронного генератора и вращающегося выпрямителя. Как правило, нагрузкой преобразователей в этих случаях являются обмотки возбуждения электрических машин с большой индуктивностью. Преобразователи частоты для печей электрошлаковой

переплавки, руднотермических печей и т. п. характеризуются большими номинальными токами (до 200 кА) частотой 0,5—12,5 Гц и большим числом параллельно включенных вентилей. Нагрузка (электрическая дуга) — чисто активная, и постоянная времени контура не превышает 10 мс.

Типичную конструкцию силового полупроводникового преобразователя рассмотрим на примере тиристорного преобразователя серии ТПЗ мощностью 1000—12 000 кВт производства ПО ХЭМЗ [1.1]. Преобразователь состоит из преобразовательной секции и комплектного оборудования, включающего в себя силовой трансформатор, сглаживающие (или уравнительные) реакторы, коммутационную и защитную аппаратуру, шунты, датчики тока на герконах, трансформаторы тока.

Каждая преобразовательная секция состоит из одной или нескольких вентильных секций и щита управления. ■Вентильная секция, являющаяся конструктивной единицей, состоит из одного или двух силовых шкафов и шкафа ввода. Каждый силовой шкаф содержит несколько вентильных блоков серии ВВП, образующих трехфазный мост, в каждом плече которого включено параллельно от 8 до 32 тиристоров в зависимости от мощности нагрузки. Вентильный блок ВВП содержит две параллельные ветви, каждая из которых представляет собой последовательное соединение тиристора Т2-320, быстродействующего предохранителя ПП57 и индуктивного делителя тока. С помощью силовых и штепсельных разъемов 'блок включен в общую электрическую схему вентильной секции.

Щит управления содержит функциональные блоки системы управления, блоки узла защиты от перенапряжений, трансформаторы, резисторные сборки, измерительные приборы и т. п. Функциональными блоками системы управления являются блоки: фазового управления (БФУ), размножения импульсов (БРИ), усилителя импульсов (БУИ), резисторов (БР), управления режимами (БУР), питания :(БП), смещения (БС), регулятора тока (БРТ), реле '(БРЛ).

В качестве силовых трансформаторов используются масляные двухобмоточные трансформаторы серий ТМИ мощностью 2500—20 000 кВ-А, имеющие одну или две вторичные обмотки в зависимости от схемы преобразователя. Межфазное напряжение сетевых обмоток трансформатора составляет 6 и 10 кВ. Межфазные напряжения вентильных обмоток и напряжения преобразователя равны соответственно 570 и 660, 710 и 825, 900 и 1050 В. Напряжение КЗ 8

Опорное напряжение . -360(220,173,100) ВОпорное напряжение . -360(220,173,100) ВvAB3vAB3Оперативное напряжение I ~360й3^81 Питание Ч Вентилей СВОперативное напряжение I ~360й3^81 Питание Ч Вентилей СВСилоВоенапряжение^10(61*6СилоВоенапряжение^10(61*6ррAB2AB2Контроль i опорного . напряжения ]Контроль i опорного . напряжения ]БРЛБРЛКонтроль к силового V напряженияКонтроль к силового V напряженияБП2БП2БП1БП1БЛСБЛСMBMBTTiJ ЯiJ ЯУЗУЗ

Опорное напряжение . -360(220,173,100) В

Опорное напряжение . -360(220,173,100) В

vAB3

vAB3

Оперативное напряжение I ~360й

3^81 Питание Ч Вентилей СВ

Оперативное напряжение I ~360й

3^81 Питание Ч Вентилей СВ

СилоВоенапряжение^10(61*6

СилоВоенапряжение^10(61*6

р

р

AB2

AB2

Контроль i опорного . напряжения ]

Контроль i опорного . напряжения ]

БРЛ

БРЛ

Контроль к силового V напряжения

Контроль к силового V напряжения

БП2

БП2

БП1

БП1

БЛС

БЛС

MB

MB

T

T

iJ Я

iJ Я

УЗ

УЗ

Срабатывания ■предохранителя

БРБРививБФУБФУБУИБУИABEABEКнагрузкеКнагрузке

БР

БР

ив

ив

БФУ

БФУ

БУИ

БУИ

ABE

ABE

Кнагрузке

Кнагрузке

Рис. 1.1. Структурная схема нереверсивного преобразователя

трансформаторов этой серии составляет 5,5—9%. Для снижения пульсаций выпрямленного напряжения используются сглаживающие реакторы типа ФРОС.

Структурная схема нереверсивного преобразователя, выполненного по трехфазной мостовой схеме, показана на рис. 1.1. Силовое питание на выпрямительный мост В подается со стороны высокого напряжения через разъединитель Р, масляный выключатель МВ и силовой понижающий трансформатор Т. Разъединитель и масляный выключатель в комплект поставки не входят. Оперативное напряжение для питания вентиляции, системы блокировок и сигнализации поступает в схему через автоматический выключатель АВ1. Через этот же выключатель и дополнительный выключатель АВ2 обеспечивается питание для блока питания БП1 системы управления и блока усилителей импульсов БУИ. Второй блок питания БП2 получает синхронизированное с силовым опорное напряжение от специального источника через выключатель АВЗ. В этом блоке формируются синусоидальные и постоянные напряжения для питания блока фазового управления БФУ. На-

грузка подключается через быстродействующий автоматический выключатель АВБ и сглаживающий реактор Р. Контроль наличия напряжений всех видов и состояния МВ и АВБ осуществляется блоком БРЛ. Состояние предохранителей в вентильных секциях В контролируется в блоке предупредительной сигнализации БПС. Защита тиристоров от перенапряжений осуществляется с помощью блока УЗ, состоящего из вентилей и конденсаторов. Преобразователь управляется с помощью регулируемого напряжения (/у, поступающего на БФУ. Импульсы, вырабатываемые в БФУ, через БУИ поступают на вход моста В.

Предельные параметры, нагрузочные характеристики и механизм отказов силовых полупроводниковых приборов

Предельные возможности силового полупроводникового прибора (СПП) характеризуются так называемыми предельными параметрами, к числу которых относятся [1.6]:

предельный ток (максимально допустимый средний ток) при заданной температуре корпуса, или заданных условиях охлаждения, или заданных условиях работы Itav—среднее за период значение прямого тока через СПП, работающий в однофазной однополупериодной схеме выпрямления с активной нагрузкой при частоте 50' Гц, синусоидальной форме тока с углом проводимости 180°, когда при установившемся тепловом состоянии температура корпуса равна заданному значению или заданному значению соответствуют температура охлаждающей среды, тип охладителя и интенсивность охлаждения или заданы условия работы, например частота, форма и амплитуда импульсов, а температура перехода равна максимально допустимой;

ток рабочей перегрузки Тцоу)— ток открытого состояния, который при постоянном протекании вызвал бы превышение максимально допустимой температуры перехода, но который ограничен во времени так, что эта температура не превышается;

ударный (неповторяющийся) ток в открытом состоянии 1Тзм—ток открытого состояния, при протекании которого превышается максимально допустимая температура перехода, но который, как предполагается, во время службы тиристора (или диода) появляется редко с ограниченным числом повторений и вызывается необычными процессами в схеме (например, авариями);

защитный показатель (джоулев интеграл) i2dt ■— значение временного интеграла от квадрата ударного тока в открытом состоянии;

неповторяющееся импульсное напряжение в закрытом состоянии Udrm — наибольшее мгновенное значение любого неповторяющегося 10

Рис. 1.2. Таблеточные тиристоры серий Т и ТВРис. 1.2. Таблеточные тиристоры серий Т и ТВРис. 1.3. Роторные тиристоры Т2-160 и ТЗ-500Рис. 1.3. Роторные тиристоры Т2-160 и ТЗ-500

Рис. 1.2. Таблеточные тиристоры серий Т и ТВ

Рис. 1.2. Таблеточные тиристоры серий Т и ТВ

Рис. 1.3. Роторные тиристоры Т2-160 и ТЗ-500

Рис. 1.3. Роторные тиристоры Т2-160 и ТЗ-500

переходного напряжения в закрытом состоянии, прикладываемого к тиристору;

неповторяющееся импульсное обратное напряжение URSm — наибольшее мгновенное значение любого неповторяющегося обратного напряжения, прикладываемого к диоду;

напряжение пробоя (максимальное обратное напряжение) Ubr— обратное напряжение, при котором обратный ток через диод превышает заданное значение;

время выключения tq — наименьший интервал времени между моментом, когда прямой ток после внешнего переключения основных цепей понизился до нуля, и моментом, в который определенное напряжение, прикладываемое к тиристору, проходит через нуль без переключения тиристора в состоянии проводимости.

СПП имеют широкую номенклатуру характеристик. Разработаны силовые кремниевые вентили второго поколения [1.2], общий вид которых показан на рис. 1.2 и 1.3. В настоящее время электропромышленностью осваиваются СПП единой унифицированной серии (ЕУС) с лучшими характеристиками и более широкой номенклатурой. Например, быстродействующие тиристоры типа ТБ-320 этой серии имеют следующие основные характеристики: предельный ток (среднее значение) 320, ударный ток 6000 А при

температуре полупроводниковой структуры 110°С, интеграл Джоуля 180-103 А2-с* при температуре полупроводниковой структуры ПО °C. Если длительность импульса тока менее 10 мс, например 4 мс, то его допустимая амплитуда возрастает от 6000 до 8100 А. При этой длительности интеграл Джоуля уменьшится до 105-103 А2-с.

Таблеточные тиристоры типа Т253-1250 имеют максимально допустимое среднее значение тока 1250, действующее значение тока 2820 и ударный ток 28 000 А. Воздействие амплитуды импульса ударного тока, обычно равной 15—20 значениям предельного среднего тока, не должно приводить к выходу вентиля из строя. Предполагается, что к моменту окончания этого импульса срабатывает защита и обратное напряжение к вентилю не прикладывается. Если же после окончания импульса ударного тока к вентилю прикладывается обратное напряжение, равное 0,8 значения повторяющегося импульсного обратного напряжения, то импульс ударного тока необходимо уменьшить до 0,7—0,8 значения, допустимого при отсутствии этого напряжения.

Обычно в технических условиях или стандартах на СПП не указывается допустимое количество воздействий ударного тока. По опытным данным авторов, эта цифра колеблется в пределах 10—20. Токи рабочей перегрузки, если они не приводят к повышению температуры перехода свыше критической, в принципе могут быть многократными.

Рабочим элементом СПП является кристалл кремния с р- и п-слоями и р-п переходами между ними. Монокристалл кремния п-проводимости представляет собой диск диаметром 10—150 и толщиной 0,3—0,5 мм. Во избежание механических повреждений при колебаниях рабочей температуры к диску до его присоединения к медным теплоотводам припаиваются термокомпенсирующие пластины из вольфрама или молибдена, коэффициент теплового расширения которых близок к коэффициенту теплового расширения кремния.

В последнее время получили распространение и так называемые системы с прижимным контактом, в которых отсутствуют сварка и обеспечивается более высокая долговечность. На рис. 1.4 приведены схемы конструкций силовых кремниевых вентилей [1.3]; размеры для всех конструкций одинаковы и равны:

8gi: z 0,35 мм; 6gn— ^ПОС-61 — 0,^5 мм;

6W= 1,6 ч- 1,8 мм; 6Си = 15 мм.

Высокие массогабаритные показатели СПП, являясь их преимуществом, стали и причиной их весьма малой теплоемкости по сравнению с теплоемкостью традиционного электрооборудования, что сделало их чрезвычайно чувствительными к изменениям теплового режима и условий перегрузки.

Предельно допустимая температура кремниевой пластины является основным фактором, ограничивающим нагрузочную способность СПП. Превышение этой температуры может привести либо к необратимому

Рис. 1.4. Схемы конструкции силовых кремниевых вентилей:

а — с односторонним отводом тепла; б — с двусторонним отводом тепла и двумя вольфрамовыми термокомпенсаторами, припаянными к медным основаниям припоем ПОС-61; в — с одним прижимным контактом н двумя термокомпенсаторами; а — с одним прижимным контактом и одним термокомпенсатором; д — с двумя прижимными контактами и одним термокомпенсатором; е—с двумя прижимными контактами без термокомпенсаторов (ПОС-61 — припой)

ухудшению параметров вентиля вплоть до его разрушения, либо к обратимым изменениям параметров в виде роста времени выключения, снижения напряжения переключения и напряжения пробоя, резкого увеличения обратного тока и др. Отказы при длительных нагрузках могут быть вызваны расплавлением припоя в соединениях кремниевого диска с вольфрамовыми термокомпенсаторами, в соединениях этих компенсаторов с медным теплоотводом, а также старением припоев и усталостной деформацией кристаллической решетки кремния из-за периодических циклов нагрева-охлаждения. Температура перехода в кремниевых вентилях ограничивается на уровне ПО—140, а в некоторых случаях до 180 °C. Поэтому, например, для тиристора Т25 при естественном охлаждении допускается предельный номинальный ток 10 А, а при принудительном охлаждении со скоростью охлаждающего воздуха v=3 м/с1—25 А. Сильная зависимость существует между максимально допустимым средним значением прямого тока /п и непо-

средственно температурой корпуса СПП. Например, для тиристора ТВ-320 при температуре корпуса 40 °C значение /„=200 А, а при тем

пературе 90 °C /п= ЮЗ А. В связи с этим оптимизация тепловых режимов ,СПП обусловливает повышение надежности работы и улучшение технического уровня и показателей материалоемкости полупроводниковых преобразователей [1—4]. Сложность отвода тепла от СПП обусловлена большой плотностью тепловыделения, достигающей до

Таблица 1.1

Тип тиристора

Диаметр полупроводниковой структуры, мм

Номинальный рабочий ток. А, при виде охлаждения

ЕВ

пв

ПВд

Т14-160

20

45

110

250

Т14-250

30

85

170

400

Т2-320

40

90

200

480

Т500

40

140

350

780

Т630

50

160

380

350

Т800

56

170

440

1000

Т1250

80

200

850

1500

Т1600

80

.—.

900

—

Т2500

100

970

—

Т3200

120

—

1000

—

Примечание: ЕЕ—естественное воздушное; ПБ—принудительное воздушное; ПВд—-принудительное водяное.

200 Вт/см2 площади полупроводниковой структуры при допустимом превышении рабочей температуры над температурой окружающей среды, составляющем обычно 80—90 °C. Снижение рабочей температуры перехода на 10 °C увеличивает надежность СПП практически на один порядок.

Эффективность различных видов охлаждения СПП иллюстрируется табл. 1.1, где приведены номинальные значения рабочего тока тиристоров при различных видах охлаждения.

Естественное воздушное охлаждение широко применяется в полупроводниковых преобразователях малой и средней мощности в связи с простотой и надежностью медных и алюминиевых теплоотводов. Оно эффективно при мощности тепловыделения не более (2-^-5) -102 Вт на один СПП для температуры структуры 125 °C. С увеличением мощности тепловыделения эффективность этого метода уменьшается, поскольку рост массы и объема теплоотвода значительно опережает увеличение его теплоотдачи. Испарительное охлаждение обеспечивает хороший отвод тепла при мощности тепловыделения 200—2000 Вт на СПП и более. 14

В режиме циклических нагрузок и перегрузок средний ток тиристоров необходимо снижать на 30—35% по сравнению с током в стационарном режиме или резко интенсифицировать охлаждение тиристоров, если это согласуется с возможностями по допустимым значениям аварийных токов [1.5].

При кратковременных перегрузках током большой амплитуды разрушение СПП связано с эффектом шнурования тока — тепловым пробоем, вызванным локализацией тока в небольшой области структуры. При этом амплитуда и длительность допустимого импульса тока перегрузки определяются максимальной температурой кремния, от которой зависит его собственная проводимость в наиболее нагретом участке. Критическими мгновенными значениями температуры р-п-р-п структур, вызывающими выход СПП из строя, многие авторы считают значения, близкие к температуре плавления кремния 1412 °C. В связи с этим зависимость джоулева интеграла и допустимой амплитуды импульса тока от его длительности /и оказывается сложной. С одной стороны, чем меньше /и, тем меньше значение выдерживаемого прибором джоулева интеграла. Например, для тиристора В-200 при £и=1 мс джоулев интеграл равен 15-Ю3 А2-с, а при £и=10 мс — 67-103 А2-с.

Для некоторых вентилей зарубежного производства, допускающих протекание одиночного импульса 9000 А в течение 5 мс, джоулев интеграл принимает значение 200 X ХЮ3 А2-с. Однако при длительности импульса 1,5 мс допускается больший ток 12,7 кА при меньшем интеграле 120-103 А2-с для нагретого вентиля. Эти параметры при испытаниях из холодного состояния возрастают на 20, а при испытаниях без приложения обратного напряжения — на 60%.

При механических напряжениях, возникающих вследствие неоднородного нагрева системы кремниевая пластина — термокомпенсатор, критическим фактором является разность температур между ними. Совершенствование конструкции вольфрамовых термокомпенсаторов, отказ от одного из термокомпенсаторов и от сварки и переход .на систему прижимных контактов позволили резко увеличить срок службы тиристоров.

В переходных и аварийных режимах рост температуры полупроводниковой структуры определяется постоянной времени t=RctCCt, где Ra — тепловое сопротивление; Сст — тепловая емкость структуры. В связи с малым объемом полупроводниковой структуры (35—7000 мм3) ее те-

Рис. 1.5. Диаграмма для определения температуры нагрева полупроводниковой структуры при воздействии прямоугольного импульса мощностиРис. 1.5. Диаграмма для определения температуры нагрева полупроводниковой структуры при воздействии прямоугольного импульса мощности

Рис. 1.5. Диаграмма для определения температуры нагрева полупроводниковой структуры при воздействии прямоугольного импульса мощности

Рис. 1.5. Диаграмма для определения температуры нагрева полупроводниковой структуры при воздействии прямоугольного импульса мощности

плоемкость также оказывается небольшой, и постоянная времени структуры составляет 1—5 мс. Постоянная времени всего полупроводникового прибора в корпусе не превышает нескольких секунд. Отсюда сильная чувствительность ОПП к токовым перегрузкам.

Расчет режимов работы СПП при воздействииимпульсов аварийного тока

Тепловые свойства полупроводниковой структуры СПП или СПП совместно с системой охлаждения характеризуются установившимся значением теплового сопротивления R. Это значение определяется как отношение разности температур' Полупроводниковой структуры прибора 7ПЛ и корпуса Тк к потерям мощности ДР, вызвавшим эту разность; R— (Тип—Тк^ДР. Значения теплового сопротивления R для СПП обычно приводятся в информационных матёриалах.

Надежность СПП определяется температурой 7пп, которая не должна превышать допустимые нормы в любых режимах работы. Поэтому необходим расчет этой температуры по заданным значениям мощности потерь ДР, теплового сопротивления R и температуры корпуса Тк. Пусть к СПП, первоначально Находящемуся в холодном состоянии, в момент времени /0 (рис. 1.5) прикладывается импульс мощности АР прямоугольной формы длительностью /ь Определим температуру 7ПП2 в момент времени t2.

В интервале времени to—1\ температура структуры нарастает до значения 7nni, а в интервале времени 6—t2 спадает до 7Пп2. В соответствии с [1.6] для расчета 7ПП2 импульс мощности условно продолжается до момента t2, причем в интервале t\—12 для расчета вводится отрицательный импульс мощности — АР. Этот импульс компенсирует воздействие условно введенного на промежутке времени /1—t2 положительного импульса ДР. В этом случае действительная температура 7ПП2 в момент времени t2 будет

Т^ = Т'пп - Кп2 = AW + (-АР) R";' 1^ = АР (R'—R"), где R', R'f — тепловое сопротивление прибора В интервалах времени соответственно /о—^2 и ty—/2, которое определяется по известным зависимостям для данного типа СПП; Тпщ—условная температура,, которой достигла бы полупроводниковая структура при суммарном воздействии рассматриваемого импульса ^P и положительного импульса ДР, введенного для расчета; Т"™, —условная температура полупроводниковой структуры от воздействия отрицательного импульса мощности — ДР, введенного для расчета.. ■.

На практике форма импульса мощности часто отличается от принятой прямоугольной. Импульс входной мощности любой произвольной формы можно описать набором прямоугольных импульсов в виде

. Р (т) =Pof (т) + ^Pf (Т-Д1Т) + ... +An-iPf (т-^-Дпт) +

где т — время; ДР^ — мощность i-ro импульса (i=l, и); /(т—Дуг) — единичная прямоугольная функция, равная нулю для Кт—Дуг и единице для 1>т—Д1Т.

В этом случае зависимость температуры структуры от времени и мощности имеет вид

Т^ =P0R (т) Ч-Д^Я (т—Aiff) +-V^PR (т—Д1Т—<Д2т) + ...

... +An—iPR(t—<+Д„т) +

+ ДпР/?(т—<), где R(x—Д1Т—A2f) —переходное тепловое сопротивление в момент времени т—Ait+A2t.

Для <<Д1Т+А2т функция Г(т)=0. Выбрав достаточно большое число налагаемых друг на друга прямоугольных импульсов, можно добиться любой требуемой степени точности отображения реального импульса.

С целью упрощения расчета реальный импульс мощности произвольной формы Р можно заменять эквивалентным прямоугольным импульсом мощности Р с такими же максимальным Рта* и средним РСр значениями. Это достигается соответствующим выбором длительности tH эквивалентного импульса: la—P^tnIPmax=Pct,tnIPmBx.

Учет формы тока и напряжения при расчете рассмотрен в [1.7] на примере треугольного и полусииусоидального импульсов тока. Макси- 2—617817

мальиое превышение температуры структуры, рассчитанное с помощью эквивалентного импульса Р, определяется по выражению

--/1/2+х/3\

- ^Ттах — PRvW^V + ^ССП^02)^и Г+^С / ’

где ^<>/0 + ^ссп^о2 =Ртах — значение мощности эквивалентного импульса, полученное с учетом принятой линеаризации вольт-амперной характеристики СПП; Uo, /0 и /?ссп — параметры СПП; RB— тепловое сопротивление в момент t=tH; Н, v — коэффициенты, зависящие от типа СПП; х = Rccn^o/^o> черточкой сверху обозначены усредненные значения.

Уточненное значение превышения температуры

ДТтах = Ru IW^ + ^ССП^2^! I

^№ и ^тах"~ коэффициенты, характеризующие форму импульса.

Установлено, что аппроксимация реального импульса мощности треугольной формы эквивалентным прямоугольным импульсом приводит к погрешности определения превышения температуры структуры прибора, составляющей 20—35%. При этом реальный максимум температуры структуры наступает существенно позднее расчетного времени. Аналогичный расчет для полусинусоидального импульса тока имеет погрешность 13—20%.

Прямоугольный импульс мощности всегда приводит к большему нагреву, чем импульс любой другой формы с теми же максимальным и средним значениями мощности, и расчетная температура получается завышенной по отношению к реальной. Однако на практике в ряде случаев невысокая точность такого способа оказывается вполне достаточной и обеспечивает определенный запас .надежности. При необходимости большей точности можно пользоваться описанным выше методом суперпозиции прямоугольных импульсов.

Особенности аварийных режимов СППи их термодинамическая стойкость

Основные виды аварий, причины их возникновения и средства защиты рассмотрим на примере типичных схем силовых полупроводниковых преобразователей — нереверсивной трехфазной мостовой схемы и схемы реверсивного преобразователя. В этих схемах встречаются практически все виды аварий, характерные для полупроводниковых преобразователей.

Внешнее КЗ. На рие. 1.6,а иллюстрируется режим внешнего КЗ силового полупроводникового преобразователя, собранного по трехфазной мостовой схеме и содержащего по четыре соединенных параллельно ячейки вентиль— предохранитель [1.8]. Авария этого вида возникает при работе преобразователя в выпрямительном режиме, в котором энергия поступает от трансформатора и после выпрямления направляется к нагрузке. Нагрузкой чаще всего является обмотка возбуждения или якорная обмотка электрической машины постоянного тока. Внешнее КЗ может быть вызвано круговым огнем на коллекторе электрической машины. В аварийный контур входят автоматические

2*2*Рис. 1.6. Аварийные режимы силового полупроводникового преобразо- .вателя:а —внешнее КЗ; б — внутреннее КЗ (ia— аварийный ток; Я—нагрузка; VSn — поврежденный вентиль)Рис. 1.6. Аварийные режимы силового полупроводникового преобразо- .вателя:а —внешнее КЗ; б — внутреннее КЗ (ia— аварийный ток; Я—нагрузка; VSn — поврежденный вентиль)1919

2*

2*

Рис. 1.6. Аварийные режимы силового полупроводникового преобразо- .вателя:

а —внешнее КЗ; б — внутреннее КЗ (ia— аварийный ток; Я—нагрузка; VSn — поврежденный вентиль)

Рис. 1.6. Аварийные режимы силового полупроводникового преобразо- .вателя:

а —внешнее КЗ; б — внутреннее КЗ (ia— аварийный ток; Я—нагрузка; VSn — поврежденный вентиль)

19

19

выключатели Al и А2 и может входить или не входить индуктивность, как, например, L2. В такой ситуации защита преобразователя обеспечивается срабатыванием автоматического выключателя А2 на стороне постоянного тока. Предохранители, включенные последовательно с тиристорами, не должны срабатывать. Защитные функции при такой аварии могут быть осуществлены также автоматическим выключателем А1 или предохранителями на стороне переменного тока, если они обеспечивают достаточное быстродействие. Если произошло внешнее КЗ на шинах нагрузки, в контур которого (показан штриховой линией) не входят индуктивность и автоматический выключатель А2, и при этом автоматический выключатель А1 отсутствует или не является быстродействующим, то должны сработать все находящиеся под током предохранители. Но это весьма редкая авария. В некоторых особых случаях (в электролизных агрегатах) защита от внешнего КЗ может быть осуществлена находящимся на стороне переменного тока масляным выключателем, не обладающим высоким быстродействием. Предохранители и защищаемые ими полупроводниковые вентили в этом случае выбираются с большим запасом по току.

Внутреннее короткое замыкание. Аварийный режим этого вида чаще всего вызывается пробоем вентиля, т. е. потерей им запирающих свойств под воздействием недопустимо высоких значений напряжения или тока. Такой же режим может возникнуть при ошибке управления, когда замыкаются две или три фазы питающего трансформатора. На рис. 1.6,6 показан контур внутреннего КЗ. Предохранитель, последовательно соединенный с поврежденным вентилем, должен перегореть и отключить его, что не сказывается на работе преобразователя.

Авария силового преобразователя в инверторном режиме. Инверторный режим является вторым основным режимом работы силового полупроводникового преобразователя. Источником энергии является генератор постоянного тока, посылающий энергию в сеть переменного тока. При этом возможны аварийные режимы следующих видов. Так называемый сквозной прорыв инвертора типа / (рис. 1.7) возникает, если при нормальной работе ячеек тиристор — предохранитель 1—4 из-за неисправности системы управления или ложного включения переводится в проводящее состояние лишь один тиристор второй полуфазы, например тиристор 5. Образуется контур КЗ на постоянном токе, включающий в себя генератор постоян-

Рис. 1.7. Аварии силового полупроводникового преобразователя в инверторном режиме

него тока с напряжением Ud, автоматический выключатель А, работающую полуфазу ячеек 1—4, одну ячейку тиристор — предохранитель 5 и индуктивность L (контур /). Предохранитель ячейки 5 срабатывает, и преобразователь продолжает работу с исправными ячейками 6—8.

Сквозной прорыв инвертора типа // возникает, если при нормальной работе ячеек 1—4 из-за ошибки в системе управления произошло включение всех тиристоров 5—8 второй полуфазы. При такой аварии напряжение питания отключается автоматическим выключателем А, причем предохранители ячеек 1—8 не должны срабатывать или повреждаться. В этом случае ток КЗ

'«= ^ [* -“Р (-т)]+л ехр (_т

где x=L/R, L, R—постоянная времени, индуктивность и активное сопротивление в цепи генератора; /0 — ток в цепи тиристоров в момент времени, предшествующий прорыву инвертора.

Авария, называемая несквозным прорывом (опрокидыванием) инвертора, обусловливается различными причинами, например потерей питания на стороне переменного тока, ошибкой в системе управления, вследствие чего один или все тиристоры одной полуфазы не выключаются или имеет место пропуск коммутации. В контуре аварийного тока переменное напряжение трансформатора суммируется

с постоянным напряжением генератора постоянного тока. Если не выключился только один из всех запираемых тиристоров 9—12, а именно тиристор 12 (контур 777), то должен сработать предохранитель 12. В режиме аварии типа IV не выключаются все параллельно соединенные тиристоры 9—12 одной полуфазы. Аварийный ток отключается автоматическим выключателем А или автоматическим выключателем на стороне переменного тока, если он является достаточно быстродействующим. Предохранители у тиристоров при этом не должны срабатывать или повреждаться. Аварийный ток iK [1.9] определяется как

. _ ud к R'. _ ud к R'

. _ ud к R'

. _ ud к R'

sin (tot + а — <р) — sin (а — <р) Xsin (tot + а — <р) — sin (а — <р) X

sin (tot + а — <р) — sin (а — <р) X

sin (tot + а — <р) — sin (а — <р) X

где L'—L-V2L^; К'=К4-2Кф tp— arctg j ; V — постоянная времени контура короткого замыкания; а — фазовый угол, соответствующий началу опрокидывания; 70 — ток в момент начала опрокидывания; ип— линейное напряжение вентильных обмоток трансформатора; Ьф и Кф — параметры фазной обмотки, приведенные к вентильным обмоткам трансформатора.

Одновременное включение групп вентилей разного направления тока. Характер протекания этой аварии во встречно-параллельной схеме шестипульсного мостового реверсивного преобразователя зависит от сочетания углов управления выпрямителем ав и инвертором аи [1.9]. При включении обоих мостов в выпрямительном режиме и ав+ -|-аи=0 развивается тяжелая авария, аналогичная КЗ непосредственно на шинах постоянного тока.

На рис. 1.8 показаны контуры, образующиеся при включении тиристоров 1 и 6 в обоих мостах. В плече каждого из мостов протекает половина тока КЗ. При одновременной подаче импульсов на тиристоры 1 и 6 выпрямителя В, а также на тиристоры 5 и 6 инвертора И создается контур междуфазного КЗ (этот контур обозначен жирной линией). В момент включения очередных тиристоров 2 выпрямителя и 1 инвертора образуется новый контур КЗ, проходящий через Эти вентили. Далее авария развивает- 22

ся при непрерывном возникновении контуров междуфаз- ного КЗ.

На практике встречаются и некоторые другие виды аварийных режимов и их сочетаний в зависимости от типа преобразователя, вида нагрузки и т. п. В режимах, при которых аварийный ток проходит только через один вентильный предохранитель, защита должна обеспечиваться этим предохранителем. Во всех остальных случаях, как правило, защита должна обеспечиваться автоматическими выключателями.

Рис. 1.8. Аварийный режим силового полупроводникового преобразователя при одновременном включении групп вентилей разного направлеРис. 1.8. Аварийный режим силового полупроводникового преобразователя при одновременном включении групп вентилей разного направленияния

Рис. 1.8. Аварийный режим силового полупроводникового преобразователя при одновременном включении групп вентилей разного направле

Рис. 1.8. Аварийный режим силового полупроводникового преобразователя при одновременном включении групп вентилей разного направле

ния

ния

Электродинамические процессы в поврежденном СПП. В ряде случаев при внутреннем КЗ или другой аварии, вызванной одиночным отказом тиристора, когда расчетные значения аварийного тока достигают 150—200 кА, а используемая защитная аппаратура не обеспечивает требуемых защитных характеристик (например, плавкий предохранитель или автоматический выключатель), возможно образование электрической дуги в поврежденном вентиле, сопровождаемое взрывом. В [1.10] сообщается о том, что предохранители ПНБ5 не обеспечивают защиту СПП таблеточной конструкции типов Т320, В2-320, Т500, Б-500, Т630, Т800, Т1000. Длительное протекание аварийного тока вызывает разгерметизацию поврежденного СПП и переброс дуги на токоведущие части преобразователя. Один из возможных механизмов электродинамического процесса состоит в следующем. Первоначально образуется локальный пробой в объеме или по фаске кремниевой пластины. В месте локального пробоя начинает протекать сверхток преобразователя, вызывающий резкое повышение темпера-

туры в малой зоне полупроводниковой структуры СПП. Это приводит к расплавлению кремния и прилегающих к нему зон контактных серебряных прокладок и термокомпенсаторов. В результате испарения расплавленных металлов развивается короткая электрическая дуга с напряжением около 100 В. При соприкосновении дуги с манжетой корпуса СПП манжета расплавляется, что может привести к разгерметизации прибора. На рис. 1.9 штриховой линией обозначен путь прохождения сверхтока /к, создающего электродинамические силы Fi и F^, действующие в конструкции поврежденного прибора: токоподводах 1, 7, основании 2, вентильном элементе с серебряной прокладкой и вольфрамовым термокомпенсатором 5. Под действием силы Fi электрическая дуга перемещается на периферию вентильного элемента, выбрасывая капли расплава металлов на корпус 4. Затем плазма дуги вытягивается силой /*2 в направлении тонкой катодной манжеты 3 и прожигает ее. В тиристорах типов Т630, Т800, Т1000 вблизи полупроводниковой структуры располагается фторопластовое кольцо, которое под действием дуги разлагается с выделением газов 8, что существенно повышает действующее в закрытом объеме давление. Разгерметизация корпуса тиристора под влиянием этого давления приводит к тому, что плазма с большой скоростью выбрасывается в окружающее пространство и ионизирует его. Если высота выступа анодной манжеты 6, центрирующей вентильный элемент, равна или больше толщины нижнего термокомпенсатора, то анодная .манжета прогорает. Площадь прогаров манжеты может быть 2—20 мм2; при этом пространство может ионизироваться на расстоянии до 1,5 м

от тиристора. В [1.10] сформулированы требования к конструкции СПП, которая должна выдерживать импульс сверхтока треугольной формы с амплитудой 35 кА при интеграле Джоуля свыше 2,3-106 А2-с для В2-320 и 35 кА при интеграле Джоуля свыше 3,5-106 А2-с для В500 и Т500. Для исключения повреждения корпуса предложено размещать внутри тиристора небольшие (4—15 г) защитные кольца из металла с большими удельной теплоемкостью и удельной теплотой плавления, в частности из алюминия, которые будут поглощать энергию дуги. ■

Взрывы тиристоров, обусловленные низкой термодинамической стойкостью корпуса или недостаточно высоким качеством защитных аппаратов, могут привести к тяжелым последствиям — разрушению конструкции вентильных секций преобразователя, дорогостоящему ремонту, нарушению сложных технологических процессов и т. д. Необходимость локализации последствий от взрыва тиристоров в ряде случаев приводит к существенным усложнениям в конструкции преобразователей.

В модернизированной серии тиристорных преобразователей ТП и ТПР для исключения возникновения дуги между токоведущими частями, находящимися под разными потенциалами, между фазами и металлическим каркасом силовых шкафов установлены изоляционные перегородки. Иногда и это не дает требуемого эффекта, в связи с чем токоведущие элементы необходимо удалять от металлического каркаса на большие расстояния и обеспечивать их достаточную термодинамическую стойкость.

Общие требования к аппаратам токовой защитыи их классификация

В самом общем случае аппараты токовой защиты силовых полупроводниковых устройств должны удовлетворять трем главным требованиям: быстродействия, селективности и надежности.

Быстродействие и высокая чувствительность защиты позволяют обнаружить аварийный режим на ранней стадии возникновения, ограничить до минимума аварийный ток и вызванные им тепловое, электродинамическое и другие виды воздействий. Тем самым обеспечивается целостность полупроводникового устройства и сводятся к минимуму последствия аварий в нагрузке — дорогостоящие простои оборудования, нарушение технологического цикла и т. п. Селективность предполагает отключение при аварии

только поврежденного участка полупроводникового устройства без нарушения его работы в целом. Следствием нарушения этого требования может быть ложное отключение полупроводникового устройства от питающей сети или от нагрузки, приводящее к повреждению отдельных элементов и нагрузки.

Под надежностью защиты следует понимать безотказное обеспечение быстродействия и селективности в аварийном режиме при поддержании непрерывности электроснабжения в течение длительного времени с соблюдением безопасности обслуживания.

Быстродействие и селективность защиты являются требованиями противоположного характера, и во многих случаях достижение одного из них идет в ущерб другому. В конкретных условиях при выборе рационального технического решения приходится находить компромиссное решение. При выборе типа защиты целесообразно учитывать степень важности защищаемого объекта. Более совершенная и дорогостоящая защита оправдывает себя при мощных преобразовательных установках, не допускающих даже кратковременного перерыва электропитания.

Указанные требования обеспечиваются соответствующим выбором защитных характеристик. К основным защитным характеристикам относятся:

джоулев интеграл, представляющий собой интеграл квадрата тока, прошедшего через аппарат защиты при отключении аварии, и характеризующий ее совокупное тепловое воздействие;

время срабатывания (собственное время) аппарата — время от момента подачи команды на срабатывание до начала токоограничивающего воздействия;

пропускаемый ток — максимальное мгновенное значение тока, проходящего через аппарат при отключении аварии;

предельная коммутационная способность аппарата — наибольшее значение установившегося тока короткого замыкания, который возник бы в цепи при отсутствии аппарата защиты.

Более подробно эти и некоторые другие параметры рассматриваются ниже применительно к конкретным аппаратам защиты.

При классификации аппаратов защиты можно выделить вентильные аппараты, служащие для индивидуальной защиты отдельных полупроводниковых вентилей, и фидерные, предназначенные для защиты групп вентилей или силового полупроводникового устройства в целом. При-

мером вентильного аппарата является любой предохранитель на рис. 1.8. Примером фидерного аппарата служат автоматические выключатели на том же рисунке.

По принципу действия вентильные и фидерные аппараты защиты могут быть следующих видов:

быстродействующие электромагнитные автоматические выключатели;

полупроводниковые (тиристорные) выключатели;

вакуумные выключатели с принудительной коммутацией;

импульсные дуговые коммутаторы;

быстродействующие плавкие предохранители;

вакуумные и взрывные выключатели;

предохранители многократного действия.

По числу срабатываний аппараты защиты могут быть одноразового (предохранители) и многократного действия выключатели или импульсные дуговые коммутаторы).

Быстродействующие электромагнитные автоматические выключатели являются классическими контактными низковольтными аппаратами, которые получили широкое распространение как в СССР, так и за рубежом. В СССР наиболее распространены автоматические выключатели ВАБ-42, ВАТ-42 и А3700.

Бесконтактные полупроводниковые выключатели имеют ряд достоинств по сравнению с контактными и в то же время не свободны от некоторых недостатков. Целесообразность применения того или иного вида аппарата диктуется конкретными условиями эксплуатации.

Наиболее распространенными и дешевыми аппаратами защиты являются плавкие предохранители. Чаще всего они используются для вентильной защиты. За рубежом (в Японии, Франции) плавкие предохранители применяются и для фидерной защиты при включении в фазы переменного тока, плечи полупроводникового преобразователя и т. п. Вакуумные выключатели, импульсные дуговые и взрывные коммутаторы, а также предохранители многократного действия представляют собой специальные аппараты со сравнительно узкой областью применения.

В ряде случаев целесообразна классификация аппара- "тов защиты на контактные и бесконтактные. Контактные аппараты, например электромагнитные автоматические выключатели, осуществляют ограничение тока и электрический разрыв цепи. Бесконтактные аппараты, например полупроводниковые выключатели, осуществляют лишь то- коограничение без разрыва цепи.

Глава вторая

ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ БЫСТРОДЕЙСТВУЮЩИЕАВТОМАТИЧЕСКИЕ ВЫКЛЮЧАТЕЛИ

Принцип действия

Появление автоматических выключателей относится к 20-м годам н было вызвано в значительной степени развитием системы электропривода, в частности появлением индивидуальных электроприводов. Совершенствование первых моделей автоматических выключателей, основанных на использовании биметаллических элементов, привело к появлению механических защелок в выключателях (1928 г.), дугогасительных камер и контактных накладок из серебросодержащих материалов (1936 г.). В середине 30-х годов появляются трехфазные конструкции и быстродействующие электромагнитные расцепители для защиты от КЗ. В послевоенный период благодаря интенсивному развитию новых искусственных материалов появились малогабаритные выключатели в пластмассовом корпусе, отличающиеся большой коммутационной способностью. Современные автоматические выключатели примерно в 4—5' раз меньше выключателей образца 30—40-х годов по габаритным размерам и во много раз превосходят их по коммутацией- иой способности, быстродействию, селективности, характеристикам то- коограничения и надежности. Постоянное ужесточение требований к указанным параметрам, требования снижения материалоемкости, трудоемкости и энергопотребления при изготовлении и эксплуатации автоматических выключателей диктуют необходимость совершенствования известных и поиска новых технических решений. При этом необходимо совершенствование методов расчета и проектирования, которые не всегда удовлетворяют современным требованиям.

Принцип устройства современного быстродействующего автоматического выключателя показан на рис. 2.1 [2.1]. Основными его элементами являются главные 3 и дугогасительные контакты /, дугогасительная камера 2, электромагнит 4, звенья 6, 7 и упор 13 механизма свободного расцепления, расцепители 5, 8, 10, 11, возвратная пружина 9 и рукоятка 12. Включение автоматического выключателя осуществляется или вручную рукояткой 12, или дистанционно с помощью электромагнита 4. Отключение контактов может осуществляться с помощью рукоятки или одного из расцепителей. Основой теплового расцепителя 5 является биметаллический элемент из двух пластин с различными температурными коэффициентами линейного расширения. Пластины жестко соединены между собой горячей прокаткой или сваркой. При токовых перегрузках

Рис. 2.1. Устройство быстродействующего электромагнитного автоматического выключателя

нагрев биметаллического элемента приводит к его изгибу в сторону пластины с меньшим температурным коэффициентом расширения, которая воздействует на звенья 6, 7 механизма свободного расцепления. При этом контакты выключателя размыкаются. Электромагнитный расцепитель, срабатывающий при токах КЗ, представляет собой длинноходовой электромагнит 8, якорь которого имеет свободный ход 5—10 мм, а по катушке протекает ток нагрузки. Воздействие якоря на расцепитель приводит к отключению цепи нагрузки. Ток срабатывания электромагнита регулируется изменением натяжения пружины 9 или числа витков катушки. Минимальный расцепитель 10 также электромагнитный. При номинальном значении напряжения сети якорь электромагнита находится в притянутом состоянии. При снижении напряжения ниже значения уставки (30—70 % номинального значения) якорь от-

брасывается пружиной 9 от магнитной цепи. Эта пружина воздействует на механизм свободного расцепления. Для дистанционного отключения автоматического выключателя установлен электромагнитный расцепитель 11, обмотка которого рассчитывается на кратковременный режим работы от напряжения коммутируемой сети.

Принцип конструкции электромагнитных автоматических выключателей, показанный на рис. 2.1, в течение многих лет остается без радикальных изменений. В то же время отдельные элементы конструкции совершенствуются в самых различных направлениях. Необходимость получения разнообразных защитных характеристик и их регулировки в широких пределах, требования селективности в различных режимах работы и стремление к повышению надежности привели к разработке бесконтактных полупроводниковых расцепителей. Требования повышения быстродействия на основе снижения собственного времени срабатывания выключателя вызвало создание специальных индукционно-динамических и электродинамических систем для ускоренного размыкания контактов выключателя. Для ускоренного дистанционного управления выключателями разработаны быстродействующие приводы. Повышение надежности было и остается целью различных усовершенствований дугогасительной камеры.

Современные конструкции электромагнитных выключателей отечественных и зарубежных разработок рассматриваются ниже.

Выключатели типов ВАБ-42 и ВАТ-42

Быстродействующие автоматические выключатели ВАБ-42 и ВАТ-42 поставляются по техническим условиям ТУ 16-520.160-75 и предназначены для защиты тиристорных преобразователей и других установок постоянного тока на номинальные напряжения 230, 460, 660 и 1050 В. Напряжение на дуге выключателя не превышает соответственно 540, 1060, 1400 и 2100 В. Собственное время срабатывания при максимальном значении аварийного тока и начальной крутизне его нарастания не менее 3-106 А/с для выключателя ВАТ-42 составляет 2 мс и для выключателя ВАБ-42 — 7 мс. Выключатели выпускаются на номинальные токи 2, 4, 6,3 и 10 кА.

Ресурс выключателей по электрической износостойкости определяемой количеством отключений тока до 45 кА без зачистки контактов и подрегулировки, составляет 15 цик30

Рис. 2.2. Конструкция выключателя ВАТ-42-2000/10-Л-У4

лов. Ресурс по механической износостойкости, определяемый количеством включений и отключений при отсутствии тока в главной цепи, для выключателей с /Ном=2 кА равен 5000, для выключателей с 7НоМ=4; 6,3 и 10 кА — 104 циклов. Срок службы выключателей 20 лет.

Выключатели состоят из унифицированных конструктивных блоков [2.2]. Выключатель типа ВАТ-42-2000/10- Л-У4 на ток 2 кА (рис. 2.2) состоит из дугогасительной камеры 1, индукционно-динамического привода 2, полюса 3, рукоятки 4, пластины заземления 5, тележки 6, панели 7, изоляционного экрана 8, контактной системы цепей управления 9, защелки 10 и упоров И на раме шкафа. Дугогасительная камера и полюс подробно показаны на рис. 2.3. Контактный узел полюса включает в себя главный неподвижный контакт 1 и главный подвижный контакт 2. Неподвижный контакт 1 одновременно выполняет роль катушки магнитного дутья. Главные контакты выключателя защищаются от обгорания дугогасительным контактом 3. Вблизи главных контактов 1, 2 расположены электроды 4, 5 (рога), по которым перемещается дуга, образующаяся при отключении главных контактов.

Рис. 2.3. Дугогасительная камера и выключателя ВАТ-42-2000/10-Л:У4

Механизм свободного расцепления включает в себя магнитопроводящую скобу 6, защелку 7, пружину 8, рычаг 9 и якорь 10.

Быстродействующий привод включает в себя электромагнит, состоящий из катушки И, магиитопровода 12 и якоря 13, отключающую пружину 14 и упор 15. Быстродействующий привод связан с подвижным контактом 2 с помощью тяги 16, возвратной пружины 17, упора 18. Тяга 16 связана с рычагом 9.

Дугогасительная камера 19 содержит асбоцементные наружные щиты 20, торцевые вставки 21, внутренние V-образные перегородки 22, П-образные магнитопроводы 23, на которых закреплены рогообразные электроды 24.

Каждый из выключателей ВАБ-42 и ВАТ-42 снабжен реле РДШ-300 (рис. 2.4) для подачи сигнала на отключение путем разрыва цепи удерживающей катушки. Токоведущая шина 1 этого реле разделена на две параллельные 32

При быстром нарастании тока КЗПри быстром нарастании тока КЗветви, на одну из которых насажены пластины Ю из электротехничес кой стали. К шине прикреплен магнитопровод 2 с панелью 3, на которой расположены стрелка 5 и шкала 6 со значением уставки, и размыкающим контактом 4. Уставка регулируется натяжением пружины 7 при определенном зазоре между якорем 8 и магнитопроводом 2. С помощью катушки 9 осуществляется проверка уставок реле,

При быстром нарастании тока КЗ

При быстром нарастании тока КЗ

значение уставки реле снижается. Это вызвано тем, что проходящие через магнитопровод 2 токи двух ветвей шины направлены навстречу друг другу.

Принцип работы выключателя состоит в следующем. Во включенном положении ток защищаемой цепи проходит через замкнутые главные контакты 1 и 2 (см. рис. 2.3). Якорь 13 удерживается в притянутом положении при помощи магнитного потока, создаваемого постоянным током в катушке 11, которая выполняет функции и удерживающей, и включающей катушки. Сила магнитного притяжения якоря 13 превышает противодействующие усилия, создаваемые пружинами 14 и 17. Возвратная пружина 17 стремится переместить тягу 16 вверх и таким путем создает контактное давление. Во включенном положении выключателя одновременно с притяжением якоря 13 притягивается также и якорь 10, который взводит пружину 8 в механизме свободного расцепления. Однако под действием магнитного потока рассеяния катушки 11 якорь 10 не может удерживаться в притянутом положении и под действием пружины 8 возвращается в исходное состояние, ударяет по защелке 7 и освобождает тягу 16, обеспечивающую замыкание главных контактов.

При возникновении аварийного тока команда на отклю- 3-617833

чение выключателя подается с помощью реле РДШ-300. Если аварийный ток возрастает быстро, как, например, при КЗ, то соотношение между токами, протекающими в двух ветвях шины 1 (см. рис. 2.4), будет определяться их индуктивным сопротивлением. Поскольку на ветвь меньшего сечения насажены стальные пластины, ее индуктивное сопротивление велико. Это приводит к возрастанию разности токов и срабатыванию реле раньше, чем ток цепи достигнет значения уставки. Если аварийный ток нарастает медленно, то разность токов в ветвях шины / будет определяться соотношением активных сопротивлений этих ветвей. Действующая в этом случае небольшая разность токов создает магнитный поток, который при появлении в защищаемой цепи тока, равного току уставки, обеспечивает притяжение якоря 8 к магнитопроводу 2 и, значит, размыкание отключающего контакта 4, включенного в цепь удерживающей катушки 11 (см. рис. 2.3) выключателя. Параллельно контактам 4 реле в цепи удерживающей катушки выключателя включены конденсаторы. Благодаря их наличию при размыкании контактов 4 возникает колебательный процесс, устраняющий остаточную намагниченность магнитопровода и обеспечивающий быстродействие выключателя. При размыкании удерживающей катушки 11 (см. рис. 2.4) якорь 13 отходит от сердечника и ударяет по упору 18 тяги 16. Это приводит к размыканию сначала главных контактов 1, 2, а затем дугогасительных 3. Возникающая на дугогасительных контактах дуга выдувается вверх по электродам 4, 5, 2, 4 под действием магнитного поля П-образных магнитопроводов 23. Внутренние V-образные перегородки 22 дугогасительной камеры 19 имеют суживающиеся кверху концы и удлиненное основание. Эти перегородки образуют узкую продольную щель, в которой дуга растягивается и гаснет.

Для управления выключателем используется специальная контактно-полупроводниковая схема, построенная на стандартных элементах. Существенное повышение быстродействия выключателей типа ВАТ-42 по сравнению с выключателями ВАБ-42 достигнуто за счет специального индукционно-динамического привода (ИДП), который подробно будет рассмотрен в § 2.5.

Характеристики выключателя ВАТ-42. Характеристики быстродействия выключателя ВАТ-42 для режима сквозного прорыва инвертора силового полупроводникового преобразователя [2.3] исследованы в контурах постоянного тока с параметрами: 1/к=660 и 850 В, /™,= = 108 кА, £=0,07-^1 мГн. Диапазон уставок срабатывания находился

в пределах 4—25 кА. На рис. 2.5 показаны осциллограммы тока и напряжения в выключателе на номинальный ток 6,3 кА. Быстродействие выключателя определяется суммой следующих составляющих:

Д/дин — время между моментами прохождения тока через значения динамической /дин (по скорости нарастания аварийного тока dlldt) и статической /Ст (по значению аварийного тока /) уставок срабатывания РДШ;

Д/с — собственное время срабатывания выключателя, представляющее собой время от момента прохождения тока через значение динамической уставки до начала расхождения контактов;

Д/з,д — время задержки дуги ■— вре

Рис. 2.5. Осциллограммы тока и напряжения выключателя ВАТ-42, /дом—-6300 АРис. 2.5. Осциллограммы тока и напряжения выключателя ВАТ-42, /дом—-6300 Амя от момента появления дуги на контактах до начала нарастания напряжения на дуге по линейному закону.

Рис. 2.5. Осциллограммы тока и напряжения выключателя ВАТ-42, /дом—-6300 А

Рис. 2.5. Осциллограммы тока и напряжения выключателя ВАТ-42, /дом—-6300 А

Установлено, что время Д/днн изменяется в пределах О—2 мс при скорости изменения тока 1,0—9 кА/мс и не зависит от значения индуктивности. Время Д/с определяется в основном инерционностью ИДП, от параметров цепи нагрузки не зависит и находится в пределах 0,6—1,8 мс. Время Д/3,д зависит как от конструктивных параметров выключателя (расположения контактов, скорости их расхождения, интенсивности магнитного дутья), так и от особенностей вероятностного характера дуги (повторные пробои и т. п.). Предлагается рассматривать Д/з,д как случайную величину, которая может принимать любые значения в диапазоне К—3 мс при среднем значении 1,89 мс и среднеквадратичном отклонении 0,454 мс.

Джоулев интеграл для выключателей ВАТ-42 техническими условиями не регламентируется. Из практики для выключателя на номинальный ток 6300' А при уставке 2/„ом он находится в пределах (2-i-5) -106 А2-с при токах до 10О кА и постоянной времени до 50 мс. С увеличением постоянной времени свыше 30'—50' мс или с уменьшением ее ниже 5—12 мс интеграл Джоуля существенно возрастает. У автоматических выключателей ВАБ-42 интеграл Джоуля и собственное время срабатывания заметно больше за счет отсутствия ИДП.

Выключатели серии А3700

Автоматические выключатели этой серии предназначены для максимальной токовой защиты цепей с номинальным напряжением до 440 В постоянного и 660 В перемен-

ного тока. Если описанные выше выключатели ВАТ и ВАБ предназначены для защиты в основном полупроводниковых установок, выключатели серии А3700 являются универсальными и могут быть использованы для защиты полупроводниковых устройств со стороны переменного тока.

Износостойкость выключателей этой серии находится в пределах (5-ь 16) -103 циклов включение-отключение в зависимости от типоисполнения. Износостойкость при коммутации 10-кратного переменного тока при напряжении 660 В и коэффициенте мощности не менее 0,25 находится в пределах 50—250 циклов, а при напряжении 440 В постоянного тока и постоянной времени не более 0,010 с — в пределах 400—700 циклов. Наличие полупроводникового расцепителя в ряде типоисполнений обеспечивает регулировку токов и времени срабатывания в широком диапазоне. Номинальные токи выключателей охватывают ряд 40— 630 А. Собственное время срабатывания составляет 10 мс.

На рис. 2.6 приведена схема внутренних соединений выключателя со всеми дополнительными устройствами. Использованы следующие обозначения [2.4]: О — отключено; I— включено; II— главная цепь; III — главные контакты; IV— вспомогательные контакты; V —расцепитель независимый; VI — расцепитель нулевого напряжения; VII—привод электромагнитный; VIII— штепсельный разъем электромагнитного привода; К — зажимные колодки цепи управления и сигнальной цепи; SAI— кнопка управления независимым расцепителем; SA2— кнопка управления электромагнитным приводом; Ux — напряжение управления независимым расцепителем; U2— напряжение управления электромагнитным приводом.

Конструктивно выключатель состоит из следующих узлов: кожуха, контактной системы, механизма управления, дугогасительных камер, искрогасителя, полупроводникового или тепловых и электромагнитных расцепителей максимального тока, зажимов для подсоединения главной цепи и дополнительных устройств [2.4, 2.5]. Пластмассовый кожух выключателя (рис. 2.7) состоит из основания 1, на котором смонтированы детали и узлы выключателя, и крышки 2. Контактная система состоит из главного подвижного контакта 3, укрепленного на рычаге, связанном с механизмом управления аппарата, и главного неподвижного контакта 4, изготовленных из металлокерамической композиции на основе серебра. Контакты 3 и 4 припаяны к контактодержателям 5 и 6. Контактодержатель 5 подвижного контакта 3 электрически соединен гибким соеди-

нением 7 с максимальным электромагнитным расцепителем и выводом 8 для внешнего подсоединения. Контактодержа- тель 6 неподвижного контакта 4 имеет возможность небольшого перемещения в зависимости от соотношения усилий возвратной пружины и сил электродинамического взаимодействия контактов. Максимальный электромагнитный расцепитель устанавливается в каждом полюсе выклю-

Рис. 2.6. Схема внутренних соединений выключателя А3700

чателя и представляет собой электромагнит, состоящий из сердечника 9, якоря 10 и удерживающей пружины 11. Механизм управления включает в себя рукоятку управления 12, рычаг 13, защелку 14 и отключающую рейку 15.

Дугогасительные камеры расположены над контактами каждого полюса выключателя и представляют собой набор стальных пластин 16 в изоляционной оправе 17. Посредством этих пластин происходят дробление и деионизация электрической дуги. Дугогасительные камеры устанавливаются в корпусе / и удерживаются крышкой 2.

Искрогаситель 18 выполнен в отдельном пластмассовом корпусе и является съемным блоком, который крепится к крышке 2. Искрогаситель предназначен для охлаждения и деионизации газов, выходящих из выключателя при отключении токов короткого замыкания.

Для включения автоматического выключателя рукоятку управления 12 перемещают вначале вниз, в результате чего рычаг 13 сцепляется с защелкой 14, которая фиксирована полуосью отключающей рейки 15. При последующем пере-

мещении рукоятки вверх происходит замыкание главных контактов 3 и 4. При возникновении в защищаемой цепи тока короткого замыкания, превышающего уставку, якорь 10 электромагнитного расцепителя максимального тока притягивается к сердечнику 9 и воздействует на отключающую рейку 15, что вызывает отключение выключателя.

Рис. 2.7. Конструкция выключателя А3700

В серии автоматических выключателей А3700 применены бесконтактные полупроводниковые расцепители типа РП, которые при возникновении токовых перегрузок или КЗ вырабатывают по заданной программе сигнал на автоматическое отключение выключателя путем воздействия на его дистанционный расцепитель.

Полупроводниковый расцепитель типа РП [2.6] состоит из блока управления и измерительных элементов. Измерительные элементы выполняются в виде трансформаторов тока при работе на переменном токе или магнитных усилителей при работе на постоянном токе. Блоки управления выполнены в пластмассовом кожухе, внутри которого на печатных платах расположены элементы схемы. На крыш-

ку блока выведены органы ручного управления для регулирования параметров выключателя. Уставка по номинальному току регулируется в пределах 20—40, 40—80, 80—160, 160—250, 250—400, 400—630 А, по току срабатывания при КЗ — в пределах (34-10)/Ном на переменном токе и (24-6) /ном на постоянном токе, по выдержке времени при

Рис. 2.8. Структурная схема расцепителя переменного тока селективного исполнения выключателя А3700

токах перегрузки — в пределах 4—16 с и по выдержке времени при токах КЗ — в пределах 0,1—0,4 с.

Структурная схема полупроводникового расцепителя переменного тока селективного исполнения приведена на рис. 2.8.

В измерительных элементах 1 каждого полюса выключателя вырабатываются сигналы, пропорциональные току защищаемой цепи. Эти сигналы подаются на схему выделения наибольшего сигнала 2, откуда выделенный сигнал поступает на входы канала перегрузки и канала КЗ. Канал перегрузки содержит блокинг-генератор 5, реле перегрузки 6, одновибратор 7 и магнитный накопительный счетчик 8. Канал КЗ состоит из реле КЗ 3 и элемента выдержки времени 4. При номинальном токе сети импульсы с выхода блокинг-генератора через реле 6 поступают на вход «Сброс» счетчика, устанавливая его в исходное состояние. При перегрузке, превышающей уставку, реле 6 срабатывает. При этом поступление импульсов на вход «Сброс» счетчика прекращается, а импульсы с выхода блокинг-генератора проходят на вход «Запись» счетчика с интервалом, равным выдержке времени одновибратора. Значение выдержки времени одновибратора обратно пропорционально входному сигналу.

Выходной сигнал счетчика, возникающий при его переполнении, поступает на выходной каскад 9, управляющий работой исполнительного органа1—дистанционного расцепителя 10. Срабатывание расцепителя по каналу КЗ происходит при превышении током заданного уровня, определяемого уставкой реле 3. Срабатывание реле 3 приводит

к срабатыванию выходного каскада через промежуток времени, определяемый элементом выдержки времени. Блок питания И обеспечивает питание блока управления и катушки дистанционного расцепителя 12, предназначенного для оперативного отключения выключателя.

Описанные конструкции быстродействующих автоматических электромагнитных выключателей со щелевой и деион- ной дугогасительными камерами являются наиболее типичными. На таком же принципе основываются быстродействующие автоматические выключатели серии «Электрон» с поминальным током до 5500 А и серии АВМ с номинальным током до 2000 А. В настоящее время ведутся разработки новых серий быстродействующих выключателей с уменьшенными габаритами, повышенными функциональными возможностями и более высоким качеством характеристик.

Выключатели зарубежных фирм

Начало промышленного изготовления быстродействующих автоматических выключателей относится к 60-м годам, хотя идея и практическая реализация выключателей такого рода впервые появились еще в 40-х годах в США (фирма Westinghouse).

Автоматические выключатели низкого напряжения (до 1000 В) в настоящее время изготавливают более 70 зарубежных электротехнических фирм — «Мицубиси», «Тэраса- ки», «Никко» (Япония), Klokner Moeller, AEG, Siemens (ФРГ), General Electric, Westinghouse (США) и многие другие.

Автоматические выключатели типа ТЕ фирмы «Тэраса- ки» выпускаются на номинальные токи 100—800 А и напряжение 500 В переменного тока и рассчитаны на максимальный ток 130 кА при cos <р=0,15. Один из таких выключателей показан на рис. 2.9 [2.7]. Здесь показаны: / — металлическая сетка с выхлопным отверстием для нагретых газов; 2 — верхний присоединительный зажим; 3 — основание выключателя; 4— дугогасительная камера; 5, 6 — контактные накладки подвижного и неподвижного контактов; 7— подвижный контакт; 8 — неподвижный контакт; 9— приводной рычаг; 10— контактная пружина; 11— гибкое соединение; 12— изоляционная перегородка; 13 — термобиметаллический расцепитель; 14— электромагнитный расцепитель; 15 — рычаг для освобождения замка; 16 — нижний присоединительный зажим; 17— установочный винт электромагнитного расцепителя. В выключателе применен двукратный разрыв коммутируемой цепи за счет последова- 40

тельного включения двух пар контактов. Это потребовало увеличения одного из размеров выключателя на 30—90 % в зависимости от исполнения. С целью повышения быстродействия за счет ускорения расхождения контактов в выключателе применен электродинамический отброс контактов, для чего токоподвод оформлен в виде двух петель. Подвижные контакты состоят из двух сдвоенных контактных элементов, связанных гибкой лентой и закрепленных шарнирно.

В выключателе типа TL используется электродинамический отброс контактов. При включенном положении выключателя (рис. 2.10,а) к неподвижным контактам 1 прижаты

Рис. 2.9. Выключатель фирмы «Тэрасаки»

подвижные контакты 2. Нажатие контактов обеспечивается пружиной 3. Если мгновенное значение тока выключателя превысит значение тока отброса, то подвижные контакты 2 под действием электродинамической силы поворачиваются относительно осей 7 и переходят в отключенное положение (по рис. 2.10,6). Отключение цепи осуществляется электромагнитным расцепителем с некоторой задержкой (рис. 2.10,6) после электродинамического отброса контактов. При переходе выключателя в отключенное положение ролик 6, который при отбросе контактов сдвинут относительно кронштейна 4, ударяет в упор 5 и возвращается в исходное положение. Это приводит к возвращению подвижных контактов в разомкнутое положение "(рис. 2.10,г).

При отключении переменных токов 10—130 кА, напряжении 500 В и cos <р—0,15 интеграл Джоуля изменяется в пределах (14-6) -106 А2-с для выключателя с номинальным током 400 А.

Фирмой «Мицубиси» выпускаются автоматические выключатели типа NFU со встроенными предохранителями многократного действия типа PPF на основе натрия или калия (подробно рассмотрены в гл. 8). В выключателе применена система выключатель + предохранитель с диффе-

Рис. 2.10. Принцип электродинамического отброса контактов в выклю-чателе фирмы «Тэрасаки»

Рис. 2.11. Конструкция выключателя типа NFU-100 фирмы «Мицубиси»: 1— рычаг блокировки; 2 — биметаллический расцепитель; 3 — защелка; 4 — рычаг приводного механизма; 5, 6—пластмассовый кожух; 7— деионная дугогасительная камера; 8— контакты; 9 — присоединительный зажим; 10 — изоляционное основание; 11 — шины для соединения предохранителей с токоподводом выключателя; 12 — резистор, подключенный параллельно предохранителю для снижения перенапряжений; 13— зажнм предохранителя; 14 — изоляционный корпус предохранителя; 15— предохранитель многократного действия; 16 —электромагнитный расцепитель

ренцированием выполняемых ими функций. Конструкция такого выключателя на /НОм=:100 А показана на рис. 2.11 [2-7].

На рис. 2.12 показан выключатель NFU на 7Ном=225 А и ПНОм=600 В. Предохранители каждого полюса выключателя размещены в цилиндрических отверстиях его верхней части. При перегрузке выключатель срабатывает под действием одного из расцепителей. Срабатывание выключателя с номинальным током 225 А происходит через 1 мин при токе перегрузки 800 А, и через 20 мс при токе перегрузки 20 кА. За счет предохранителей многократного действия, которые начинают срабатывать при токах при-

Рис. 2.12. Внешний вид выключателя типа NFU фирмы «Мицубиси»Рис. 2.12. Внешний вид выключателя типа NFU фирмы «Мицубиси»

Рис. 2.12. Внешний вид выключателя типа NFU фирмы «Мицубиси»

Рис. 2.12. Внешний вид выключателя типа NFU фирмы «Мицубиси»

мерно 3—4 кА, собственное время срабатывания защиты значительно снижается и составляет около 1 мс при токах свыше 10 кА. Интеграл Джоуля составляет 104— 106 А2-с при изменении тока в диапазоне 1—100 кА, а пропускаемый ток не превышает 20 кА при /к=100 кА. Предельная коммутационная способность выключателя составляет 200 кА.

5. Способы снижения собственного времени срабатывания

Электродинамический от-

брос контактов. Обычно время от момента подачи команды на срабатывание (от начала прохождения тока через катушку электромагнита расце-

пителя) до начала размыкания контактов автоматического выключателя составляет десятки миллисекунд. Такое большое собственное время срабатывания выключателя не удовлетворяет требованию быстродействия, в связи с чем велись и ведутся поиски способов его снижения Одним из таких способов является использование электродинамических сил отталкивания, возникающих между двумя проводниками с токами противоположного направления. В [28] описан быстродействующий выключатель типа АБК, схематически показанный на рис. 2.13. В номинальном режиме, когда токи, протекающие по траверсам 1 и 2 (контактам), сравни-

Рис. 2.13. Схема выключателя типа АБК:

а — механизм включен; б — механизм отключен

Рис. 2.14. Использование электродинамических силРис. 2.14. Использование электродинамических сил

Рис. 2.14. Использование электродинамических сил

Рис. 2.14. Использование электродинамических сил

тельно невелики, электродинамическая сила взаимодействия между ними, стремящаяся их развести, мала. В аварийном режиме при большой крутизне нарастания тока электродинамическая сила отталкивания между траверсами, возрастающая пропорционально квадрату тока, начинает значительно превосходить силу пружины 3; при этом траверса 1 приходит в движение, и контакты разрывают защищаемую цепь, после чего траверса 1 фиксируется защелкой 4.

О 0,4 о, а 1,2 (b-c)/(h+c)

Рис. 2.15. К расчету электродинамических сил

для ускорения размыкания контактов

В общем случае усилие F, вызывающее перемещение одного или нескольких элементов контура в результате их электродинамического взаимодействия, может быть найдено из закона сохранения энергии, связывающего механическую работу Р перемещения с электрическими параметрами контура.

где dx— элементарное перемещение вдоль координаты х; dL/dx—изменение индуктивности контура при перемещении его элементов.

Для контактов в виде узкой и длинной петли (рис. 2.14)

электродинамическая сила, Н, определяется выражением

^эд = 2.10-т4-^,О^эд = 2.10-т4-^,О(2-2)(2-2)

^эд = 2.10-т4-^,О

^эд = 2.10-т4-^,О

(2-2)

(2-2)

где L, b— размеры контактной петли; &о=0ч-1,4— коэффициент Двайта, зависящий от размеров поперечного сечения участков петли (рис. 2 15).

Помимо электродинамической силы по (2.2) действует усилие, обусловленное стягиванием линий тока из-за существования контактных пятен, и силой взрывного характера, возникающей непосредственно перед расхождением контактов при распаде жидкого металлического мостика. Влияние первого из этих усилий подробно рассматривается ниже; силы взрывного характера здесь не рассматриваются.

Использование электродинамического взаимодействия при простейшем конструктивном выполнении системы в виде двух шин (см. рис. 2.13, 2.14) затрудняет обеспечение требуемого быстродействия. Это обусловлено тем, что длина контактных шин обычно ограничена по конструктивным соображениям и к тому же этот способ неэффективен из-за увеличения массы шин, а расстояние между ними лимитируется требуемым провалом контактов. В связи с этим основными путями повышения быстродействия электродинамического привода такого рода являются использование так называемых многопетлевых устройств, замена отдельных шин катушками с токами различного направления, использование катушек с магнитными системами и искусственное увеличение тока во взаимодействующих элементах. В качестве примера на рис. 2.16 показана многопетлевая система, разработанная во ВНИИэлектроаппарате [2.7]. Неподвижный участок 1 системы выполнен в виде U-образного токопровода. Контактная пружина 2 связана с неподвижным контактом 3, имеющим возможность некоторого перемещения (так называемый малоподвижный контакт). Неподвижный контакт 3 жестко связан с U-образ- ным токопроводом, одно плечо которого закреплено с помощью шарнира на неподвижном участке 1. Подвижный контакт 4 имеет свободу перемещения под воздействием электродинамических сил и расцепителей. При протекании через контактную систему тока КЗ (направления указаны на рисунке стрелками) на подвижный контакт 4 действует усилие размыкания, обусловленное взаимодействием токов в контактах 3 и 4. Очевидно, что такое же усилие размыкания действует и на малоподвижный контакт 3 (первая петля).

участка 1. Это усилиеучастка 1. Это усилиеРис. 2.16. Электродинамические силы в многопетлевой контактной системе: /?э=/''э1+-17э2+7эз+/:'э4Рис. 2.16. Электродинамические силы в многопетлевой контактной системе: /?э=/''э1+-17э2+7эз+/:'э4

участка 1. Это усилие

участка 1. Это усилие

Рис. 2.16. Электродинамические силы в многопетлевой контактной системе: /?э=/''э1+-17э2+7эз+/:'э4

Рис. 2.16. Электродинамические силы в многопетлевой контактной системе: /?э=/''э1+-17э2+7эз+/:'э4

Особенность этой системы заключается в том, что на малоподвижный контакт 3 действуют и другие силы, созданные отдельными петлями. На правое вертикальное (по рисунку) плечо подвижного U-образного участка, на котором жестко закреплен контакт 3, действует усилие притяжения от тока, текущего в том же направлении по правому

вертикальному плечу неподвижного направлено на перемещение то- копровода с контактом 3 влево (вторая петля). Взаимодействие токов противоположного направления в правом вертикальном плече неподвижного участка / и левом вертикальном плече подвижного участка с контактом 3 также создает усилие отрыва контакта (третья петля). Наконец, взаимодействие (притяжение) токов одного направления в левом вертикальном плече неподвижного участка 1 и левом , вертикальном плече подвижного участка с контактом 3

приводит к возникновению уси

лия отрыва контакта 3 (четвертая петля). Таким образом, благодаря значительным усилиям, действующим на контакт 3 и превышающим усилия пружины 2, его размыкание происходит еще до размыкания подвижного контакта 4. При этом образуется дуга, обеспечивающая ограничение тока КЗ через 1—2 мс после прохождения тока через контактную систему..

В [2.9] предложена методика оценки электродинамических сил в многопетлевой контактной системе, подобной показанной на рис. 2.16. Проводники системы разбиваются на элементарные прямолинейные отрезки, расположенные параллельно, перпендикулярно или под углом друг к другу. При этом приняты следующие допущения:

ток распределен равномерно по сечению и длине проводника;

электродинамические силы равномерно распределены по длине проводника;

влияние поперечного сечения параллельных проводников учитывается коэффициентом Двайта.

Расчетные значения электродинамических сил оказались равными 70, 140 и 180 Н при токах через выключатель со-

ответственно 10, 20 и 40 кА. При этом погрешность расчета в сравнении с экспериментом составляла 50 % и более. В [2.10] наряду с аналитическими методами, аналогичными описанному выше, применен графоаналитический метод, основанный на построении эпюры распределения усилий вдоль проводников.

В [2.11] предложена система для измерения сил и перемещений элементов контактного узла с компенсатором электродинамического отброса для селективного автоматического выключателя А4100 с номинальным током 200 А. Нажатие контактных пружин составило 60—80 Н при амплитуде тока до 50 кА. Установлено, что усилия, развиваемые компенсаторами электродинамического отброса контактов, составляют 710—930 Н при токах 35—40 кА; перемещения подвижного контакта при этом не превышали 2 мм.

Для расчета электродинамических сил отброса контактов, обусловленных переходом тока из проводника большого сечения в проводник малого сечения, известное выражение для F,K уточнено в [2.12] применительно к случаю, когда плотность тока в контактном пятне задана в виде функциональной зависимости А=-Мг) от его радиуса г. На основе определения усилия отброса контактов F как производной от энергии дуги по длине контактного пятна получено выражение

d

2 Гг12

F=^r_Z2in-^+llr7t f_L ^J^rdr dr—^P, (2.3) 0

где D — диаметр контакта (проводника большого сечеиия); р,г — относительная магнитная проницаемость среды; d—диаметр контактного пятна; г — радиус контактного пятна; /(г)—плотность тока в контактном пятне.

Из анализа (2.3) следует: для уменьшения электродинамической силы отброса контактов -необходимо не только увеличивать число контактных пятен, но и стремиться к тому, чтобы они располагались как можно дальше от оси контактного сечения. Например, при двух параллельных контактах суммарная электродинамическая сила отброса уменьшается более чем вдвое. В [2.13] рассчитываются электродинамические силы при многоточечном контакте. На основе определения электромагнитных полей, возникающих в плоскости контактирования конечным радиусом Ь, имеющей N произвольно расположенных контактных пя- 48

тен радиуса а, выведено общее выражение для электродинамической силы

/ а \ г / а \1

_^iWo_ ь VI \ b ) _ЬVbjJ

тс а ^-т^о^т) L а ^o(^m) J (2.4) ■т=1

где Лт — корни функции Бесселя .1о(Лт) =Л(Хт) =0; о— радиус контактного пятна; b — радиус цилиндрического контакта; рг — относительная магнитная проницаемость среды; цо — магнитная постоянная.

Расчет по (2.4) показывает, что значение F при многоточечном контакте существенно ниже, чем при точечном. При этом определенную роль играют число контактных пятен, их площадь и расположение.

В [2.14] на основе экспериментальных исследований и расчетов выявлены зависимости электродинамических сил от геометрических параметров токоведущих шин. Зависимости установлены для двух шин одинаковых сечений и длины. Погрешность расчета не превышает 5 % при значениях угла между шинами не более 20°, отношении длины шин к расстоянию между ними 3—50 и отношении сечения шин к расстоянию между ними 0,25—3.

Интересны результаты теоретических и экспериментальных исследований электродинамических компенсаторов отброса контактов в серийных автоматических выключателях А4100, А3600, А3700, АМ, «Электрон» [2.15]. В частности, определены зависимости электродинамической силы от момента включения, параметров контура КЗ (cos ф, т, /к), скорости замыкания контактов и частоты тока.

В [2.25] предложен электродинамический привод, основанный на взаимодействии двух катушек с током. Одна из катушек располагается в воздушном зазоре магнитной системы. Вторая катушка располагается на магнитной системе. При этом возможны различные варианты исполнения привода в зависимости от способов создания токов в катушках. Через катушки могут протекать токи сети (нагрузки), разряда конденсатора, от трансформатора тока или источника постоянного напряжения. Для случая последовательного включения обеих катушек в цепь нагрузки и при плоскопараллельном магнитном поле в зазоре получено следующее выражение силы, действующей на подвижную шину при отсутствии насыщения магнитной системы:

=(2.5)

6 \2 /

49494—6178

49

49

где I — длина шины; b — воздушный зазор; i— ток; w—

число витков катушки. ■

от соотношения параметров конструкции.от соотношения параметров конструкции.При разработке конкретных технических решений целесообразно использование численных методов (см. гл. 5).При разработке конкретных технических решений целесообразно использование численных методов (см. гл. 5).Рис. 2.17. Индукционно-динамический привод выключателя ВАТ-42Рис. 2.17. Индукционно-динамический привод выключателя ВАТ-42Эффективность этих методов тем более значительна, если учесть, что для оптимальной конструкции контактной системы необходима достаточно сложная форма токопроводящих элементов, расчет которых по вышеприведенным выражениям оказывается практически невозможным. Что же касается самого принципа электродинамическогоЭффективность этих методов тем более значительна, если учесть, что для оптимальной конструкции контактной системы необходима достаточно сложная форма токопроводящих элементов, расчет которых по вышеприведенным выражениям оказывается практически невозможным. Что же касается самого принципа электродинамическоговзаимодействия, то он техвзаимодействия, то он технически оказался одним изнически оказался одним изсамых эффективных, а экосамых эффективных, а экоПри насыщении магнитной системы возникает неравномерное распределение тока и поля, что приводит к увеличению движущей силы по расчету в 2—6 раз в зависимости

от соотношения параметров конструкции.

от соотношения параметров конструкции.

При разработке конкретных технических решений целесообразно использование численных методов (см. гл. 5).

При разработке конкретных технических решений целесообразно использование численных методов (см. гл. 5).

Рис. 2.17. Индукционно-динамический привод выключателя ВАТ-42

Рис. 2.17. Индукционно-динамический привод выключателя ВАТ-42

Эффективность этих методов тем более значительна, если учесть, что для оптимальной конструкции контактной системы необходима достаточно сложная форма токопроводящих элементов, расчет которых по вышеприведенным выражениям оказывается практически невозможным. Что же касается самого принципа электродинамического

Эффективность этих методов тем более значительна, если учесть, что для оптимальной конструкции контактной системы необходима достаточно сложная форма токопроводящих элементов, расчет которых по вышеприведенным выражениям оказывается практически невозможным. Что же касается самого принципа электродинамического

взаимодействия, то он тех

взаимодействия, то он тех

нически оказался одним из

нически оказался одним из

самых эффективных, а эко

самых эффективных, а эко

номически — одним из самых выгодных.

Индукционно-динамическое взаимодействие. В серийных быстродействующих выключателях ВАТ-42 используется индукционно-динамический привод (ИДП) (рис. 2.17), позволяющий снизить собственное время срабатывания до 2 мс и значительно повысить быстродействие аппарата. В быстродействующих выключателях ВАБ-42 без ИДП собственное время срабатывания составляет 7 мс.

ИДП состоит из медного диска /, катушки 2, прокладки 3, тяги 4, гайки 5 и рычага 6. При достижении аварийным током определенного уровня от системы управления в катушку 2 ИДП поступает импульс тока от предварительно заряженной батареи конденсаторов. При этом в диске 1 индуктируются токи обратного направления. Взаимодействие этих токов с полем катушки приводит к тому, что диск отталкивается от нее и через тягу 4 и рычаг 6 воздействует на подвижный контакт выключателя в направлении, указанном стрелкой А.

' Принцип индукционно-динамического взаимодействия был применен еще в 1951 г. в механизме быстродействующего выключателя завода ЧКД — Прага (ЧССР). В этом выключателе индукционная катушка питалась главным то-

ком и взаимодействовала с алюминиевым диском. Известны и другие конструктивные исполнения, реализующие принцип индукционно-динамического взаимодействия непосредственно или через вспомогательные электромагнитные устройства и т. п.

В [2.26] предложен метод численной оптимизации геометрии ИДИ и емкости накопительного элемента (ЕНЭ) при минимальном времени срабатывания для выключателей серии ВАТ. При массе подвижной части 1,2 кг, ходе диска 3 мм, времени срабатывания 1,5 мс и напряжении ча емкости 600 В найдены оптимальные значения: ЕНЭ 1,69 мФ; число витков катушки — 50, толщина витка катушки 0,73 мм и высота витка катушки 4,28 мм.

Специальные методы снижения собственного времени срабатывания. С целью уменьшения собственного времени срабатывания в автоматическом выключателе может быть использован независимый накопитель энергии [2.16] в виде электромагнита. Якорь электромагнита непосредственно связан тягой с неподвижным контактом, имеющим свободу некоторого перемещения (так называемым малоподвижным контактом). Сущность данного метода состоит в том, чтобы за весьма малое время еще до размыкания подвижного' контакта осуществить перемещение малоподвижного контакта и таким образом сформировать дугу, ограничивающую ток в защищаемой цепи.

Основными элементами конструкции такого выключателя (см. рис. 2.18) являются основание /, крышка 2, дугогасительная камера 3, механизм свободного расцепления 4, расцепитель максимального тока 5, расцепитель дистанционного отключения 6, контактная система, включающая в себя подвижный контакт 7 и малоподвижный контакт 8, соединенный тягой 9 с электромагнитом 10. В аварийном режиме после срабатывания датчика тока управляющие импульсы одновременно поступают на катушку дистанционного расцепителя 6, воздействующего на механизм свободного расцепления, и на катушку электромагнита 10. Электромагнит через тягу 9 оттягивает малоподвижный контакт 8 от подвижного контакта 7 на время, соизмеримое с временем отключения механизма (несколько миллисекунд). Благодаря этому сразу же после отхода малоподвижного контакта 8 возникает короткая дуга, вызывающая ограничение тока. Это время составляет около 1 мс. Лишь через несколько миллисекунд после этого происходит обычное срабатывание подвижного контакта с последующим вхождением дуги в дугогасительную камеру. Целесообразно 4*

питание электромагнита от. независимого источника, например от предварительно заряженного конденсатора через тиристорный управляющий узел. Возможно использование главного тока с преобразованием его с помощью специального трансформатора и другие варианты.

С помощью независимого источника питания можно повысить быстродействие автоматических выключателей,

Рис. 2.18. Выключатель с уменьшенным временем срабатыванияРис. 2.18. Выключатель с уменьшенным временем срабатыванияв которых замкнутое положение контактов обеспечивается электромагнитом, а их размыкание производится под воздействием главного тока, проходящего через дополнительную катушку того же электромагнита. Для этой цели можно также использовать энергию предварительно заряженного конденсатора. По сигналу от датчиков тока или из системы управления обеспечивается разряд конденсатора на дополнительную катушку, создающую магнитный поток, размагничивающий магнитопровод электромагнита. При этом время отпускания электромагнита снижается. Разряд конденсатора может быть использован и

Рис. 2.18. Выключатель с уменьшенным временем срабатывания

Рис. 2.18. Выключатель с уменьшенным временем срабатывания

для принудительного запира

ния тиристора, включенного последовательно с удерживающей катушкой, и для прекращения таким образом протекания тока в этой катушке.

Представляют интерес некоторые технические решения, используемые передовыми зарубежными фирмами. Механизм быстродействующего выключателя фирмы AEG (ФРГ) содержит подвижный мостиковый контакт 1, неподвижные контакты 2, электромагнит 3, питающийся током главной цепи, и рычаг 4 приводного механизма 5 (рис. 2.19,а). При превышении током цепи заданного значения якорь электромагнита отталкивает подвижный контакт от неподвижного. Одновременно якорь через рычаг воздействует на блокирующее устройство приводного механизма, чем обеспечивается отключение выключателя.

В данном техническом решении электромагнит выполняет функции исполнительного элемента, размыкающего контакты, и электромагнитного расцепителя.

Размыкание контактов автоматического выключателя фирмы General Electric (США) осуществляется с помощью электромагнита, якорь 1 которого воздействует на подвижный контакт 2 и отделяет его от неподвижного контакта 3 (рис. 2.19,6). Одновременно с этим якорь воздействует на защелку приводного механизма 4, вызывая дальнейшее расхождение контактов.

Рис. 2.19. Методы повышения быстродействия автоматических выключателей зарубежных' фирм:а — использование мостикового контакта с электромагнитом, действующим как расцепитель и как исполнительный элемент; б — использование тока нагрузки для повышения быстродействия; в — одновременное использование электродинамического и электромагнитного механизмовРис. 2.19. Методы повышения быстродействия автоматических выключателей зарубежных' фирм:а — использование мостикового контакта с электромагнитом, действующим как расцепитель и как исполнительный элемент; б — использование тока нагрузки для повышения быстродействия; в — одновременное использование электродинамического и электромагнитного механизмов

Рис. 2.19. Методы повышения быстродействия автоматических выключателей зарубежных' фирм:

а — использование мостикового контакта с электромагнитом, действующим как расцепитель и как исполнительный элемент; б — использование тока нагрузки для повышения быстродействия; в — одновременное использование электродинамического и электромагнитного механизмов

Рис. 2.19. Методы повышения быстродействия автоматических выключателей зарубежных' фирм:

а — использование мостикового контакта с электромагнитом, действующим как расцепитель и как исполнительный элемент; б — использование тока нагрузки для повышения быстродействия; в — одновременное использование электродинамического и электромагнитного механизмов

Весьма большое быстродействие (собственное время срабатывания при аварийном токе, равном 100 ^ном> не превышает 0,5 мс) достигается в автоматическом выключателе фирмы Klokner Moeller (ФРГ), в котором одновременно действуют электродинамический и электромагнитный механизмы (рис. 2.19,в). Первый из них образован двумя петлями контактного соединения, состоящего из неподвижных 2 и подвижных 3 контактов. Мостик подвижных контактов жестко связан со скобой 5 отключающего электромагнитного механизма, которая соединена с приводным механизмом выключателя. Якорь 4 этого механизма расположен на некотором расстоянии от скобы (5—7 мм). При протекании аварийного тока контакты размыкаются под одновременным воздействием на них электродинамических сил и электромагнита, который срабатывает от приводного механизма 1 выключателя.

Некоторое снижение собственного времени срабатывания электромагнитных автоматических выключателей мо-

жет быть достигнуто за счет уменьшения массы подвижных контактов и других подвижных элементов конструкции, регулирования жесткости контактных пружин и т. п.

Несмотря на большое разнообразие конструктивных исполнений быстродействующих электромагнитных автоматических выключателей, основные технические решения, положенные в их основу, весьма немногочисленны. Поэтом} после выбора того или иного принципиального решения необходима оптимизация формы и размеров конструктивных элементов. Требования же к форме и размерам при мини мальных габаритных размерах и материалоемкости зачастую противоречивы. В зависимости от конкретных условий могут потребоваться постановка и решение нескольких оптимизационных задач.

Оптимизация конструкции дугогасительных систем

С точки зрения быстродействия необходимо, чтобы время движения электрической дуги по пути в дугогасительную камеру автоматического выключателя и время нахождения ее в дугогасительной камере было минимально возможным. Исследования показали, что минимальные значения джоулева интеграла отключения как одного из основных показателей быстродействия и энергии дуги как показателя надежности будут достигнуты, если с момента размыкания контактов напряжение на дуге будет иметь прямоугольную форму и максимально допустимое значение. Более подробно этот вопрос рассматривается в гл. 7. Здесь лишь отметим, что полученный вывод целесообразно использовать в качестве основного положения при разработке быстродействующих высоконадежных аппаратов. Перенапряжения на дуге выключателей, возникающие при отключении аварийных токов и малых токов индуктивной нагрузки (токи XX трансформаторов), как правило, не превышают (1,54-2) [7НОМ и могут быть надежно ограничены различными средствами, в том числе с помощью ЛС-цепей.

После того как с помощью тех или иных решений обеспечено минимальное собственное время срабатывания аппарата, необходимо обеспечить максимальную скорость достижения дугой дугогасительной камеры. При этом одноразрывные контакты представляются недостаточно эффективными. Более эффективны многоразрывные аппараты, в которых контактная система совмещена с дугогасительной или находится в непосредственной близости от нее. Возможные усложнения управления аппаратом могли бы

быть в значительной степени компенсированы существенным повышением быстродействия, уменьшением энергии дуги и как следствие снижением объема и упрощением конструкции дугогасительной камеры. В дугогасительных камерах обеспечивается гашение дуги с минимальным выбросом продуктов горения наружу при требуемом быстродействии аппарата, высокой его надежности, минимальных габаритных размерах, материалоемкости и энергопотреблении. Наибольшее распространение в быстродействующих автоматических выключателях получили дугогасительные камеры двух типов: щелевые и с деион ной решеткой.

В щелевых камерах горение и гашение дуги осуществляются в узкой щели между стенками из изоляционного материала, как это имеет место в выключателях типов ВАБ и ВАТ. В камерах с деионной решеткой дуга проходит между металлическими пластинами, как, например, в выключателях серии А3700.

Процессы задержки дуги перед деионной решеткой, вхождение дуги в камеру, движение ее в решетке, образование опорных пятен дуги и другие физические процессы и явления были и остаются объектом многочисленных экспериментальных исследований. Тем не менее многие проблемы еще не решены и сложность взаимодействий тепловых, электромагнитных, электро- и аэродинамических процессов, протекающих в дугогасительной камере, затрудняет построение их моделей и оптимальное проектирование. В общем случае целью оптимизации дугогасительных камер является достижение максимального быстродействия, минимальной энергии дуги, минимальных габаритных размеров аппарата в целом, максимальной надежности, минимальных потерь энергии в длительном режиме и т. п. Постановка и решение задачи оптимизации конструкции дугогасительных камер описаны в [2. 18]. При этом в качестве целевой функции выбран объем дугогасительной камеры, а в качестве параметров оптимизации — толщина пластин деионной решетки, расстояние между ними и их количество. На область допустимых значений управляемых параметров оптимизации были наложены ограничения, включающие, в частности, максимально допустимую температуру нагрева стенок камеры. Кроме того, было принято допущение о том, что энергия дуги полностью расходуется на нагрев стенок камеры, а процесс восстановления напряжения является адиабатическим.

Данная задача условной нелинейности оптимизации

была сформулирована следующим образом:

V = [x1(x3 +O + x^K^ + QJ^min;

(2-6)(2-6)D = \x^Ra, а^х^а^ b^x^b^

(2-6)

(2-6)

T — T <0;

Л К доп

4151/хз — 0,6f п

Z7^’

где V— объем камеры, мм3; Xi— толщина пластин, мм; х2— расстояние между пластинами решетки, мм; х3— число разрывов решетки; /п — длина пластины, мм; D — область допустимых значений управляемых параметров; аХ1 а2, 6ь Ь2— соответственно нижние и верхние границы управляемых параметров: Gi = l мм, о2=5 мм, bi=2 мм, &2=12 мм; d—ширина пластины, мм; Q — расстояние от края камеры до дугогасительных пластин, мм; х — вектор управляемых параметров оптимизации; 7\— температура нагрева стенок камеры, °C; ТДоп=1000оС — допустимая температура нагрева стенок камеры; L— индуктивность коммутируемой электрической цепи, Гн; /о — отключаемый ток, A; fo — собственная частота сети, Гц.

• При разработке алгоритма вычислений использовались эмпирические зависимости, полученные в [2.18]. В связи с нелинейностью целевой функции и ограничений для решения задачи использовался комплексный метод Бокса, позволивший оптимизировать недифференцируемые функции при наличии «оврагов». Полученные расчетом на ЭВМ значения толщины и длины пластин решетки оказались завышенными. Однако в качественном отношении результаты расчета удовлетворительно согласовывались с экспериментальными данными и принятыми допущениями.

Большое распространение в последние десятилетия получили эмпирические модели дуги в выключателях, предохранителях и других контактных аппаратах [2.19]. Идентификация дуги в этих моделях производится путем обращения к априорно заданной структуре, параметры которой определяются экспериментально. Наиболее известны классические обобщения теории динамических дуг, выполненные О. Майром и М. Касси и построенные на привлечении дополнительных физических характеристик — электропроводности плазмы, ее температуры, удельной мощности излучения и т. п. Среди последних работ можно отметить исследования физических моделей дуги отключения [2.28], анализ новых численных методов интегрирования для рас- 56

чета процесса коммутации [2.29], исследования и расчеты процесса коммутации цепи токоограничивающими автоматическими выключателями [2.30], [2.32], исследования математических моделей дуги отключения [2.31] и др.

Тепловые процессы и давление в корпусеавтоматических выключателей

Уменьшение массы подвижных элементов выключателя с целью повышения быстродействия, уменьшение габаритных размеров, снижение материалоемкости, повышение надежности в длительном режиме работы, повышение отключающей способности без увеличения габаритов и снижения надежности, изменение материала элементов конструкции и их формы при модернизации, сокращение сроков и стоимости разработки и отказа от трудоемких испытаний — далеко не полный перечень проблем, для решения которых необходим анализ теплового режима работы аппарата.

В [2.20] предлагается метод тепловых цепей, при котором все детали конструкции с учетом подсоединяемых проводников разбиваются на отдельные части — блоки (рис. 2.20,о). При анализе блок представляется типичной точкой, которая называется узлом. Предполагается, что в этой точке концентрируется вся тепловая мощность блока. Пространства между узлами принимаются как тепловые сопротивления. Поскольку конструкция выключателя симметрична, анализ проводится только для одной его части (рис. 2.20,6). Таким образом, получают сеть тепловых сопротивлений и узлов, причем для узлов рассчитывают температуры, а для тепловых сопротивлений — тепловые потоки. Для каждого узла твердого тела записывается уравнение теплового баланса:

N

ct = m, V -^ (7',. - Т^ + Qi (i = v 2,..., Na\ (2.7) ОТi

/•=1

Для каждого узла, находящегося в газообразной среде, также записывается уравнение теплового баланса

сг™/-^=^ ^i^zP/T"; —с.р.-ТаН-

N

(2.8)57(2.8)57+ 5 ^г <Ti - ^ + Qi V- Na + 1. Na + 2,..., Na + Nby f=i

(2.8)

57

(2.8)

57

Рис. 2.20. К описанию метода тепловых цепей (и — номер узла)

где Т — температура узла, °C; m— масса блока, кг; R— тепловое сопротивление, °С/Вт; Q — теплотворная способность источников, Вт; Ун — объемный расход, м3/ч; с — удельная теплоемкость, Вт-ч/(кг-°C); р — плотность, кг/м3; N — число узлов; Na — число узлов в твердом теле; Nb— число узлов в газообразной среде; i, j — номер узла в твердом теле; him — номер узла в газообразной среде.

Для стационарного режима, при котором температура узлов считается постоянной (dTJdt=O')1 основные уравне-

ния теплового баланса имеют вид

Граничные условия при постоянной температуре

Тт=Тй,(2.11)

где Та — температура источника тепла; m— номер узла с источником тепла.

Для решения системы N уравнений вида (2.9), (2.10) при граничных условиях (2.11) можно использовать численный метод, позволяющий определить значения температуры в каждом узле с помощью ЭВМ. Пример составления схемы тепловых сопротивлений, определяемых теплопроводностью, излучением и конвекцией, показан на рис. 2.20,в. Результаты расчета представлены на рис. 2.20,г, где показано распределение температуры в двух полюсах выключателя (точками отмечены результаты измерений). Из учета сложности конструкции использовано 159 узлов, сформированных в отдельные группы.

Анализ, проведенный на основе описанного расчета на ЭВМ, позволил установить причины повышения температуры и получить точные зависимости температуры от изменений формы и размеров конструктивных элементов выключателя, а также от их взаимного расположения. Все это в конечном счете обеспечило оптимизацию конструкции выключателя в целом. Для учета токораспределения в проводниках и контактных элементах выключателя, испытывающих влияние эффекта близости, поверхностного и других специфических эффектов, необходимо совместное использование описанного метода тепловых цепей и метода конечных элементов или конечных разностей.

Другим фактором, определяющим многие характеристики автоматического выключателя, является давление 59

в его корпусе, возникающее при горении электрической дуги. Опыт эксплуатации свидетельствует о том, что давления, возникающие при коммутации аварийных токов, могут привести к разрушению дугогасительной камеры, выбросу продуктов горения дуги наружу и инициированию более крупной аварии. Поэтому конструктивные элементы выключателя, оказывающие влияние на параметры, должны выбираться с учетом действующих в нем давлений. Полный расчет физических процессов, происходящих в выключателе во время горения дуги, представляет значительные трудности. Один из принципиальных подходов к решению этой задачи предложен в [2.21]. Изменение давления в пространстве и во времени описывается уравнением баланса мощностей и основными уравнениями газодинамики, образующими систему дифференциальных уравнений в частных производных. Рассматривается объем воздуха в виде открытого с одной стороны прямоугольного параллелепипеда, часть которого занимает электрическая дуга. Развитие давления в этом объеме представляется системой из уравнения непрерывности (2.12), уравнения движения (2.13), уравнения баланса мощности (2.14) и уравнения состояния (2.15):

-^--|-div (pw) = 0;(2.12)

-^+-J-gradp = O;(2.13)

—^-(рес7) -]-div (pcv7w) + рdiv w = aEJ; (2.14)

T-plc^fe— О.(2-15)

где t—время; p — плотность газа; w — скорость газа; p— давление газа; к — показатель адиабаты; Е — напряженность электрического поля дуги; J — плотность тока дуги; а — часть энергии дуги, затрачиваемой на увеличение давления; cv — удельная теплоемкость газа при постоянном объеме; Т — температура газа.

В рассматриваемом случае реальный газ можно с достаточной для инженерной практики точностью описать с помощью уравнений для идеального газа. Погрешность при этом для воздуха при давлении порядка 2-10® Па составит 1 %. Система уравнений (2.12) — (2.15) решается с помощью характеристического метода. Эксперимен- 60

тальные исследования, проведенные при коммутации токов до 60 кА, показали достаточно хорошее совпадение опытных и расчетных результатов.

Контактные системы и их влияниена характеристики выключателя

Материал и геометрия контактов. Контактные узлы в значительной степени определяют качество характеристик и надежность автоматического выключателя как в режиме номинальной нагрузки, так и при отключении аварийного тока. На работу контактных узлов влияют геометрическая форма и размер контактов, их материал и способ его изготовления, конструкция и кинематические- характеристики контактной системы.

Наиболее часто применяющимся материалом для изготовления контактов сильноточных аппаратов является серебро, обладающее высокими электрофизическими свойствами. Из-за дефицита и высокой стоимости в течение длительного периода ведутся исследования по его замене на различные металлокомпозиции и на металлокерамические контакты. В последнее время широкое- распространение получили композиции таких тугоплавких металлов, как вольфрам и молибден, обладающих высокой стойкостью к дуговому разряду, а также контакты, участки которых выполнены из различных материалов — системы серебро—оксид кадмия, серебро— никель и др. Применение тонкодисперсных структур с размером зерен не более 1 мкм, что было достигнуто химическим осаждением компонентов из соответствующих растворов термически нестойких солей, позволило существенно повысить физико-механические свойства металлокерамических контактов. При этом плотность и твердость контактного слоя возросли в 1,5—2, прочность на изгиб — в 3—4 раза. Оказалось возможным обеспечить равномерный износ контактной пары.

В последние годы проводятся исследования по применению чистой электротехнической меди в качестве материала контактов автоматических выключателей большой мощности. Оксидную пленку на поверхности контактов, повышающую их переходное сопротивление и температуру нагрева, предполагается разрушать с помощью увеличения контактного нажатия до 200—300 Н вместо- 50—80 и небольшого относительного сдвига контактов. В то же время в периодической литературе описывается

большое количество разнообразных композиций материалов контактов. Однако главные проблемы, которые стимулируют продолжение исследований в этой области,— проблемы экономичности и надежности — все еще остаются далеко не решенными.

Далеко не исчерпаны резервы, которые определяются оптимизацией контактных узлов с учетом всех параметров конструкции и, ,в частности, геометрической формы и рабочей поверхности контакта. Причем оптимизация может проводиться в соответствии с требованиями преимущественно какого-либо одного режима, например теплового или коммутационного, или для одновременного обеспечения требований нескольких режимов. Исследования, проведенные в этой области, пока недостаточны для получения исчерпывающих практических рекомендаций. Однако необходимость учета каждого из указанных режимов очевидна хотя бы из рассмотрения влияния формы рабочей поверхности контакта на время существования дуги постоянного тока. В [2.22] исследованы медные цилиндрические контакты, у которых различна форма рабочих поверхностей: а — плоская; б — -сферическая, концентричная относительно оси цилиндров; в — сферическая, эксцентричная относительно оси цилиндра (сдвинутая против направления движения дуги); ■ г —подобная в, но с плоскими участками; д — подобная г, но с боковыми фасками, уменьшающими рабочую поверхность. Испытания в безындуктивной цепи 220 В по- ■стоянтюго тока при постоянной скорости размыкания контактов 2 м/с, растворе контактов 25 мм и усилии их сжатия 50 Н подтвердили влияние формы контактной поверхности на время горения дуги и, значит, на степень эрозии контактов.

В перспективе оптимизация контактных систем должна охватывать весь комплекс факторов, определяющих работу контактов (нагрев замкнутых контактов; нагрев и эрозию контактов при коммутации номинального и аварийного токов, режимы горения дуги, механическую и усталостную прочность контактов и др.). Некоторые предварительные работы в этом плане выполнены авторами. Так, например, предложена [2.27] методика численного анализа при оптимизации формы поверхности контактов. Согласно этой методике исследуемая поверхность разбивается на дискретные элементы простой геометрической формы и расчет проводится для каждого из них отдельно. Если исследуемую моноконтактную по-

верхность в форме прямоугольника 20X5 мм заменить, системой из 10 дискретных круглых контактов радиусом 0,2 мм, то площадь поверхности эквивалентной дискретной системы составит около 1 % площади моноконтакта,, а сопротивление ее будет почти в 4 раза выше. Если: площадь поверхности дискретной системы будет составлять около 25% площади моноконтакта, то сопротивление дискретной системы из 200 круговых контактов с точностью 2—3 % совпадает с сопротивлением моноконтакта. Таким образом, при правильном выборе формы и количества элементов поверхности, эквивалентной реальной поверхности контакта произвольной формы, можно- осуществить достаточно точный численный расчет сопротивления контактов методом конечных разностей или методом конечных элементов.

Как правило, в традиционной конструкции 'контактной системы автоматических выключателей используются контакты из серебра или его сплавов, в том числе с графитом, и контактодержатели из меди. Между контактом и контактодержателем в ряде случаев размещают подслой из серебра, никеля или другого материала для улучшения электрических и технологических характеристик, контактной системы. Такая конструкция обусловлена стремлением к экономии серебра, которое в этом случае размещается лишь в основной рабочей зоне — контактной поверхности. Комплексная структура из различных материалов предопределяет концентрации напряжений на границах их соединения, которое получается, например, сваркой, пайкой, клепкой. Концентрации напряжений вызываются различием модуля упругости, коэффициента Пуассона, неравномерным нагревом, старением,, образованием трещин, разрушением контактного соединения при воздействии дуги или аварийного тока. В связи с этим актуальна задача оптимизации формы граничных поверхностей контактов по критерию минимума механических напряжений на границе двух сред. Расчеты методом конечных элементов показали, что при изменении формы границы двух сред от круга к эллипсу происходит эффективное, более чем в 4—5 раз, выравнивание механических напряжений на границе контакта и кон- тактодержателя, обусловленных различием их физических свойств.

Задержка дуги на контактах. Одним из факторов, определяющих быстродействие автоматических выключателей, является задержка дуги отключения на размыкае- ба-

мых контактах, количественно характеризуемая «временем неподвижности» дуги на контактах. При расхождении контактов, находящихся под током, в месте их последнего разрыва образуется зона повышенной температуры, в которой может формироваться жидкий мостик. При дальнейшем расхождении контактов этот мостик разрушается с образованием микрообласти, заполненной эрозионной плазмой. Это и служит началом формирования дугового разряда между контактами и первым местом привязки основания дуги к контактам, на котором дуга может стоять некоторое время неподвижно. Это время неподвижности для дуги может длиться от долей до десятков миллисекунд. Известна эмпирическая связь между временем неподвижности дуги /н, скоростью расхождения контактов и на начальном участке движения, напряженностью внешнего магнитного поля Н, создающего магнитное дутье, и током дуги /:

^ = ^(-7) ^

Коэффициент К зависит от физических свойств материала контактов. Ниже приведены значения К и tH для ряда контактных материалов:

Материал контакта. .СиAgAgCAgNiAgCdO

К 1—1,7 0,8—1,6 1,7—2,2 0,5—2,3 0,5—3

^в 0,350,440,410,60,6

Кроме того, на время tH влияют форма и размеры контактов, межконтактного зазора, аэродинамическое сопротивление среды и скорость нарастания тока. Таким образом, время неподвижности дуги на контактах зависит, с одной стороны, от конструктивных параметров выключателя и с другой — от параметров отключаемой цепи. Последние в основном определяют значение и скорость нарастания тока, от которых существенно зависят интенсивность тепловыделения на контактах, плавление жонтактных пятен, образование и последующее разрушение жидких мостиков, характеристики эрозионной плазмы, а также диаметр дуги, а следовательно, и аэродинамическое сопротивление, оказываемое средой ее движению. Подробно эти понятия рассмотрены в [2.23]. Конструктивные параметры выключателя определяются не только из условий минимального времени неподвижности дуги, но и другими требованиями. Так, достижение большой начальной скорости расхождения контактов связано с необходимостью приложения большой силы к

подвижному контакту и, следовательно, с усложнением конструкции механического привода. Например, в выключателях с номинальным током порядка 102 А для обеспечения расхождения контактов 1—2 мм за время 10~3 с нужно приложить к подвижному контакту силу около 102—103 Н. Интенсификация магнитного гашения дуги приводит к интенсификации выноса материала контактов с их поверхности и, следовательно, к усилению их эрозионного разрушения. Укорочение контактных накладок в направлении движения дуги и выбор их формы, а также материала контактов могут быть осуществлены лишь с учетом таких факторов, как нагревостой- кость, износостойкость, малое переходное сопротивление, массогабаритные характеристики.

Вместе с тем материалы контактов могут быть выбраны с учетом обеспечения минимального времени задержки дуги на их поверхности при прочих приблизительно равных условиях их функционирования. Для этого необходимо знание закономерностей формирования и движения опорных пятен дуги на контактах.

Влияние материала контактов на «стойкость» привязки опорных пятен дуги к электродам описано в [2.5]. Если дуговой разряд возбужден на стыке двух электродов (на торце биметаллического электрода), то его опорная зона всегда или преимущественно фиксируется на одном из них. Более того, если дуга возбуждена сначала на одной из половин составного электрода вблизи линии стыка, то опорная зона может переместиться с первоначального места привязки на другую половину электрода. Избирательное перемещение опорных зон дуги определяется сложным сочетанием физических свойств контакта, проявляющихся интегрально (как тепло и температура плавления и испарения, тепло и электропроводность) и на атомарном уровне (как работа выхода, потенциал ионизации).

На перемещение дуги по поверхности контактов оказывает влияние наличие на ней различного рода химических соединений и механических изменений — трещин, рисок, острых выступов и т. п. Например, на биметаллических электродах опорные пятна дуги чаще перемещаются по границе раздела, чем по поверхности металлов. Аналогично Движется дуга и при наличии рисок: основание дуги стремится перемещаться по рискам и т. п.

6565Характер перемещения опорных зон зависит от действующей внешней силы (например, поперечной магнитной индукции), тока дуги, скорости расхождения контактов, материала контактов. В одних случаях перемещение происходит скачкообразно с периодическими за-

65

65

держками на отдельных участках движения, в других — непрерывно. В последнем случае скорость перемещения увеличивается и может достигать 10—102 м/с.

Для каждого материала при заданных токе и межконтактном зазоре существует некоторое пороговое значение магнитной индукции, при котором основание дуги под действием внешнего поля не будет перемещаться по поверхности контактов. Так, при значении тока дуги порядка 102—103 А и межконтактном зазоре 1—2 мм это значение магнитной индукции для различных материалов находится в пределах 10-4—103 Тл. Суммарная сила, действующая на столб дуги, уменьшается с уменьшением межконтактного зазора. Поэтому в начальный момент расхождения контактов вывод дуги из межконтактного зазора оказывается затруднительным.

Экспериментально установлено, что при прочих равных условиях для материалов с относительно низкой температурой плавления (Си, Ag) время /„, как правило, больше, чем для материалов с более высокой температурой плавления (Mo, W).

Для контактов из композиционных материалов AgCdO, AgW, AgNi, содержащих компоненты с сильно различающейся температурой кипения, время неподвижности, как правило, больше, чем для монометаллических контактов. При контактных парах из разнородных материалов (например, один контакт монометаллический, а другой— композиционный) скорость перемещения опорной зоны на композиционном контакте меньше, чем на монометаллическом. Причем она зависит и от полярности, при которой находится материал. Так, если анодом служит монометалл (Си), а катодом — композиционный материал (CuCdO) с легко испаряющимся компонентом, то скорость перемещения дуги в межконтактном зазоре больше, чем при обратной полярности.

Быстрое выведение дуги из межконтактного зазора, например за счет усиления магнитного дутья, может приводить к повторным пробоям, сопровождающимся формированием дугового разряда. С этой точки зрения важ но обеспечить быстрое восстановление электрической прочности межконтактного промежутка после вывода из него столба дуги.

Время с момента начала движения контактов до момента выхода дуги из межконтактного промежутка даже при ускорении процесса движения дуги для выключателей средней мощности может составлять несколько

миллисекунд. Ойо складывается из времени, предшествующего формированию дуги, и времени ее движения в межконтактном промежутке. Последнее связано с участком первоначального формирования дуги. Так, если дуга сформировалась вблизи задней кромки контакта, то для ее перемещения к передней кромке может потребоваться несколько миллисекунд в зависимости от размера контакта (обычно 1—2 см) и скорости движения дуги (обычно десятки метров в секунду). Только учет всех указанных факторов может обеспечить относительно высокое быстродействие выключателя.

Условия работы автоматических выключателей существенно усложняются при коммутации цепей повышенной частоты (400 и 1000 Гц). При номинальном токе повышается нагрев токоведущих частей выключателя из-за влияния скин-эффекта, вихревых токов и т. п. Поэтому при переходе от частоты 50 Гц к частоте 400—1000 Гц необходимо снижение номинального тока для той же конструкции выключателя на 20—30 %. Условия отключения номинального тока повышенной частоты также усложняются. Например, при частоте 400 Гц (период 2,5 мс) время ионизации межконтактного промежутка обычно превышает 2 мс. При реальном быстродействии автоматических выключателей, равном 2—10 мс, это приводит к тому, что межконтактный промежуток не успевает деионизироваться до момента повторного роста напряжения. При отключении аварийных токов повышенной частоты отброс контактов и их эрозия проявляются в большей мере, чем при частоте 50 Гц. В выключателях на номинальный ток свыше 600 А частоты 1000 Гц и более необходимо принудительное охлаждение токопрово- дов, поскольку при естественном охлаждении их габаритные размеры чрезмерно возрастают. Подробно особенности работы контактных аппаратов низкого напряжения повышенной частоты освещены в [2.24].

Перспективы развития быстродействующихэлектромагнитных автоматических выключателей

Основные конструктивные принципы быстродействующих электромагнитных автоматических выключателей на протяжении последних трех десятилетий остаются без радикальных изменений, и улучшение их характеристик достигается в основном за счет совершенствования кон- 5* 67

тактных и дугогасительных систем и привода. Практика показывает, что электромагнитные автоматические выключатели с учетом дальнейшего совершенствования конструкций и создания новых материалов в течение длительного времени будут оставаться эффективными защитными аппаратами.

Дальнейшее развитие получат работы, базирующиеся на анализе топографии металлической поверхности контактов и учете их физических свойств, в частности упрочнения металла при деформации в микрообластях контактов. Особое внимание должно уделяться оптимизации состава композиции материала контактов, их геометрической формы и размеров, разработке новых материалов, устойчивых к воздействию эрозии при аварийных токах, поиску путей более эффективного использования уже имеющихся материалов. Совершенствование аппаратуры для исследования электрической дуги, в частности аппаратуры для высокоскоростной киносъемки с разрешающей способностью порядка 10-7 е, фотометрической оценки снимков, датчиков с применением световодов, будет способствовать созданию отвечающих современным требованиям дугогасительных систем.

Перспективны разработки устройств, обеспечивающих искусственное инициирование дуги в деионной решетке автоматических выключателей. В этом случае такие промежуточные элементы, как рогообразные участки, в наибольшей мере ухудшающие быстродействие выключателя, полностью исключаются из конструкции. В принципе при этом возможны характеристики токоограничения, близкие к идеальным, хотя конструкция аппарата несколько усложняется без увеличения габаритов.

Совершенствование электромагнитных расцепителей привело к созданию биметаллических магнитострикционных элементов, компонентами которых служат материалы с противоположными знаками магнитострикции. Деформации изгиба таких элементов значительно превосходят линейные магнитострикционные деформации однородных материалов.

Качественным скачком в развитии систем управления электромагнитными автоматическими выключателями является внедрение автоматического регулирования характеристик в зависимости от условий работы, осуществляемого с помощью встроенных микро-ЭВМ. На передних панелях таких выключателей расположены органы управления и индикации, позволяющие вводить параметры за- 68 .

щишаемой цепи, значения уставок, характеристики защиты и выполнять операции контроля.

Широкое распространение получит применение ЭВМ. как для моделирования дуговых и тепловых процессов с целью оптимизации конструкции автоматических выключателей, так и для обработки и регистрации экспериментальных данных. Фиксация и расчет джоулева интеграла отключения, времени отключения, времени горения дуги, действующих значений тока и напряжения, мгновенного и действующего значений симметричной составляющей и содержания апериодической составляющей в момент размыкания контактов, полного тока через выключатель, среднего и максимального значений напряжения на дуге и других параметров непосредственно в ходе испытаний значительно повысят точность получаемых данных и эффективность разработки и проектирования.

Глава третья

СПЕЦИАЛЬНЫЕ БЫСТРОДЕЙСТВУЮЩИЕАППАРАТЫ ЗАЩИТЫ

Полупроводниковые автоматические выключатели

Основные особенности и область применения. Интенсивное внедрение СПП во все области техники привело к появлению нового типа аппаратов — полупроводниковых (или бесконтактных, или статических) силовых аппаратов защиты. Существенным достоинством этих аппаратов, обусловленным свойствами тиристоров, является совмещение функций защиты и управления, что обеспечивает оптимизацию технологических процессов и бесперебойность электроснабжения потребителей. Благодаря большему быстродействию по сравнению с контактными полупроводниковые аппараты защиты позволяют значительно ограничить последствия аварийного режима. Кроме того, обеспечивается быстрое автоматическое повторное включение (АПВ), высокая селективность защиты, более высокое допустимое число срабатываний, длительный срок службы.

Высокая надежность бесконтактных аппаратов позволяет в значительной мере уменьшить эксплуатационные расходы.

В то же время элементы бесконтактного аппарата, выполняющие фУикЦии главных контактов, — силовые тиристоры сами нуждаются в защите при протекании аварийных токов, поскольку обладают более низкой перегрузочной способностью по сравнению с контактами. Эта проблема решается применением принудительного запирания тиристоров с помощью схем 'искусственной ком-

Рис. 3.1. Структурная схема полупроводникового выключателя переменного тока

мутации. Появление так называемых тиристоров с запиранием по управляющему электроду может привести к упрощению этих схем. Применение систем охлаждения и управления дополнительно усложняет конструкцию бесконтактных аппаратов, содержащих тиристоры.

Полупроводниковые автоматические выключатели целесообразно использовать в 'качестве: а) фидерных (линейных) аппаратов, включенных в цепь переменного или постоянного тока, для защиты, требующей высокого быстродействия и токоограничения; б) аппаратов защиты и бесперебойного питания преобразовательных установок химических, металлургических и других производств непрерывного цикла; в) аппаратов защиты и управления установок специального назначения. 70

Структурная схема и принцип действия. Структурная схема полупроводникового выключателя переменного тока типа ВА81 [3.1] содержит четыре функциональные системы (рис. 3.1). Силовая часть (СЧ) состоит из трех силовых блоков БС, выполняющих функции главных фазных управляемых контактов. Основными элементами каждого блока являются тиристоры, включенные встречно-параллельно. Каждый блок содержит реактор, позволяющий в случае необходимости включать блоки параллельно и таким Образом увеличивать коммутационную способность выключателя.

Система управления СУ состоит из блока логических команд БЛК, блока фазирующих устройств БФУ, формирователей импульсов ФИ и датчиков тока Д. В блоке логических команд производятся выборка и запоминание различных сигналов, а также формирование команды «включить—отключить» для управления БФУ. При команде «включить» блок БФУ обеспечивает синхронизированное включение ФИ. В ФИ возможно получение различных режимов фазового управления путем лишь соответствующего сдвига синхронизирующих импульсов в БФУ. Датчики тока Д позволяют осуществлять автоматическую регулировку длительности импульса управления. Полное время включения силового блока, определяющее быстродействие выключателя, не превышает 30 мкс. Время отключения не превышает полупериода питающей частоты 50 Гц.

Система защиты СЗ содержит блок токовых защит БТЗ 'и блок сетевой защиты БСЗ. БТЗ состоит из реле перегрузки, реле неполнофазных режимов и реле контроля состояния тиристоров. Управление БТЗ осуществляется от измерительных органов ИО — трансформаторов тока, установленных в каждом силовом блоке. В состав БСЗ входят реле минимального напряжения, реле АПВ при восстановлении напряжения, реле контроля уровня напряжения. На вход БСЗ подаются фазные напряжения сети. Выходные сигналы всех реле БСЗ, кроме АПВ, подаются на БЛК по каналу отключения и вызывают отключение выключателя. Питание всех элементов выключателя производится от общего блока стабилизированного питания БП. На вход БП поступает напряжение защищаемой сети или независимого источника, а также от трансформаторов тока каждого силового блока.

Система принудительной коммутации СПК выключателя ВА81 [3.1] состоит из схемы коммутации СК, узла

71

Рис. 3.2. Принудительная коммутация полупроводникового выключателя:

а — без обратного диода; б — с обратным диодом

заряда коммутирующей емкости УЗ, узла быстродействующего АПВ—БАПВ и логической схемы управления ЛСУ, которая совместно с измерительными органами (трансформаторами тока) обеспечивает защиту от КЗ. При возникновении КЗ осуществляется включение СК с помощью ЛСУ, с выхода которой при этом подается сигнал на БЛК для блокировки СУ.

Схема принудительной коммутации тиристора параллельного типа иллюстрируется рис. 3.2. В схеме на рис. 3.2,а коммутирующая емкость Ск, предварительно заряженная до uc=Uq, подключается в момент времени 72

t0 непосредственно к силовому тиристору VSC с помощью коммутирующего тиристора VSK- Характер процессов в схеме с этого момента определяется перезарядом емкости Ск в LC-контуре. Время запирания тиристора /зап определяется временем разряда Ск до нуля (/3an=/i—/о), а время полного отключения —- временем снижения тока в контуре до нуля /ОТкл=/2—to- При одних и тех же значениях Ск, Uo и начального тока 10 минимальные значения /зап и /Откл получаются при КЗ непосредственно на шинах выключателя, когда индуктивность в цепи нагрузки £2=0. При этом коммутация тиристора VSC при индуктивности Lj#=O в цепи источника ег обеспечивается соответствующим выбором напряжения Uo и емкости Ск. Недостатком этой схемы являются резкие скачки тока в цепи Ск при включении тиристора VSK, что требует специальных мер по обеспечению нормальной работы выключателя. Схема на рис. 3.2,6 с обратным диодом — тиристором KS свободна от указанного недостатка. Бросок тока при включении VSK здесь исключается за счет включения реактора LK в цепь разряда Ск. Работа схемы ясна из временной диаграммы.

Описанный выключатель типа ВА81 имеет номинальное напряжение 380 В и номинальный ток 630 и 1000 А. Количество циклов включение-отключение номинального тока равно 50 106, число отключений предельного тока КЗ—100. С помощью этого выключателя обеспечивается также управление нагрузкой с частотой включения до 7200 включений в час, АПВ после КЗ через 40 мс и другие функции защиты и управления. По описанному принципу разработан и выключатель ВА83.

Полупроводниковые автоматические выключатели выпускаются и многими зарубежными фирмами (General Electric, AEG и др.).

Импульсные дуговые коммутаторы (ИДК)

Наибольшее быстродействие защиты мощных тиристорных преобразователей достигается принудительным запиранием тиристоров в аварийном режиме. При этом используется естественная способность тиристоров запираться при переходе тока через нуль, что обеспечивается с помощью дополнительных источников питания (чаще всего предварительно заряженных конденсаторов). В описанных выше полупроводниковых выключателях используются как рабочие тиристоры, осуществляющие вклю-

чение и отключение цепи тока, так и вспомогательные, обеспечивающие запирание рабочих. При так называемой конденсаторной защите [3.2] используются только вспомогательные тиристоры, служащие для запирания рабочих, которыми являются тиристоры защищаемого преобразователя. При всем многообразии схем конденсаторной защиты [3.2] существуют два основных способа подключения дополнительного конденсатора к преобразователю. При способе гашения встречным током подключается параллельно к запираемым тиристорам предварительно заряженный конденсатор через тиристорный ключ и разделительные фазные диоды. Напряжение конденсатора может быть меньше напряжения преобразователя, так как конденсатор выполняет роль источника тока. Способ гашения встречным напряжением основан на подключении заряженного конденсатора параллельно нагрузке. Разряд конденсатора проходит через все открытые в данный момент тиристоры преобразователя, две обмотки силового трансформатора и цепь нагрузки. Конденсатор должен быть заряжен до напряжения, превышающего напряжение преобразователя. Однако при таком способе одновременно обесточивается и анодная, и катодная группы тиристоров преобразователя.

Основная особенность устройств конденсаторной защиты, выполненных указанными способами, а также описанных выше выключателей характеризуется использованием тиристоров в качестве ключевого управляющего элемента. Это означает, что конденсатор не только является источником противотока, необходимого для запирания тиристоров преобразователя, но также выполняет функции элемента, осуществляющего ограничение и отключение аварийного тока и запирание тиристорного ключа. Практически вся электромагнитная энергия контура) при этом переходит в энергию заряда конденсатора. Следствием этого является ряд недостатков, резко выраженных при защите преобразователей большой мощности. Во-первых, необходимы неполярные конденсаторы большой емкости, которая при напряжении заряда 1000 В может достигать 104 мкФ и более. Применение же полярных конденсаторов по специальной схеме приводит к существенному ’(в 3—4 раза) дополнительному увеличению емкости. По сравнению с емкостью конденсаторов, необходимых лишь для снижения тока в цепи тиристоров преобразователя до нуля, емкость увеличивается по меньшей мере в 3—5 раз. Кроме того, из-за большой емкости коммутирующего конденсатора задерживается достижение максимума разрядным током конденсатора, что вызывает задержку начала ограничения аварийного тока до 2—3 мс. Таким образом, значительно снижается эффективность этого метода защиты. Наконец, даже при боль-

шой емкости конденсаторов возможны перенапряжения при большой индуктивности коммутируемого контура.

Во-Вторых, необходим тиристорный ключ большой мощности, рассчитанный на ‘протекание аварийного тока. Число параллельно соединенных в ключе тиристоров оказывается сравнимым или даже превышающим количество тиристоров в полуфазе преобразователя. Это усложняет дополнительное оборудование (делители тока, система управления и т. д.) и увеличивает габариты и массу аппарата защиты. Наконец, тиристоры защитного устройства сами нуждаются в защите, что дополнительно увеличивает габаритные размеры и снижает надежность.

- Эти недостатки отсутствуют в управляемых дуговых устройствах, включаемых в систему конденсаторной защиты вместо тиристоров, — импульсных дуговых коммутаторах.

Принцип действия ИДК основан на использовании стабилизирующих свойств короткой электрической дуги, которая искусственно возбуждается в необходимый момент и замыкает требуемую цепь. ИДК (рис. 3.3) состоит из узла поджига, включающего в себя электроды 1—3 и конденсатор С1, заряжаемый через диод VD1 и резистор R1, от вторичной обмотки' w2 трансформатора, силовых электродов 4, 5; плоскопараллельных участков 6, 7 силовых электродов; дугогасительной камеры 8; магнитной системы N—S и высоковольтного узла, содержащего первичную и вторичную обмотки импульсного высоковольтного трансформатора Т; тиристора управления VS, через который разряжается конденсатор С2, заряжаемый от обмотки w3 питающего трансформатора через диод VD и резистор R2. Первичная обмотка Wi питающего трансформатора подключается к независимому источнику. Конденсаторы С1 и С2 предварительно заряжены; при отсутствии внешнего сигнала на срабатывание дуговой коммутатор находится в «разомкнутом» состоянии. При появлении команды на срабатывание подается сигнал управления на управляющий электрод тиристора VS. Тиристор VS открывается, и осуществляется разряд конденсатора С2 на первичную обмотку импульсного высоковольтного трансформатора Т. На вторичной обмотке этого трансформатора наводится высоковольтный импульс 10—15 кВ, который поступает на управляющий 2 и инициирующий 3 электроды узла поджига. Происходит пробой разрядных промежутков между электродами 2—3, 1—2 и образование вспомогательной управляющей дуги между электродами 1—3. В результате действия этой дуги и влияния высокого

напряжения на конденсаторе С/ (1500—2000 В) происходит пробой основного разрядного промежутка между электродами 4, 5, к которым приложено напряжение источника главной цепи. В момент образования силовой дуги между электродами 4—5 дуговой коммутатор переходит в проводящее состояние. Под воздействием поля магнитной системы N—S силовая дуга перемещается по плоскопараллельным участкам электродов 6 и 7. Дли

тельность этого перемещения является временем включенного (проводящего) состояния ИДК, поскольку падение напряжения на коммутаторе в этот период не превышает 40—50 В. После выхода дуги с плоскопараллельных участков электродов и перехода ее через расходящиеся участки электродов в дугогасительную камеру 8 она разбивается в деионной решетке на ряд последовательно включенных коротких дуг и гаснет, в результате чего внешняя цепь отключается. Таким образом, ИДК

Рис. 3.3. Принципиальная схе- является ключевым элемен- ма ИДКтом, способным по внешнему

сигналу переходить в проводящее состояние, необходимое время пропускать значительные токи при относительно небольшом падении напряжения, а затем производить отключение индуктивной цепи постоянного тока без недопустимых перенапряжений, рассеивая любое необходимое количество энергии.

Конструкция и основные эксплуатационные характеристики ИДК. На рис. 3.4 показан внешний вид ИДК на номинальный ток /Ном=1000 А и напряжение 67,^=660 В, разработанного во ВНИИэлектроаппарате. На изолирующем основании укреплена дугогасительная система,основной частью которой является деионная решетка из пакета омедненных стальных пластин, зазор между которыми составляет 2 мм. Число пластин определяется номинальным напряжением коммутируемой цепи. Пакет сверху и снизу закрепляется специальными крышками. С деионной решеткой соединяются медные дугопроводы.

закры цевой жига.закры цевой жига.

закры цевой жига.

закры цевой жига.

тые с двух сторон асбоцементными щеками. У тор- части дугопроводов установлено устройство под- Оно имеет два крайних электрода, выполненных из

латущ и сходящихся под острым углом непосредственно к торцам дугопроводов. Расстояние между электродами и дугбпроводами составляет 1,5—2,5 мм. Посередине между* крайними электродами расположен центральный инициирующий электрод. Все электроды узла поджига

Рис. 3.4. Внешний вид ИДКустанавливаются на текстолитовом основании, котороекрепится к дугопроводам. Устройство поджига и плоско-параллельные участки электродов находятся в зоне дей-ствия сильного магнитного поля, создаваемого магнит-ной системой. Основными ее элементами являются маг-нитопровод с воздушным зазором, набранный из пакетастальных пластин, и две обмотки магнитного дутья. Пер-вая обмотка включается последовательно с тиристоромцепи управления (на рис. 3.3 она не показана), втораяобмотка включена последовательно с силовыми электро-дами. Магнитная система крепится к основанию ИДК.От дугопроводов выведены два силовых вывода для под-ключения к внешней цепи. Для подсоединения системыуправления на основании ИДК помещены переходныеколодки.

Время от момента подачи сигнала на управляющий электрод тиристора до момента образования силовой дуги, т. е. до замыкания электродов 6, 7 и перехода ИДК в проводящее состояние, находится в пределах 0,1— 0,15 мс, что сближает этот дуговой аппарат с полупроводниковыми. Время перемещения короткой (3-t-8 мм) силовой дуги по плоскопараллельному участку электродов составляет 0,5—1 мс при коммутации аварийных то-

Рис. 3.5. Осциллограммы отключения ИДК электрической цепи: а — постоянного тока (t/maI=1090 В, £/к=700 В; 1/0=55 В, /тах=10,6 кА);

б — переменного тока (UmQX=830 В; ^=500 В; П0=50 В; 1таж=7Д кА)

ков. Падение напряжения на дуге в этот период составляет 40—50 В при прохождении токов 1—20 кА. В конструкции полностью предотвращено обгорание шин и электродов. Осциллограммы отключения цепи постоянного и переменного тока приведены на рис. 3.5.

В момент времени t\ на силовые электроды подано1 синусоидальное напряжение. В момент времени <2 системой управления выдана команда на срабатывание ИДК и в связи с поджигом дуги напряжение на его выводах упало до значения б/о=45ч-5О В. Это значение сохранялось до момента А выхода дуги на расходящиеся электроды. Затем дуга входит в решетку, и в момент времени /4 происходит отключение цепи. При 1тах= =7,1 кА полный джоулев интеграл не превышает 50-103 А2-с, из чего следует, что ИДК обладает высокими токоограничивающими свойствами. При отключении токов 3,5—10,5 кА значение джоулева интеграла находилось в пределах (30=150) • 103 А2-с и при данной скорости роста тока практически не зависит от установившегося значения тока КЗ. Энергия дуги, рассеи- 78

ваемая в деионной решетке ИДК, в зависимости от номинального напряжения находится в пределах 40— 100 кДж. Это говорит о том, что ИДК обеспечивает поглощение энергии в минимальном объеме по сравнению с другими видами аппаратов защиты.

Конструкция поджигающего устройства обеспечивает надежное замыкание силовых электродов независимо от полярности приложенного к ним напряжения.

Устройством поджига ИДК определяются собственное время срабатывания и надежность замыкания силовой цепи, а значит, и надежность всей защиты в целом.

Расположение, размеры и форма электродов поджигающего устройства выбираются из условий обеспечения минимального времени формирования разряда, достаточной его мощности, надежности пробоя при заданном напряжении и максимальной эрозионной стойкости электродов. Мощность инициирующего разряда ограничена необходимостью снижения интенсивности электрической

эрозии и в то же время ее достаточности для надежного формирования канала разряда при относительно низком

напряжении между силовыми электродами.

Наибольшее влияние на собственное время срабатывания оказывает зазор между концами электродов 1—3 (см. рис. 3.4). При увеличении этого зазора а от 2 до 3 мм время срабатывания t растет практически линейно (рис. 3.6,«). В диапазоне от 3 до 4 мм собственное время срабатывания возрастает от. 0,1—0,15 до 1,2—1,4 мс. Основную часть (50—80 %) этого времени составляет интервал от момента пробоя высоковольтным импульсом зазора между центральным и одним из крайних электродов (7 или 3 на рис. 3.3) до момента разряда конденсатора С1. Остальная часть собственного времени срабатывания занимает интервал от момента образования инициирующей дуги между электродами 1—3 и до момента образования силовой дуги между электродами 6—7 (см. рис. 3.3). ,

Зависимость времени t от расстояния между концами электродов 1—3 и торцами силовых электродов 6—7 выражена слабее по сравнению с вышеуказанной. Это можно объяснить, с одной стороны, сильным действием магнитного поля, выдувающим инициирующую дугу вперед, и с другой — достаточно большой мощностью инициирующей дуги, обусловленной разрядом конденсатора С1, что вызывает взрывообразный выброс плазмы в сторону силовых электродов.

Собственное время срабатывания в определенном диапазоне изменений расстояния от концов электроде в 1, 3 до торцов силовых электродов 4, 5 сравнительно мало меняется. Однако, если это расстояние выше 3 мм, воздействие инициирующего разряда прекращается вообще. В этом случае необходимо значительно увеличивать емкость С1 и напряжение на ней. В то же время ч'резмер-

Рис. 3.6. Зависимость собственного времени срабатывания устройства поджига:

а. — от расстояния между силовыми и управляющими электродами; б— от напря^ женности магнитного поля

ное приближение инициирующих электродов к силовым электродам может вызвать обратное влияние силовой дуги на инициирующие электроды и их повреждение.

Влияние напряженности Н внешнего магнитного поля на процесс возбуждения разряда между силовыми электродами также имеет свои особенности. Под действием магнитного поля канал инициирующего разряда удлиняется и перекрывает промежуток между силовыми электродами. Однако этот эффект проявляется по-разному в зависимости от вышеуказанных зазоров в узле поджига. При средних (2—3 мм) значениях зазора между электродами 1—3 изменение напряженности магнитного полнот нуля до максимума 75-104 А/м приводит к снижению 80

времени срабатывания всего лишь на 0,05—0,07 мс. Если зазор достигнет а=4 мм, изменение магнитного поля в

указауказагном диапазоне приведет к значительному изменению времени срабатывания (на 0,8—0,85 мс, рис. 3.6,6). Испытания на надежность, проведенные как без на

указа

указа

пряжения на силовых электродах, так и с приложенным напряжением и образованием силовой дуги, подтверждают работоспособность и неизменность геометрии узла поджига после 5000 циклов срабатывания.

Ключевые свойства ИДК. Во включенном состоянии импульсный дуговой коммутатор действует как замкнутый ключ. Замыкание главных контактов (плоскопараллельных участков электродов) осуществляется электрической дугой. Требуемый режим работы обеспечивается расстоянием между плоскопараллельными участками электродов, длиной этих участков и системой магнитного дутья. Для уменьшения потерь энергии и улучшения ключевых свойств ИДК предпочтительно минимальное расстояние между электродами. Однако при чрезмерно малом расстоянии между электродами возможно подгорание и повышенный износ электродов. Оптимальное расстояние составляет 5—7 мм. В этом случае скорость, перемещения дуги находится в пределах 200—300 м/с. при токах дуги 5—10 кА и напряженности магнитного поля (8-^20)-Ю4 А/м. При этом большему расстоянию между электродами соответствует меньшая скорость перемещения дуги, а абсолютный максимум обнаруживается при расстояниях 1—2 мм. Влияние энергии поджига проявляется в изменении ускорения движения силовой дуги в начале плоскопараллельных участков электродов, особенно при сравнительно небольших (до 1—2 кА) токах силовой дуги.

Независимо от функций, выполняемых ИДК в системе защиты, длина плоскопараллельных участков электродов должна быть вполне определенной. В случае применения ИДК как ключа, через который осуществляется разряд конденсатора для принудительного запирания тиристоров преобразователя, эта длина должна быть такой, чтобы, время пребывания короткой силовой дуги на электродах было не меньше времени запирания тиристоров. Максимум разрядного тока конденсатора должен наступать не позднее момента выхода дуги с плоскопараллельных участков. В противном случае из-за увеличения падения напряжения на дуге максимальный ток разряда конденсатора уменьшается и КПД дугового коммутатора снизится. Тем не менее чрезмерное удлинение плоскопараллельных участков электродов ухудшает токоограничивающие свойства ИДК и приводит к увеличению--

81;.81;.6—6178

81;.

81;.

■его габаритных размеров и материалоемкости. Экспериментальные исследования показали, что оптимальная длина плоскопараллельного участка при различных номинальных значениях напряжения и тока находится в пределах 70—120 мм.

Магнитная система ИДК содержит последовательную обмотку 'магнитного дутья и магнитопровод сечением 2000 мм2, длиной 270 мм и с воздушным зазором, равным 35 мм. Регулируемым параметром является число витков этой обмотки Их увеличение приводит к повышению напряжения на выводах ИДК, т. е. к ухудшению его ключевых свойств. Например, при увеличении числа витков с 2 до 20' падение напряжения на ИДК возрастало на 100 В. Двухвитковая обмотка обеспечивает требуемое магнитное дутье в широком диапазоне токов. Даже при весьма малых для ИДК токах 100*—200' А магнитное дутье обеспечивает полное отсутствие повреждений электродов после 50—80 коммутаций. Отсутствие обмотки прииодит к значительной задержке дуги и обгоранию электродов на длине 15-—20 мм.

Защита тиристорных преобразователейс помощью ИДК

Принципиальная схема защиты с помощью ИДК показана на рис. 3.7 применительно к реверсивному тиристорному преобразователю типа АТР-1000/460 Номинальный ток преобразователя составляет 1000 А, номинальное напряжение 460 В. Нагрузкой являются две машины постоянного тока типа П141-10 мощностью 400 кВт, напряжением 230 В, приводящиеся во вращение синхронным двигателем типа МС321-6/6 мощностью 560 кВт. Якорные обмотки машин соединены последовательно.

Силовой трансформатор Т1 подключается к источнику питания через автоматический выключатель переменного тока А1 типа АВМ-15СВ. Тиристорные мосты VT1 и VT2 преобразователя через делители тока подключаются к силовому трансформатору (на рисунке показаны результирующие индуктивности делителей тока LI, L2Y На выходе мостов через сглаживающий реактор L3 типа ФРОС-500/0,5 включены машины постоянного тока. Здесь использованы уравнительные реакторы L4—L7 типа РС4 400/0,46-1,0 с четырьмя обмотками на одном сердечнике.

В рассматриваемой схеме защита осуществляется с помощью так называемого последовательного запирания тиристорного моста путем гашения тока лишь в его катодной группе. Основные элементы блока защиты — дуговой коммутатор ИДК и гасящий конденсатор С1 — подключены со стороны переменного тока через разделительные ди-

Рис. 3.7. Схема защиты тиристорного реверсивного преобразователя с помощью ИДКРис. 3.7. Схема защиты тиристорного реверсивного преобразователя с помощью ИДК

Рис. 3.7. Схема защиты тиристорного реверсивного преобразователя с помощью ИДК

Рис. 3.7. Схема защиты тиристорного реверсивного преобразователя с помощью ИДК

6*6*оды VD1—VD3, а со стороны постоянного тока — к положительному полюсу каждого из тиристорных мостов через разделительные диоды VD5 и VD6. Для защиты диодов VD1—VjD3 и предотвращения двухфазного КЗ силового трансформатора служат предохранители ПНБ-5 (на рис. 3.7 не показаны). В цепи нагрузки включены автоматические выключатели А2 типа А3700. При исследованиях нереверсивной схемы работа производится мостом VT1, который в режиме реверса является ведущим. При срабатывании ИДК гасящий конденсатор С1 разряжается через ИДК, диоды VD5, VD6, мосты VT1, VT2, индуктивно-

6*

6*

83

ста LI, L2 и таким образом обеспечивает запирание катодных групп мостов VT1, VT2 и, значит, их защиту.

На рис. 3.7 штриховой линией показано подключение ИДК и гасящего конденсатора С1, шунтированного диодом VD4 для защиты преобразователя способом параллельного запирания тиристорного моста путем гашения токов в его катодной и анодной группах. Применение этого способа иллюстрируется осциллограммой рис. 3.8,г.

Рис. 3.8. Осциллограммы отключения (Л=1000 A; Ua=400 В):

■47 —внешнего КЗ; а=30°, ток уставки ZycT=2300 А; б — при однофазном опро- жидывании инвертора; (3=30'J, ZycT=2300 А; в — при двухфазном опрокидывании инвертора: р—60°, ZyCT=2300 A (ty —ток управления); г—прн однофазном опро- ■кидывании инвертора с одновременным гашением тока обеих групп преобразо

вателя

Внешнее короткое замыкание (рис. 3.8,а). Внешнее КЗ можно имитировать закорачиванием шин постоянного тока посредством так называемого короткозамыкателя. При выпрямительном режиме первого моста VT1 (см. рис. 3.7) и закорачивании шин постоянного тока ток iKi катодной труппы возрастает до 2600 А при уставке датчика тока 2300 А, после чего спадает до нуля за время 0,8 мс. Ток /0 через ИДК, обусловленный разрядом конденсатора С1 и протекающий через разделительный диод VD5, составляет 2930 А. Разностный ток t/~300 А протекает через диод VD6 и нагрузку. Ток id анодной группы моста возра-

стает до 3375 А, после чего спадает до нуля за время около 5 Мс. Напряжение и0 на дуговом коммутаторе при этом стабильно и не превышает 590 В. На этой же осциллограмме показан ток iy датчика тока, по которому можно судить о времени срабатывания защиты. Начало протекания тока в цепи управления ИДК совпадает с началом спадания катодного тока; при этом собственное время системы защиты не превышает 0,2 мс.

При нагрузке второго моста уравнительным током, т. е. при отключении внешнего КЗ реверсивного преобразователя, условия аварийного режима практически не изменяются. Единственное отличие состоит в незначительном (около 300 А) токе U" через разделительный диод VD6 второго моста.

При отсутствии уравнительных реакторов L4—L7 в связи с резким уменьшением индуктивности происходит более крутое нарастание тока с большей амплитудой. Катодный ток вырастает до 3350 А и после срабатывания блока защиты спадает до нуля за время около 0,7 мс. Ток через ИДК к этому моменту увеличивается до 5500 Аза счет разряда конденсатора С/. Максимальное значение анодного тока составляет 6500 А, после чего происходит его спадание до нуля за время около 3 мс. Несмотря на значительные пиковые значения тока, происходит эффективное токоограничение благодаря высоким характеристикам ИДК (суммарный джоулев интеграл не превышает 100-I03 А2-с).

Однофазное опрокидывание инвертора. Однофазное опрокидывание может быть искусственно создано отключением автоматического выключателя А1 (см. рис. 3.7) в цепи переменного тока. При рабочем токе 1000 А и отключении автоматического выключателя А1 ток преобразователя вначале несколько уменьшается, а затем возрастает. При уставке срабатывания датчиков тока, составляющей 2300 А, катодный ток достигал /и = 2700 А, после чего практически мгновенно спадал до нуля (рис. 3.8,6). Анодный ток id несколько возрастает до 3300 А за счет действия напряжения uCi на конденсаторе С/, а затем спадает к нулю примерно за 15 мс после достижения максимума. При отсутствии уравнительных реакторов катодный ток изменяется аналогично предыдущему случаю, а анодный ток возрастает до большей величины (3800 А). Продолжительность спадания анодного тока вдвое уменьшается. При возникновении аварии ток преобразователя не спадает до нуля, а сразу начинает возрастать. Отсут-

ствие сглаживающего реактора L3 при наличии уравнительных практически не меняет характер процесса, что говорит о существенной роли уравнительного реактора. Наконец, эти же аварии при работе второго моста VT2, т. е. в случае аварии в реверсивном преобразователе, практически идентичны тому, что имеет место в нереверсивном преобразователе. .

Двухфазное опрокидывание инвертора. Двухфазное опрокидывание инвертора инициируется снятием импульсов управления преобразователя. Осциллограмма аварийного режима показана на рис. 3.8,в. Процессы при аварии этого типа и при однофазном опрокидывании идентичны. Особенность режима двухфазного опрокидывания реверсивного инвертора заключается в том, что значительная часть разрядного тока i0 конденсатора С/ (около 2000 А) ответвляется в обмотки L4—L7 (см. рис. 3.7) уравнительного реактора, т. е. теряется в неосновном контуре (токи Гк, i"K).

В вышеописанных аварийных режимах для отключения использовался один ИДК. При этом токи iKi катодных групп преобразователя спадали к нулю практически мгновенно, а анодные токи спадали к нулю со скоростью, определяемой индуктивностью нагрузки и трансформатора и дугогасящими характеристиками ИДК. При одновременном использовании двух ИДК в катодных и анодных группах аварийный ток через тиристоры преобразователя ограничивается до нуля практически мгновенно.

Если описанная последовательная схема гашения встречным током заменена параллельной (показана на рис. 3.7 штриховой линией), то при однофазном опрокидывании инвертора, инициированном отключением А1, произойдет практически мгновенное гашение тока обеих групп преобразователя при использовании лишь одного ИДК (рис. 3.8,г). В этом случае оказываются включенными два последовательно соединенных тиристора одной фазы преобразователя и их надежное запирание реализуется при малой емкости конденсатора (2500' мкФ) и малом напряжении на нем 400 В. Однако при двухфазном опрокидывании, вызванном снятием импульсов управления тиристоров, требуются более высокие значения емкости и напряжения гасящих конденсаторов С1, так как разрядный ток должен проходить через обмотки силового трансформатора, а напряжение конденсатора должно противодействовать напряжению сети иа этих обмотках.

В ряде случаев при защите тиристорных преобразователей и других устройств большой мощности может быть применен трехфазный ИДК, с помощью которого кратковременно (в течение 0,3«—1 мс) резко ограничивается скорость нарастания аварийного тока путем осуще-

ствления кратковременного трехфазного КЗ на шинах силового трансформатора. При этом существенно упрощается схема запирания тиристоров и повышается надежность защиты. В то же время искусственное КЗ через дугу ИДК неопасно для силового трансформатора и параллельно работающих агрегатов из-за кратковременности его воздействия. Благодаря работе только в режиме больших импульсных токов и специальной конструкции токопроводов из состава трехфаз- .■ного ИДК может быть исключена магнитная система.

Ввиду существенного снижения скорости дуги (до 15—30 м/с) длина плоскопараллельного участка электродов в трехфазных ИДК может быть уменьшена вдвое [3.3].

Вакуумные и взрывные выключатели

Вакуумные выключатели. Стремление к защите контактов от воздействий окружающей среды и к получению бездуговой коммутации привело к созданию вакуумных выключателей [3.4]. Появление вакуумных выключателей относится к концу 60-х годов, когда были отработаны промышленная технология получения высокого вакуума и способы его сохранения в течение длительного периода. Размещение контактов в вакууме обеспечивает малые потери энергии в контактах, равномерный износ контактных поверхностей, малое время отключения контактов, высокую крутизну нарастания электрической прочности межконтактного зазора после коммутации. Горение дуги происходит в парах металла электродов. Время переноса заряженных частиц весьма мало (0,1—0,7 мкс), что делает возможным гашение дуги за 1 мкс. Электрическая прочность вакуума превышает 40-103 В/мм. Минимальный отключаемый ток (ток среза), зависящий от материала кон- 'гактов, составляет 0,5 А при выполнении их из висмута и 50 А — из вольфрама.

Первостепенное значение имеет вакуумная технология, которая должна обеспечить сохранение вакуума не менее 1,3—1,5 Пав течение 10—20 лет.

При разработке как вакуумных, так и обычных автоматических выключателей важной проблемой является оптимальный выбор материала и формы контактов. Фирмой AEG (ФРГ) еще в 1930 г. запатентован сплав хром — медь, близкий к материалу, используемому в настоящее время.

С целью снижения парообразования к меди как к материалу, имеющему высокую электропроводность, добавляется хром как материал с высокой температурой плав-

ления [3.5]. Хром имеет меньшую температуру кипения, чем вольфрам, высокую термоэлектронную эмиссию и высокие геттерные свойства (поглощение газов, освобождающихся из материала контактов).

Для равномерности распределения дуги по поверхности контактов в вакуумных выключателях используются системы магнитного .дутья с продольным или поперечным полем. Системы с продольным магнитным полем отличаются большей площадью рассеивания энергии, меньшим напряжением на дуге и его большей стабильностью при изменении тока, простотой управления дугой при больших коммутируемых токах. Системы с поперечным магнитным полем характеризуются простотой конструкции и меньшей стоимостью. Интересные конструктивные решения найдены фирмой «Хитачи» (Япония), разработавшей многополюсный контакт с продольным магнитным полем [3.6]. Главный контакт имеет вид диска с пазами. Вспомогательный контакт выполняет одновременно функции катушки магнитного дутья и имеет форму кольца с двумя взаимно перпендикулярными стержнями. Подобная конструкция обеспечивает практически равномерное распределение большого числа быстро перемещающихся к периферии контакта электрических дуг.

Как правило, вакуумные выключатели являются аппаратами переменного тока. Предприняты попытки создания вакуумных выключателей постоянного тока. Принципиально эта задача решается с помощью использования контура принудительной коммутации. В контур может входить конденсаторная батарея, предварительно заряженная до заданного напряжения, и мощный ключ, например тиратрон, тиристор или ИДК, через который конденсаторная батарея разряжается. С помощью этого контура обеспечивается принудительная коммутация при прохождении тока через нулевое значение, как это делается при запирании тиристоров. Индуктивность контура коммутации должна быть минимальной, что позволяет снизить необходимое значение емкости, хотя и приводит к повышению частоты тока. Так же как при принудительной коммутации тиристоров, при принудительной коммутации вакуумного выключателя постоянного тока на восстанавливающееся напряжение накладываются искусственно созданные высокочастотные колебания. Проводимость вакуумной дугогасительной камеры сохраняется в течение 10—-30' мс после отключения (нуля тока). В связи с этим требуется выбор определенных значений емкости конденсаторной батареи и индуктивности контура коммутации для обеспечения соответствующей паузы тока. Из-за сложного вспомогательного оборудования вакуумные выключатели постоянного тока с принудительной коммутацией пока не получили распространения.

Взрывные коммутаторы. Впервые практические разработки по использованию энергии взрывчатого вещества в дуговых защитных аппаратах появились в 50—60-х годах в ФРГ и Японии. При этом достигаются высокое быстродействие, исключение из конструкции сложной системы привода, сравнительно небольшие габаритные размеры и ряд других преимуществ. В настоящее время известны два основных принципа построения взрывных коммутаторов.

Рис. 3.9. Принцип действияРис. 3.9. Принцип действиявзрывного коммутаторавзрывного коммутатора

Рис. 3.9. Принцип действия

Рис. 3.9. Принцип действия

взрывного коммутатора

взрывного коммутатора

Первый из них используется в аппаратах разработки Томского НИИ высоких напряжений. Этот принцип [3.7, 3.9] заключается в разрушении взрывом участка токоввода и в интенсивном воздействии на дугу давлением до 109 .Па, создаваемым продуктами взрыва, движущимися со скоростью до 103 м/с. При этом обеспечивается быстрый рост напряжения на дуге (до 100 В/мкс) и, следовательно, весьма эффективное токоограничение. Полное время отключения тока взрывным коммутатором составляет 1—3 мс.

Взрывной коммутатор (рис 3.9,а) содержит электроды /, укрепленные в проходных изоляторах 2, корпус 3, выполненный из изоляционного материала, и заряд взрывчатого вещества 4, находящегося в трансформаторном масле 5, которое используется в качестве дугогасящего наполнителя. Электроды соединены токопроводящей вставкой 6. Внутренний объем взрывного коммутатора разделен на две неравные части перегородкой 7. Меньшая часть заполнена воздухом 8, большая часть — трансформаторным маслом. Перегородка, токопроводящая вставка, заряд взрывчатого вещества и трансформаторное масло подлежат замене после каждого срабатывания.

Процесс отключения электрической цепи начинается с момента подачи сигнала (например, от датчика тока) на

подрыв заряда взрывчатого вещества. После взрыва токопроводящая вставка под действием волны высокого давления 10 разрывает цепь электродов^ и между ними образуется электрическая дуга 9 (рис. 3.9,6). В отличие от обычных дуговых аппаратов скорость роста дуги во взрывном коммутаторе гораздо выше и составляет 200—300 м/с. Поэтому и скорость роста напряжения на дуге на 1—2 порядка выше, чем в обычных дуговых аппаратах. Дуга гаснет в результате интенсивного воздействия трансформаторного масла. Процесс токоограничения во взрывном коммутаторе начинается через 10—15 мкс после взрыва, т. е. практически мгновенно.

Исследованиями [3.9] установлено, что поток дугогасящего наполнителя (трансформаторного масла) быстро вытягивает дугу сразу же после разрыва цепи. При этом скорость образования межконтактного промежутка и его длина не влияют на рост напряжения на дуге и токоограничивающая способность коммутатора остается постоянной независимо от номинального тока. Время с момента взрыва заряда и до начала перемещения токопроводящей вставки составляет 10—30 мкс в зависимости от массы заряда (0,3—1,5 г).

Изменение напряжения дуги во времени зависит только от скорости Уд потока дугогасящего наполнителя и номинального напряжения. Эта зависимость описывается следующим эмпирическим выражением:

■^=(0,17Уд + 7,57 - 10"3С/НОМ + 11,7) -106, at

где 0,4 кВ^Дном^Ю кВ; 200 м/с^Од^бОО м/с.

Давление в корпусе взрывного коммутатора составляет 100—1000 МПа, что требует использования высокопрочного материала. Использование воздушных включений в жидком дугогасящем наполнителе' позволяет снизить динамические нагрузки на корпус и увеличить срок службы аппарата. При массе заряда взрывчатого вещества 0,3 г, объеме трансформаторного масла 30 см3 скорость движения токопроводящей вставки с массой 30 г в среднем равна 20 м/с при скорости истечения наполнителя 130 м/с. Скорость роста дуги превышает 260 м/с. При длине токопроводящей вставки 5—20 мм максимальное напряжение на дуге составляет около 3 кВ при полном времени отключения 1—3 мс. Габариты взрывного коммутатора на номинальный ток 1 кА и напряжение 1,5 кВ составляют 250X140X140 мм, а на номинальный ток 1 кА и напря- 90

жение 10 кВ — 440X140X140 мм. Ресурс работы взрывно

го коммутатора составляет 10 циклов с перезарядкой после каждого срабатывания.

При втором принципе построения взрывного коммута

тора функции инициирования дуги и ее гашения реализуются с помощью различных элементов. В пиротехнических аппаратах французской фирмы Ferraz (рис. 3.10) эти две функции выполняются взрывным узлом 1 и дугогасящим предохранителем 2, со

Рис. 3.10. Пиротехнический аппарат фирмы FerrasРис. 3.10. Пиротехнический аппарат фирмы Ferrasединенными параллельно. При получении сигнала от устройства управления, реагирующего на температуру, значение тока или скорость его роста, подрывается заряд взрывчатого вещества. В результате электроды размыкаются, ток переходит в дугогасящий предохранитель, которым и осуществляется отключение цепи. При

Рис. 3.10. Пиротехнический аппарат фирмы Ferras

Рис. 3.10. Пиротехнический аппарат фирмы Ferras

этом повторное зажигание дуги во взрывном узле не возникает. Пиротехнические аппараты Pyristor [3.8] фирмы Ferraz имеют широкую номенклатуру исполнений,

высокое быстродействие, недостижимое пока в других ви

дах аппаратах защиты, и высокие экономические пока

затели.

Пиротехнические аппараты этого типа выпускаются на номинальные токи от 4,5 до 10 кА при номинальных напряжениях от 0,'6 до 10 кВ. В перспективе поминальное напряжение будет доведено до 20 кВ.

Пиротехнический аппарат фирмы Ferraz типа РВ1 Д61078 на номинальный ток 4,5—5 кА и номинальное напряжение 1,5—2 кВ имеет габариты 430X203X120 мм. Максимально допустимая рабочая температура 75 °C. При отключении цепей цк=2,2 кВ, /к=41 кА, cosq)=0,l, время от момента подачи команды на срабатывание до достижения максимума тока (время роста напряжения на дуге) составляет 300 мкс, полное время отключения не превышает 3,3 мс, наибольший ток 11,5 кА при напряжении на дуге 4,1 кВ. Гарантируется работа этих устройств в течение 5 лет. Устройства рекомендуются для защиты тиристорных преобразователей или других мощных элек-

тротехнических установок на стороне как постоянного, так и переменного тока.

Взрывные коммутаторы первого типа, в которых не используется дополнительный предохранитель, обладают более высокими быстродействием и токоограничивающей способностью при относительно невысоких напряжениях при отключении цепи.

Короткозамыкатели

ковыи преобразователь П,ковыи преобразователь П,Т иАВ ПТ иАВ ПРис. 3.11. Принцип действия короткозамыкателяРис. 3.11. Принцип действия короткозамыкателяХарактерной аварийной ситуацией, для которой короткозамыкатели могут обеспечить быстродействующую защиту, является КЗ на шинах выпрямленного тока. Принцип действия короткозамыкателя иллюстрируется рис. 3.11. Здесь показаны силовой трансформатор Т, трехфазный автоматический выключатель АВ, силовой полупроводни- " нагрузка Н и короткозамыка- тель КЗ. Блок-контакты БК короткозамыкателя служат для замыкания цепи управления расцепителя Р автоматического выключателя. Управляющая обмотка УО короткозамыкателя включается последовательно с ключевым элементом К (тиристор, электронная или газоразрядная лампа) и накопительным конденсатором С, заряжаемым от источника постоянного тока. При внешнем КЗ на шинах нагрузки Н срабатывает датчик аварийного тока, который выдает сигнал на управляющий электрод ключа К. Ключ переводится в состояние проводимости, и конденсатор С разряжается на управляющую обмотку У О. Это приводит

ковыи преобразователь П,

ковыи преобразователь П,

Т иАВ П

Т иАВ П

Рис. 3.11. Принцип действия короткозамыкателя

Рис. 3.11. Принцип действия короткозамыкателя

к замыканию всех контактов короткозамыкателя и вторичных обмоток трансформатора Т. Таким образом, преобразователь разгружается от аварийного тока, который переводится в цепь короткозамыкателя. Поскольку корот- козамыкатель предназначен только для включения цепи (отключение осуществляется автоматическим выключате-

лем), он может быть выполнен с высоким быстродействием. Высокое быстродействие короткозамыкателя (примерно 1—2 мс) позволяет исключить повреждение полупроводниковых вентилей и срабатывание предохранителей,., включенных последовательно с каждым вентилем. Одновременно с замыканием силовых контактов замыкаются: блок-контакты БК, включающие питание расцепителя Р автоматического выключателя, который отключает силовой трансформатор. Возможно применение выключателя. АВ и на первичной стороне, однако в любом случае время срабатывания выключателя не должно превышать предельной величины, при которой обеспечивается термическая стойкость контактов короткозамыкателя.

Основная трудность при создании короткозамыкателей' обусловлена необходимостью удовлетворения двух противоречивых требований: высокого быстродействия и надежности. Первое требование диктует необходимость снижения массы подвижных деталей и величины хода контактов с целью достижения быстродействия порядка 1—2 мс. В то же время требование надежности вызывает необходимость увеличения как массы контактов, так и величины, их хода. Тем не менее до появления специальных быстродействующих автоматических выключателей и предохранителей короткозамыкатели были основным средством’ быстродействующей защиты от внешних КЗ. Существенным осложнением при применении короткозамыкателей. является возникновение в момент их срабатывания больших электродинамических усилий в обмотках силового- трансформатора. Это дает основание считать применение- короткозамыкателя вынужденной мерой.

В известных конструкциях короткозамыкателей используется твердотельный металлический контакт, замыкающий три неподвижных контакта. При этом достигается- минимальное переходное сопротивление контактного соединения. В последнее время появляются жидкометалли-- ческие контактные устройства, выполняющие функции короткозамыкателей (подробнее см. гл. 8). По переходному сопротивлению и быстродействию они не уступают устройствам с твердотельным металлическим контактом, а по другим эксплуатационным характеристикам могут превзойти их.

Функции короткозамыкателей в принципе могут быть реализованы также и с помощью дуговых коммутаторов,, в которых электрическая цепь замыкается на электрическую дугу. С помощью дуговых коммутаторов осуществля- 93'

зотся быстрое замыкание защищаемой цепи, ее отключение и поглощение при этом значительной энергии.

Использование твердометаллического, жидкометаллического контакта или электрической дуги в короткозамы- кателе должно определяться разработчиком в зависимости от конкретных требований к аппарату защиты.

Глава четвертая

БЫСТРОДЕЙСТВУЮЩИЕ ПЛАВКИЕПРЕДОХРАНИТЕЛИ

Особенности современных конструкций

В СССР и за рубежом разработаны десятки массовых серий быстродействующих предохранителей, используемых для защиты силовых преобразовательных установок различного назначения.

Ведущими фирмами Европы в этом направлении являются English Electric, Laur Knudsen, Ferraz, Siemens, AEG, ASEA. Фирма English 'Electric (Англия) c 1965 no 1975 г. выпустила более 92 млн. предохранителей, обследование эксплуатации которых показало их высокую надежность с интенсивностью отказов 10-3—10 4 на К)6 ч работы. Фирма Laur Knudsen с 1957 г. специализируется на производстве быстродействующих предохранителей для защиты полупроводниковых диодов и тиристоров с номинальными током до 2 кА и напряжением до 5 кВ. Фирмой Ferraz (Франция) изготавливается гамма предохранителей для защиты полупроводниковых приборов на токи в несколько килоампер и напряжения до 3 кВ. Фирмой ASEA (Швеция) выпускаются полупроводниковые преобразователи на 2 кА, 3,5 кВ и предохранители для их защиты. При этом используется параллельное соединение двух и •более предохранителей для защиты одного диода. Аналогична техническая политика фирм Siemens, Brown Boveri; AEG.

Компания Gould [Shawmut] (США) в 1953 г. начала выпускать первое поколение предохранителей модели 101 AMP —Trap для за- :щиты полупроводниковых вентилей. Разработанная в дальнейшем серия Р таких предохранителей обеспечивает полную защиту от перегрузок и КЗ при температуре на выводах предохранителя до 150 °C. В том же году запатентованы предохранители для защиты полупроводниковых приборов [8, 15]. В настоящее время в США используются предохранители на ток до 4 кА при напряжении до 6 кВ, изготавливаемые фирмами General Electric, Westinghouse, International Rectifier

и др. Быстродействующие предохранители на такие же параметры выпускаются также фирмой «Фудзи дэнки» (Япония).

В СССР выпускаются быстродействующие предохранители ПП57. В настоящее время разработаны и готовятся к производству новые серии таких предохранителей. Однако, несмотря на большое количество оригинальных конструктивных и схемных решений, в настоящее время основным типом быстродействующего предохранителя является предохранитель одноразового действия с серебря-

Рис. 4.1. Конструкция быстродействующего предохранителя

ным плавким элементом и песчаным наполнителем, размещенным в фарфоровом корпусе. Простота конструкции,, экономичность и надежные защитные характеристики предохранителей явились причиной их широкого использования в различных отраслях промышленности.

На рис. 4.1 показана конструкция быстродействующего предохранителя серии ПП59. К корпусу 1 из ультрафарфора с помощью винтов крепятся выводы 2 из меди толщиной 4 мм, к которым привариваются плавкие элементы 3, имеющие участки полного и уменьшенного сечения — перешейки, которые соединены друг с другом параллельно и последовательно и которые расплавляются при протекании аварийного тока. С помощью выводов предохранитель подсоединяется к шинам защищаемого’ объекта. Через отверстие 6, закрываемое заглушкой, предохранитель заполняется наполнителем 7 — кварцевым песком. Для предотвращения утечки наполнителя используются изоляционные прокладки 4 и 5. Контакт 8 предназначен для связи с системой сигнализации и управления защищаемого объекта.

Одна из особенностей конструкции описываемых предохранителей связана с давлением, возникающим при ава-

рийном токе. При адиабатическом нагреве и расплавлении перешейков плавких элементов, когда объем образовавшегося газа будет таким же, как объем металла перешейков в твердом состоянии, давление р в столбе дуги может быть определено из уравнения Клапейрона — Менделеева:

Р = рУо — ~,(4.1)

Р т0

■где ро — нормальное давление, равное 1,01 - 10s Па; Ко — молярный нормальный объем газа, равный 22,413 м3/кмоль; v— плотность твердого вещества плав- •кого элемента в нормальных условиях; р — молярная масса газа; То — нормальная температура (273 К).

Значения адиабатического давления Р при Г—2-104 К для плавких элементов из различных материалов приведены ниже:

Материал элемента AgСи Al Zn

Давление р, Ю8 Па . 160235155180

При испарении кварцевого песка адиабатическое давление р равно 60-10s Па.

По данным [4.11], .при испарении 1 г меди в вакууме и темпе- .ратуре 5-10s К объем ее паров составляет 7000 см3, т. е. примерно в 75 тыс. раз превышает объем металла в твердом состоянии. В предохранителях с малым быстродействием без наполнителя, напри- "мер серии ПР, при отключении аварийного тока образуется высокое давление, которое полностью определяет их конструкцию. Естественно, отклонения от теоретического режима, характеризуемого адиабатическим нагревом и неизменным объемом вещества, значительно снижают реальное значение давления по сравнению с расчетным. Тем не менее во многих случаях при отсутствии наполнителя оно оказывается вполне достаточным для полного разрушения конструкции предохранителя. Например, в опытах авторов при расплавлении цинковых перешейков предохранителей типа ПР с /ном=200 А, Т7„Ом=380> В под действием давления срезались девять алюминиевых шпилек общим сечением около 180 мм2, что при прочности алюминия о=98 1 06 Па свидетельствует о весьма высоком давлении в корпусе.

Существенно иная картина наблюдается в предохранителях с наполнителем, для которого обычно используется кварцевый песок. Кварцевый песок физически представляет собой так называемую неньютоновскую жидкость (пористую структуру). Пористая структура наполнителя приводит к тому, что при давлении в столбе дуги, составляющем 107-—10® Па, давление непосредственно на стенки

Рис. 4.2. Зона приварки плавких 'элементовРис. 4.2. Зона приварки плавких 'элементовкон-кон-корпуса составляет (2ч-6)-105 Па. При этом изменение гранулометрического состава наполнителя, степени его уплотнения и диаметра корпуса существенно влияет на значение давления, действующего на внутренние стенки корпуса. Снижение среднего диаметра зерен до некоторого предела (0,1—0,2 мм) и увеличение диаметра корпуса приводят к снижению этого давления. Исследованиями [4.12] на основе спектроскопического анализа установлено, что электрическая дуга в предохранителях, наполненных кремниевым песком, горит в парах кремния, давление 'Которых в 80 раз превышает давление паров серебра. Таким образом, давление в предохранителе преимущественно определяется парами наполнителя независимо от материала плавкого элемента, и его величина непосредственно у стенок корпуса сравнительно невелика. В многолетней практике авторов не было ни одного случая разрушения корпуса быстродействующего предохранителя под воздействием давления. Однако

Рис. 4.2. Зона приварки плавких 'элементов

Рис. 4.2. Зона приварки плавких 'элементов

кон-

кон-

струкции и нарушении технологического процесса изготовления существует опасность выброса продуктов горения дуги и ионизированных газов в местах приварки плавких элементов, что может привести к взрыву установки. Для исключения такой возможности необходимо увеличивать длину корпуса и плавкого элемента либо использовать техническое решение [4.1], показанное на рис. 4.2.

В предохранителе, содержащем изоляционный корпус 1 и крышку 2, контактные выводы 3, закрепленные на торцевых поверхностях 4 корпуса, имеют углубления 5 с отверстиями 6, по периметру которых приварены плавкие элементы 7. Пространство между поверхностью 9 крышки 8 и местами приварки 10 плавких элементов заполнено наполнителем. Исследования показали, что достаточное ослабление осевого давления, представляющего наибольшую опасность, достигается, если высота слоя плотно упакованного наполнителя в этом пространстве составляет 2—7 мм. Даже при расплавлении песка, находящегося непосредственно у мест сварки, выброса пламени и ионизированных газов не происходит. Такое конструктивное ре-

9797*7 С 1*70

97

97

особенности, определяемыеособенности, определяемыевРис. 4.3. Предохранители фирмы:а — Ferraz; 6 — Laur Knudsen; в — «Фудзи дэнки»вРис. 4.3. Предохранители фирмы:а — Ferraz; 6 — Laur Knudsen; в — «Фудзи дэнки»

особенности, определяемые

особенности, определяемые

в

Рис. 4.3. Предохранители фирмы:

а — Ferraz; 6 — Laur Knudsen; в — «Фудзи дэнки»

в

Рис. 4.3. Предохранители фирмы:

а — Ferraz; 6 — Laur Knudsen; в — «Фудзи дэнки»

шение способствует повышению надежности и уменьшению габаритных размеров предохранителя.

Различные типы быстродействующих предохранителей

имеют свои конструктивные назначением и условиями эксплуатации. На рис. 4.3 показаны быстродействующие предохранители ведущих зарубежных фирм —

Ferraz, Laur Knudsen, Fuji — с фланцевым, болтовым (ножевым) и втычным контактными выводами соответственно.

Для повышения номинальной мощности в единице объема быстродействующих предохранителей широко применяется принудительное охлаждение. Вариант конструкции блока, содержащего силовой полупроводниковый вентиль В и быстродействующий предохранитель Пр, показан на рис. 4.4. Здесь использована одна из наиболее эффективных конструкций охлаждения — таблеточная система с двусторонним водяным охлаждением вентиля и предохранителя.

Рис. 4.4. Таблеточный предохранитель с двусторонним водяным охлаждением

Выводы 1 предохранителя установлены на торцах корпуса 2, внутри которого расположены наполнитель 3 и плавкий элемент 4. Выводы предохранителя и торцевые поверхности вентиля имеют непосредственный контакт с охлаждаемыми водой шинами. Такое решение обеспечивает высокую эффективность охлаждения и позволяет существенно (до 50—60%) повысить номинальный ток вентиля и предохранителя.

Основные характеристики

Характеристики длительного режима. Номинальный ток. Обычно для предохранителей общепромышленного назначения, не обладающих быстродействием, номинальный ток устанавливается из учета превышения температуры на выводах и потерь мощности. При этом вводятся вспомогательные коэффициенты, учитывающие минимальный ток плавления и максимальный ток неплавления плавкого элемента. Для быстродействующих предохранителей необходимо учитывать условия эксплуатации, характеризуемые в большинстве случаев циклическими изменениями величины и формы протекающего тока. Номинальный ток быстродействующего предохранителя, най-

9999у*

99

99

денный согласно требованиям для общепромышленных предохранителей, не совпадает со среднеквадратичным значением тока циклического режима, который предохранитель пропускает без разрушения в течение заданного срока службы. В связи с этим номинальный ток быстродействующих предохранителей устанавливается, как и для небыстродействующих, исходя из превышения температуры на выводах и потерь мощности, а для работы в циклических режимах вводятся коэффициенты снижения номинального тока, находящиеся в пределах 0,5—0,75. Вместе с тем в последние годы часто предлагается принимать за номинальный ток быстродействующих предохранителей среднеквадратичное значение тока в циклическом режиме, при котором гарантируется отсутствие разрушений предохранителя в течение заданного срока службы. Диапазон таких значений номинального тока в настоящее время составляет 6,3 А — 2,5 кА. Тенденция к расширению этого диапазона сохраняется и может привести к созданию быстродействующих предохранителей на номинальный ток 6,3 кА.

Номинальное напряжение. Под номинальным напряжением понимают максимальное напряжение электрической цепи (действующее значение), при котором обеспечивается надежное отключение предохранителем этой цепи при оговоренных ее параметрах. Напряжение на дуге быстродействующих предохранителей во время срабатывания не должно превышать 150% напряжения защищаемой цепи, что связано с требованием защиты силовых полупроводниковых приборов от перенапряжений. На практике напряжение на дуге предохранителя может существенно зависеть от параметров защищаемой цепи и момента возникновения аварии. При снижении напряжения цепи постоянного тока значительно ниже номинального на предохранителе могут возникать большие перенапряжения, вызванные наличием индуктивности. Например, на предохранителе с номинальным напряжением 660 В при отключении им цепи постоянного тока с напряжением 50— 100 В может появляться напряжение 300 В. При некоторых видах аварии и последовательном включении двух предохранителей возможно срабатывание одного из них или обоих одновременно. В этом случае один предохранитель должен надежно отключать цепь в аварийном режиме, а при срабатывании двух предохранителей не должны возникнуть перенапряжения на выводах. Номинальные напряжения наиболее распространенных быстродейству- 100

ющих предохранителей находятся в диапазоне 220— 1600 В.

Потери мощности. Потери мощности при номинальном токе определяются как произведение этого тока на падение напряжения в предохранителе. Они примерно в 5 раз меньше потерь в защищаемом предохранителем силовом полупроводниковом приборе. При большом количестве предохранителей в мощных установках и длительном (до 20 лет) сроке службы, а также в связи с современной тенденцией экономии энергии, вопрос снижения этих потерь является актуальным. Например, для предохранителя на номинальный ток 630 А и номинальное напряжение 660 В снижение потерь мощности со 100 до 80 Вт позволяет сэкономить 36 кВт-ч в год. Кроме того, потери мощности являются важным показателем состояния предохранителя в процессе эксплуатации. Так, повышение потерь мощности даже на несколько процентов свидетельствует о начале разрушения плавких элементов предохранителя. Следует также отметить важность снижения потерь мощности в предохранителе для предотвращения их теплового воздействия на находящиеся вблизи элементы управления полупроводниковых приборов и изоляцию.

Зависимость номинального тока от внешних факторов. Высокое быстродействие предохранителей достигается повышением плотности тока в перешейках плавких элементов, что вызывает сильный нагрев предохранителя. Поэтому такие внешние факторы, как температура окружающего воздуха и вид охлаждения, а также сечение и длина токоподводящих шин, оказывают большое влияние на все характеристики предохранителя.

Для оценки влияния температуры воздуха используются различные эмпирические формулы и зависимости. В среднем можно считать, что при повышении температуры окружающего воздуха на 1 °C номинальное значение тока необходимо снижать на 0,5—0,7%• Принудительное воздушное охлаждение предохранителей при скорости потока 2—10 м/с позволяет повысить номинальный ток предохранителя до 20—50, а водяное охлаждение, как уже отмечалось, до 50%.

Обычно около 70% выделяемого в предохранителе тепла отводится через токоподводящие шины. Поэтому увеличение их сечения, например, на 20% может обеспечить увеличение номинального тока на 3—5%. По рекомендациям МЭК плотность тока в шинах должна находиться в пределах 1,0—1,6 А/мм2. Следует отметить, что увеличе-

ние сечения шин не всегда эффективно. В экспериментальных исследованиях авторов присоединение к выводам предохранителей дополнительных специальных радиаторов обеспечивало снижение температуры выводов на 20— 30 °C. Однако тепловое состояние перешейков при этом практически не изменяется для предохранителей на номинальное напряжение 660 и 1000 В, в которых плавкие элементы содержат четыре и шесть последовательно соединенных перешейков соответственно. Неизменность теплового состояния перешейков подтверждается непосредственными измерениями их температуры и падения напряжения на предохранителе. В то же время использование указанных радиаторов в предохранителях на номинальное напряжение 220 и 380 В с одним перешейком и двумя последовательно соединенными перешейками приводило к заметному снижению температуры не только выводов, но и перешейков.

Длина токоподводящих шин определяет размеры теплоотводящей поверхности и также влияет на нагрев предохранителя. Например, увеличение длины шин в 3—4 раза позволяет снизить превышение температуры выводов предохранителя на 15—20°C и, значит, дополнительно увеличить номинальный ток. Дальнейшее увеличение длины шин неэффективно.

При выборе предохранителей по току длительного режима эксплуатации следует учитывать, что номинальный ток для предохранителя устанавливается по действующему значению, а для защищаемого им СПП — по среднему.

Среднее значение периодической функции /(/) в интервале времени /о—^1

h

F^ = "tM^^dL (4?2) to

Действующее значение этой же функции в том же интервале времени

^=1/ гЧГ^о!^. <4-3)

Г1 ‘о JV<0

Для наиболее распространенных форм токовых импульсов в табл. 4.1 приведены средние и действующие значения тока. В трехфазной мостовой схеме при наличии в плече одного вентиля и одного предохранителя справедливы следующие выражения:

Таблица 4.1

Форма импульса тока

Среднее значение

Действующее значение

среднее значение тока в вентилесреднее значение тока в вентилеиипредохранителепредохранителеплечаплеча

среднее значение тока в вентиле

среднее значение тока в вентиле

и

и

предохранителе

предохранителе

плеча

плеча

(4.4)(4.4)lcp=Al/3,

(4.4)

(4.4)

где la — выпрямленный ток нагрузки на выходе выпрямителя;

действующее значение тока в вентиле и предохранителе плеча

I^IdiVS = 0,577/d;(4.5)

отношение действующего значения к среднему

ЛЛф = 3IdjV3Id = /3=1,73;(4.6)

ЮЗ

отношение действующего значения тока в фазе трансформатора (линии) к выпрямленному току на выходе выпрямителя

. 7д.ф/7й=0,816. (4.7)

Защитные характеристики предохранителей. Способность предохранителя выполнять защитные функции характеризуется такими защитными характеристиками, как джоулев интеграл, преддуговое время, время дуги, время срабатывания, отключающая способность, пропускаемый ток, ожидаемый ток, селективность. В соответствии с рекомендациями МЭК они определяются следующим образом.

Преддуговое время: промежуток времени между началом протекания тока, достаточно большого для того, чтобы вызвать плавление плавкого элемента, и моментом возникновения дуги.

Время дуги: интервал времени между моментом появления дуги и моментом ее окончательного погасания.

Время срабатывания (или отключения): сумма преддугового времени и времени дуги.

Джоулев интеграл: интеграл от квадрата тока в заданном ин- t

тервале времени J Pdt. Преддуговой джоулев интеграл относится *=о

к преддуговому времени предохранителя. Дуговой джоулев интеграл относится к времени дуги. Джоулев интеграл срабатывания (или отключения) относится к времени срабатывания предохранителя.

Ожидаемый ток цепи: ток, который будет протекать в цепи, если установленный в нем плавкий предохранитель заменен перемычкой с незначительным полным сопротивлением. С этим током соотносятся все вышеуказанные и приводимые ниже характеристики.

Отключающая способность: ожидаемый ток (действующее значение переменного тока), который предохранитель способен отключить при заданном напряжении и заданных условиях, оставаясь после этого в предусмотренном состоянии.

Пропускаемый ток: максимальное мгновенное значение, достигаемое током в процессе отключения цепи предохранителем, когда он срабатывает так, чтобы ток не смог достичь другого максимального значения.

Селективность при сверхтоках: такая координация между соответствующими характеристиками двух или нескольких предохранителей или других защитных аппаратов, что при появлении сверхтоков, находящихся в данных пределах, аппарат, предусмотренный для срабатывания в этих пределах, срабатывает, тогда как другие не срабатывают.

Обычно проверка основных защитных характеристик производится при коммутационных испытаниях, как правило, из холодного состояния 104

предохранителя (не нагретого предварительно током). Этим же условиям соответствуют и данные, указываемые в технических условиях на предохранители, хотя на практике аварийный режим часто возникает из состояния предварительного нагрева предохранителя номинальным током. В этом случае представленные выше времена, джоулевы интегралы и пропускаемый ток снижаются на 25—45%.

Параметры контура КЗ при коммутационных испытаниях предохранителей обычно определяют экспериментально. Как известно, при включении контура на постоянное напряжение изменения тока описываются следующим выражением:

(4-8)(4-8)i=^ t1-6 t!^-

(4-8)

(4-8)

где x=L[R— постоянная времени контура; L— индуктивность контура; R — активное сопротивление контура.

При этом напряжения Ua на активном сопротивлении и Ul на индуктивности определяются как

(4.9)(4.9)t/a=t/(l-e-^); UL=Ue—tl",

(4.9)

(4.9)

При чисто индуктивном контуре (/?=0) ток растет линейно до бесконечности по выражению

U

i. = — t.(4.10)

При t =т

ии

i=—(l-e-1) =0,632—(4.II)

т. е. за время 1=т ток. достигает 0,632 своего установившегося значения (рис. 4.5,а). Этот факт и используется при экспериментальном определении постоянной времени контура. Для этого на осциллограмме процесса из нуля проводят касательную к кривой тока. Точка пересечения этой касательной с линией i=/yCT, где /уСт — установившееся значение тока, определяет собой постоянную времени. На практике чаще отсчитывают значение, равное 0,632 установившегося значения тока, и по этой точке кривой находят соответствующую постоянную времени контура.

На переменном токе предохранитель испытывается в контуре, включенном на синусоидальное напряжение й= t/m 81п(со#+ф) при нулевом начальном токе. В этом случае ток контура до момента расплавления. предохранителя и образования дуги описывается выражением ■

■ i=/m[sin(w/ + ^—<ф)——sin (ф—<<р) е-</ ^ ],

где

Im=UmJZ; Z=VR2 + to2^2; V=arctg——;(4.13)

К

ф — фазовый угол включения.

Ток I образован вынужденной составляющей V, равной i'= =Im sin (ы^+ф—ф), и свободной составляющей i", равной i"= =—/т5т(ф—ф)е-</т. На рис. 4.5,6 показаны кривые тока I и его составляющих V и I". Вынужденная составляющая представляет собой синусоидальный ток, изменяющийся от —1т до 1т, свободная составляющая представляет собой постоянный по направлению ток, изменяющийся по экспоненте и имеющий максимум, равный 1т. Свободный ток отсутствует, если в момент включения ф—ф=Лл; при этом вынужденный ток в момент включения проходит через нуль, результирующий ток совпадает с вынужденной составляющей и переходный процесс отсутствует. Если же в момент включения свободная составляющая равна вынужденной составляющей и кривые обеих этих составляющих имеют общую касательную, т. е.

d[7msin(<o< + Ф — у)] dtd[7msin(<o< + Ф — у)] dtdi' I di"dt |/=о dt

d[7msin(<o< + Ф — у)] dt

d[7msin(<o< + Ф — у)] dt

d\—Ims\n^ — ^edt

то результирующий ток достигает наибольшего значения 2/т. Это име* ет место, когда

/ш<0cosМ+Ф — <р)h=o = ЛиЗ1п(ф — ф)(-~) e~tiT (4.15) и, значит, соблюдается условие

—51п(Ф—■ V)"

=юсо$(ф—<р),(4.16)

Т. е.

*ё(Ф — ф) = —<от =*ё(Ф — ф) = —<от =-^-^(Ф — у)= tg(— у) -»Ф=ЙП. (4.17)

*ё(Ф — ф) = —<от =

*ё(Ф — ф) = —<от =

Таким образом, максимальный ток контура достигается в том случае, когда начальная фаза приложенного напряжения равна нулю (ф = 0). Максимальный ток определяется выражением

/у = /т [sin (tot— <р) + sin <ре~^т] (4.18) и достигается примерно через половину периода после момента включения. На рис. 4.5,в показана зависимость ударного коэффициента ау, представляющего собой отношение максимального тока к току 7т, от угла включения ф и отношения R/^L). Из представленных соотношений можно определить соэф контура по осциллограмме контурного тока. Вначале определяют полное сопротивление контура Z по известному напряжению Um контура и току 1 (установившееся значение) из осциллограммы. Затем из кривой свободной составляющей тока, построенной как разность результирующего тока i и вынужденной составляющей, определяют постоянную времени контура т.

Графический метод определения постоянной времени т по кривой свободной составляющей тока состоит в следующем. В любой точке кривой, например в точке В (рис. 4.5,а) проводят касательную ВС. Отрезок DC будет равен т. Зная Z и т, можно определить R и L, а значит, угол Ф и cos ф. Можно использовать и другой метод определения cos ф. Из осциллограммы определяют ударный коэффициент ау и затем из графика рис. 4.5,в определяют R/ (®Г), необходимое для определения cos ф.

Джоулев интеграл. Оценка воздействия кратковременных токовых импульсов на СИП достаточно сложна. Последствия этих воздействий могут быть различными — от неправильного функционирования оборудования до его Взрыва и разрушения. Совокупный эффект токового импульса произвольной формы может быть оценен с по

' 107

мощью единственного комплексного критерия — джоулева интеграла, характеризующего количество тепла, выделяющегося при прохождении токового импульса. Его использование как главной характеристики быстродействующего предохранителя связано с тезисом о том, что количество тепла, которое выделяется в приборе, проводнике или любом защищаемом элементе, принимается равным

о ■

R^Pdt, где t0—-длительность импульса. Однако сопро- о

тивление полупроводникового вентиля не является постоянным, а зависит от температуры, которая в свою очередь определяется током в данный момент времени. Реальная тепловая нагрузка на вентиль будет зависеть от формы импульса тока и его длительности. Поэтому фактический нагрев вентиля может быть различным при одинаковых значениях джоулева интеграла. Значит, и стойкость вентиля, определяемая его допустимым интегралом, не будет постоянной. С увеличением длительности токового импульса с 10 до 1000 мс допустимый интеграл вентиля возрастает практически линейно, поскольку при этом улучшаются условия охлаждения.

В пределах 10 мс картина получается сложной в зависимости от амплитуды, формы и длительности импульса, о чем подробно говорилось в гл. 1. В связи с этим были предприняты попытки использовать для оценки теплового действия импульса произвольной формы такие параметры, как J Rdt, J iMt и др. Однако они не получили достаточного распространения в практике, и в настоящее время используется только джоулев интеграл, который, строго говоря, не является адекватным показателем теплового воздействия на вентиль. Следует иметь также в виду, что изготовители предохранителей обычно указывают наибольшее значение джоулева интеграла, в то время как изготовители вентилей указывают его минимальное значение, выдерживаемое вентилем и базирующееся на статистической обработке результатов испытаний.

Среди защитных характеристик предохранителя важное значение имеют преддуговой джоулев интеграл и дуговой джоулев интеграл. Ниже анализируется влияние параметров аварийного режима и характеристик предохранителя на значение джоулева дугового интеграла. Анализ базируется на предложенной авторами [2.17] методике и прямоугольной аппроксимации вольт-секундной характери- 108

стики дуги. Джоулев дуговой интеграл при прямоугольной вольт-секундной характеристике дуги постоянного тока имеет вид

W „ = — [ ДПЧп ?Го^№ + 0,5/? Vo2 At/l, (4.19) я дз AL7 J

где L, R-— индуктивность и активное сопротивление контура; ДД=Дд—Uс; UA — напряжение на дуге; Uc — напряжение сети; /о — ток плавления плавкого элемента предохранителя.

Рис. 4.6. Изменение тока (а) и джоулева дугового интеграла (б) предохранителя при различной форме напряжения на дуге:

7?=5-10-з Ом; L=5-10-3 Гн; /о=1О кА; идвр=900 В; идо=700 В; «дтих= =900 В; ^^(и^^; 12=№д0Д i3=f(Up ,); Ц=№Д1ПР.)

Преобразовав это выражение с учетом U^/Uc=k, получим

^ = ^^ Г(/г — 1)ЕIn /о//к +—”1 + 0,5^—7о^(^ — 1) ].

(4.20)

Из (4.20) очевидно, что дуговой джоулев интеграл прямо пропорционален индуктивности и постоянной времени контура КЗ и линейно зависит от напряжения сети.

Теория обосновывает, а практика подтверждает существенное влияние на дуговой интеграл амплитуды и формы напряжения на дуге даже тогда, когда среднее значение напряжения на дуге за время действия дуги оказывается одним и тем же. В качестве примера на рис. 4.6 показаны изменения тока и джоулева дугового интеграла предохранителя при различной форме напряжения на ду-

Рис. 4.7. Зависимость джоулева дугового интеграла от напряжения на дуге при различных постоянных времени контура: Z0=10 кА; t/c=500 В; 1 — т=10 мс: £=2Х ХЮ-4 Гн; Д=210-2 Ом; 2 — Т=20 мс; L= = 110-4 Гн; /? = 5-10—3 Ом; 3—Т=10 мс; L= =5-10-5 Гн; Я=5-10-з Ом

ге, рассчитанные по методике, приведенной в гл. 7. На рис. 4.7 показаны зависимости джоулева интеграла от прямоугольного напряжения на дуге ид при различных постоянных времени. Из

приведенных кривых видно существенное влияние указанных факторов на значение джоулева дугового интеграла предохранителя [4-2].

Коммутация предохранителем контуров переменного тока исследована в [4.3]. Расчеты проводились в диапазоне параметров контура КЗ и предохранителя ф=0—90°; cos ф= 0,054-0,2; 7/с=2004-1000 В; /к=504-145 кА (режим, близкий к адиабатическому нагреву); (7д=4004- 1500 В; 5=0,54-1,0 мм2; См=8-104 А2-с/мм4 (5— сечение перешейков для предохранителей на номинальный ток 400 и 800 А; См — константа Мейера для серебра).

Влияние cos ф как характерного параметра цепи переменного тока эквивалентно влиянию постоянной времени т в цепи постоянного тока. Снижение cos ф вызывается уве

личением индуктивности нагрузки: например при cos ф= = 0,1 полное сопротивление контура примерно на 98% определяется индуктивностью. Однако с учетом того, что аб

солютное значение индуктивности в цепи переменного тока примерно на порядок меньше, чем в цепи постоянного тока, роль cos ф не столь велика, как роль т. Влияние напряжения сети и его связь с напряжением на дуге можно оценить так же, как и для цепей постоянного тока. При

этом следует использовать среднее значение напряжения на дуге за время действия дуги. Из расчетов следует, что при увеличении тока контура КЗ ток плавления растет менее интенсивно. Например, при токе контура 7К= = 145 кА (/ном—400 А) ток плавления равен 10,6 кА, а при 7К= 14,5 кА ток плавления снижается всего лишь до 6,8 кА, т. е. ток контура изменился в 10 раз, а ток плавления лишь в 1,55 раза. Время плавления при этом изменяется сильнее (в 2,74 раза для данного примера). Таким

НО

образом, изменение тока контура приводит к более интенсивному изменению времени плавления по сравнению с изменением тока плавления.

Зависимость джоулева дугового интеграла от угла начала аварии или фазового угла включения ф определяется прежде всего тем, что при различных ф различно и среднее значение напряжения сети за время действия дуги. Это напряжение при различных ф и росте тока контура КЗ может как увеличиваться, так и уменьшаться. При отключении предохранителем токов, соответствующих предельной отключающей способности (1504-300) 7Ном, ориентировочное значение наибольшего пропускаемого тока может быть определено из уравнения Мейера [6.1, 6.2], поскольку эти условия максимально приближаются к режиму адиабатического нагрева. При этом ток плавления предохранителя будет практически неизменным при коммутации одного и того же тока и различных напряжениях.

Во время дугогашения различия в напряжении контура проявляются в весьма существенных различиях джоулева дугового интеграла. Кроме того, два предохранителя с одинаковым номинальным током, но с различным номинальным напряжением должны иметь различные суммарные сечения перешейков плавкого элемента. Это необходимо для компенсации увеличения нагрева, которое вызывается ростом числа последовательно соединенных (сериесных) рядов перешейков при более высоком номинальном напряжении. Отсюда различия в пропускаемых токах и джоулевых дуговых интегралах этих предохранителей. Изменения джоулева дугового интеграла в зависимости от тока контура в цепи переменного тока незначительны.

Селективность. Как известно [4-4] , основное назначение быстродействующих предохранителей вентильной защиты заключается, с одной стороны, в селективном отключении только поврежденной ветви и в обеспечении таким образом бесперебойной работы преобразователя. С другой стороны, в случае общей аварии, охватывающей все параллельные ветви, отключение преобразователя должно осуществляться фидерным автоматом без срабатывания индивидуальных предохранителей вентильной защиты. В связи с этим защита преобразователя должна одновременно обеспечивать быстродействие и селективность при достаточной надежности работы, т. е. удовлетворять требованиям, противоречащим друг другу.

Существует несколько видов селективности. Одним из

111

важнейших является селективность между самими предохранителями при внутреннем КЗ преобразователя. Такой вид селективности регламентирует связь между джоулевым интегралом отключения (срабатывания) Wоткл и джоулевым преддуговым интегралом И^пред предохранителя в виде

№0Ткл 5$Гп(1-р)+р]2^пред, (4.21) где п— число параллельных ветвей преобразователя; р— коэффициент неравномерности деления тока между ветвями преобразователя, определяющий отклонение тока в данной ветви относительно номинального значения.

Например, р=0,1 означает, что ток в данной ветви преобразователя может составлять 1,1 или 0,9 номинального значения. При р=0 токи между ветвями преобразователя делятся равномерно. Из (4.21) следует, что увеличение п и уменьшение р облегчают обеспечение селективности. Наиболее трудно достичь селективности при п=2. Если такая селективность будет достигнута, то при всех п>2 селективность будет автоматически обеспечиваться. Параметры п и р определяются внешними условиями работы предохранителя в преобразователе.

Однако существуют весьма важные внутренние факторы, определяющие соотношение между интегралами отключения и преддуговым в зависимости от конструкции предохранителя. Параметры же пир фактически задают предельные соотношения между этими интегралами, допустимые для предохранителя в данном агрегате. Например, при р=0,3 (обычно р=0,1-^0,4) и п= =2 условие (4.21) удовлетворяется, если интеграл отключения предохранителя превышает преддуговой интеграл не более чем в 2,89 раза.

Рассмотрим возможности теоретической и практической реализации этих требований. Влияние параметров предохранителя и контура КЗ на селективность целесообразно анализировать при прямоугольной - аппроксимации вольт-секундной характеристики дуги [2-17]. Такой анализ был выполнен для различных значений /к, ф, cos <р, Пд и сечения перешейков предохранителя S.

Для анализа преддугового этапа использовались уравнения

L^^Ri = Uc ^’ Uc (0 = Um Sin И + ¥): '(0) = °: t№ toY

■ (4.22) 112

где L, R — индуктивное и активное сопротивления контура; Wc(0—напряжение контура; t0— время плавления.

Расчет продолжался до выполнения соотношения to

W(t) = J Mt = CMS2,(4.23)

0

где W(t) —текущее значение джоулева преддугового ин' теграла; См — константа Мейера.

Из расчета этого этапа определяются время плавления to и ток плавления Io=iAt=to)-

Для анализа дугового этапа использовано уравнение

L + ^д = ^ (0, tG(t6, Г).(4.24)

at

Расчет продолжался до достижения равенства

ЦТ)=О,(4.25)

где Т -— длительность дугового этапа.

Из анализа этого этапа определялись длительность дуги и значение джоулева дугового интеграла. При расчетах рассматривался случай коммутации больших контурных токов /к= (1504-300)Дом, когда в основном" соблюдаются условия адиабатического нагрева 'предохранителя..

Анализ результатов расчета позволил сделать следующие выводы. В то время как джоулев преддуговой интеграл определяется сечением перешейков, джоулев дуговой интеграл зависит главным образом от формы и значения напряжения на дуге, угла ф и в меньшей степени от тока контура. Минимальное значение дугового интеграла получается при прямоугольной форме напряжения на дуге и при амплитуде этого напряжения, равной максимально допустимому значению. Теоретически при бесконечно большом напряжении на дуге <7Д джоулев интеграл Wд предохранителя равен нулю. По мере снижения //д джоулев дуговой интеграл возрастает, и каждому значению /7Д соответствует определенное значение 1^д. Ввиду ограничения, налагаемого на допустимое значение //д (обычно UR^l,5Ucmax, где Utmax— максимальное значение напряжения контура), нижний предел дугового интеграла для данного предохранителя также должен быть ограничен, что сказывается на селективности. Некоторые результаты расчета применительно к Up= = 1,5 кВ, £/<—730 В, £/стах=1030 В приведены в табл. 4.2, 8—6178ИЗ

где значение №Пред—CmS2=20- 103 А2-с соответствует /ном=400 А, а значение 1^пред=См£2=80-103 А2-с соответствует 7Ном=800 A; Umax — максимальное значение тока контура (ожидаемый ток), иСи,р.— среднеинтегральное значение напряжения сети в период дугогашения.

Из табл. 4.2 следует, что при постоянном значении джоулева преддугового интеграла №пред в адиабатическом режиме дуговой интеграл И7Д существенно изме-

Та блица 4.2. Расчэтные значения джоулева дугового интеграла

^ктах* кА

1F , А».с

В^д, А=-с

Ф

ПрИ ^пред^ =20-105 As-c

"еи.д.В

при=

Е пред

—80-Ю8А2-с

"си, д- в

70

0

10661

570

57005

740

45°

33914

925

146 824

995

60°

46123

1005

222 975

996

90°

51617

973

167 371

892

0

7138

420

40 003

560

45°

31 637

864

130 056

922

140

60°

49 556

980

190 838

1005

90°

66 478

995

203 645

963

0

6307

365

19474

483

45°

40 024

843

128 467

890

200

60°

51 967

970

191 045

995

90°

66 767

1012

226 979

986

няется в зависимости от /к и ф при определяющем влиянии -ф, которое проявляется в изменении среднеинтегрального значения напряжения сети в период дугогашения иСи,я. Отношение №Откл/№пред изменяется в широких пределах— от 1,31 до 4,36, что с учетом неравномерности деления тока не обеспечивает селективности работы предохранителей при п=2. Повышение напряжения сети Uc на 10—15 % относительно номинального напряжения предохранителя приводит к росту дугового интеграла на 20—25 % и ухудшению селективности. Снижение Uc относительно номинального напряжения предохранителя улучшает селективность работы. Повышение номинального тока предохранителей (увеличение сечения S) практически не изменяет условий селективности между предохранителями, однако улучшает селективность предохранителей с фидерными выключателями при сохране-

114

нии номинального тока фидерных выключателей. Это объясняется тем, что одновременно с увеличением джоулева преддугового интеграла из-за увеличения сечения перешейков возрастает также и джоулев дуговой интеграл. В конечном счете соотношение между джоулевым интегралом отключения и джоулевым преддуговым интегралом в общем не изменяется. Однако соотношение между джоулевым интегралом отключения фидерного выключателя и джоулевым преддуговым интегралом предохранителя в этом случае изменяется из-за увеличения последнего при росте номинального тока предохранителя и неизменности первого в случае сохранения номинального тока фидерного выключателя.

При анализе условий селективности на постоянном токе рационально допущение о линейном изменении тока через предохранитель при прямоугольной форме напряжения на дуге. Выражение для нарастающей волны тока:

^=-^-(1-^/т). (4.26)

Допуская погрешность второго порядка малости, можно заменить й~^ на 1—//т, и тогда

Uo

^="^-(4.27)

Спадающая волна тока в период дугогашения

^=~~+ U + -7- V’(4"28>

где

ДУ =UA — Uc = (61)ПС; к = ид11)с; i0 = tj (i—t0) =—^Г ^о, (4.29)

/о — время достижения максимального значения тока.

После преобразований получаем

(4.30)(4.30)-о + (^ — 0т

(4.30)

(4.30)

Расчет соответствующих интегралов приводит к выражениям

(4.31)(4.31)= —— V1 '^л = ~

(4.31)

(4.31)

8*8*ПРеД ЗД2Т2 ° А ЗД2Т2 (ft _ 1 )т

8*

8*

115

При т»<о, что справедливо для больших токов КЗ, особенно тяжелых с точки зрения селективности ввиду малого значения джоулева преддугового иитеграла, получаем

J^_=_L_. w^(4 зз) ^пред k-V ^пред к-ГV ‘ ’

Подобный подход позволяет наглядно представить селективность в виде зависимости от отношения напряжения на дуге предохранителя к напряжению сети. Поэтому, например, при к=2, когда Ua=2Uc max и вольт-секундная характеристика дуги идеальна, время плавления равно времени дугогашения, а преддуговой интеграл равен интегралу дугогашения. В этом случае джоулев интеграл отключения вдвое больше преддугового. При UR= 1,5UC max джоулев интеграл отключения в 3 раза превышает преддуговой. Таким образом, независимо от материала плавкого элемента и размеров сечения перешейков лишь соотношение между напряжением на дуге и напряжением сети определяет селективность работы предохранителя в режиме адиабатического нагрева. В связи с этим при р=0,1-^0,4 и UB=l,5Ucmax требования селективности на переменном и постоянном токе могут не выполняться для п=2 даже для идеализированного предохранителя при адиабатическом нагреве, т. е. при больших отключаемых токах. При п>2 Достижение селективности значительно облегчается.

Экспериментальные исследования показали, что влияние ряда факторов на практике в значительной степени слабее,, нежели при теоретическом анализе. Это происходит из-за отклонения напряжения на дуге от прямоугольной формы и от максимально допустимого значения, из-за нарушения адиабатического режима, из-за снижения напряжения сети при больших аварийных токах и др. Вместе с тем основные теоретические положения подтверждены практикой. При /к=100 кА в условиях, близких к адиабатическому нагреву при /ном==400 А, селективность при п=2 не обеспечивается (рис. 4.8,а). Из этого рисунка видно, что 1^преД значительно (более чем в 5 раз) меньше, чем №Откл, что и явилось причиной - срабатывания всех трех предохранителей. С учетом разбаланса токов, который реально встречается в эксплуатации, вероятность нарушения селективности еще более возрастает.

В контурах с малым значением 1К, где условия нагрева значительно отличаются от адиабатических, требования селективности при п=2 могут быть удовлетворе- 116

Рис. 4.8. Осциллограммы отключения предохранителем контуров КЗ: а—переменного тока с большим током КЗ, в котором селективность предохранителей при п=2 не обеспечивается; 7НОМ=400 А; Оном=60° В: 7к=100 кА; Пк=745 В; cos ф=о,1; ■ф=6; 70=9,5 кА1 ^пред=27"*°5 А2’с! ^ота=110'|(в А2-с; 6—переменного тока с малым током КЗ, в котором обеспечивается селективность предохранителей при п=2; /ном=400 A; ПнОМ=660 В; 7К=5 кА; UK=735 В; собф=0,1; ф= =0; /О=6,25 кА; Ч^пред—48-103 А2-с; 1Коткл=165-103 А2-с; в — постоянного тока /ном=400 А; ином=660 В; 7К=Ю6 кА; 1=35 мс; Пк=690 В; 70=И,5 кА; 1Кпред= =23-103 А2-с; №ОТЬЛ=42,5- № А2-с

ны (34-3,5) ^пред— №Откл, что наблюдается у предохранителей типа ПП59 (рис. 4.8,6). Условия селективности при п=3 для предохранителей этого типа удовлетворяются во всем диапазоне изменения К. Экспериментально установлено, что наиболее неблагоприятным с точки зрения селективности является значение угла 4—0°. Расчетное значение 4, наиболее неблагоприятное по условиям селективности, составляет 90°. Такое расхождение объясняется принятыми допущениями, приведшими к суще-

ственному росту дугового интеграла. При исследовании предохранителей типа ПП59 экспериментально подтверждено влияние отношения U,JUC на селективность их работы. При снижении Пс с 750 до 380 В наблюдалось благоприятное для селективности более чем удвоенное снижение джоулева дугового интеграла. Практически интеграл отключения 1^Откл предохранителя при измененном напряжении сети Дс и интеграл отключения И^откл при номинальном напряжении сети Дс,ноМ связаны зависимостью

<ткл_ и с

Скл ном

Эксперименты показали также, что селективность при коммутации цепи постоянного тока достигается значительно легче, чем при отключении цепи переменного тока. Это происходит благодаря большему значению Ц7Пред из-за большей индуктивности контура. Даже в весьма жестком режиме с точки зрения селективности, характеризуемом большим током контура КЗ 7К=Ю6 кА, наименьшим преддуговым интегралом, большой постоянной времени т=35 мс, большим дуговым интегралом, при отключении цепи постоянного тока, как это видно из рис. 4.8,в, интеграл отключения распределяется примерно поровну между Ц7пред и WR, что весьма благоприятно для селективности.

Экспериментально подтверждена и независимость селективности между предохранителями одной и той же конструкции от их номинального тока, что обусловлено неизменным отношением между джоулевыми интегралами отключения и преддуговым.

Влияние предварительного нагрева предохранителя на селективность работы можно считать эквивалентным влиянию номинального тока. Влияние нагрева предохранителя может быть оценено из зависимости константы Мейера См от температуры перешейков (рис. 4.9). Константа Мейера См рассчитана по выражению

См = — 1п(1 +аГ),Ро“

где с —удельная теплоемкость материала перешейков; Ро — удельное электрическое сопротивление материала перешейков; а — температурный коэффициент сопротивления; Т — температура. На характер этой зависимости

Рис. 4.9. Зависимость константы Мейера См и отношений ^пред^^/^пред №1 • ^откл^^/^откл №1 от температурыРис. 4.9. Зависимость константы Мейера См и отношений ^пред^^/^пред №1 • ^откл^^/^откл №1 от температуры

Рис. 4.9. Зависимость константы Мейера См и отношений ^пред^^/^пред №1 • ^откл^^/^откл №1 от температуры

Рис. 4.9. Зависимость константы Мейера См и отношений ^пред^^/^пред №1 • ^откл^^/^откл №1 от температуры

не влияет сечение перешейков и тип предохранителя [6.5].

При нагреве предохранителя током из холодного состояния (около О °C) до температуры плавления перешейков (для серебра ГПл=960°С) См = 0-4-5,92-104 А2-с (кривая /). Если предохранитель доводится до точки

плавления из так называемого горячего состояния — состояния нагрева номинальным током, когда температура перешейков составляет 200— 300 °C, то исходной точкой изменения См становится точка, находящаяся в интервале (2,14-2,8) • 104 А2-с/мм4, а конечная точка — та же. Поэтому разность значений См в этих точках, определяющая значения преддугового интеграла, пропускаемого тока и интеграла отключения, примерно вдвое снижается. Однако отношение пред-

дугового интегр ал а к инте-

гралу отключения в обоих рассмотренных случаях изменяется незначительно. На рис. 4.9 показаны зависимости отношения интеграла 1Е0Ткл(7') предохранителя, предварительно нагретого до температуры Т, к интегралу 1Еоткл(0) отключения этого же предохранителя из холодного состояния (кривая 2) и отношения преддуговых интегралов для обоих указанных состояний этого предохранителя (кривая 3) от температуры. На рис. 4.9 штриховой линией показаны скачок джоулева интеграла после полного расплавления перешейков (вертикальный участок) и рост этого интеграла во время испарения жидкого металла перешейков (наклонный участок). Таким образом, предварительный нагрев снижает абсолютные

значения преддугового интеграла и интеграла отключения и почти не изменяет их отношения. Условия селективности работы предохранителей при внутреннем КЗ практически не меняются, а селективность работы предохранителей с другими аппаратами защиты ухудшается.

Этот теоретический вывод подтверждается экспериментальными исследованиями авторов и зарубежных фирм. В табл. 4.3 приводятся значения интегралов от-

ключения из холодного и горячего состояния предохранителей фирмы «Фудзи дэнки» [4-4].

Необходимо учитывать особенности эксплуатации быстродействующих предохранителей. В частности, при внутреннем КЗ аварийный ток через предохранитель не может быть больше тока КЗ силового трансформатора преобразователя. При напряжении КЗ трансформатора ек=6ч-8 % ток КЗ, протекающий через предохранитель

Таблица 4.3

Тип предохранителя

^о:л- В

^ном"- А

'к, кА

^откл. 1°8А2С.

ИЗ СОСТОЯНИЯ

холодного

! горячего

RF12331-350

420

350

100

107

46

RF12331-350 В

420

350

100

348

162

RF12331-500

420

500

100

660

222

RF1244-3-350

880

350

75

573

354

SRF3-350 В

420

350

100

348

162

SRF3-700

420

700

100

2460

1270

SRF8-500

800

500

100

1200

700

SRF11-500

1100

500

100

3000

1500

SRF8-1400

800

1400

100

13 000

7000

в преобразователе с одной параллельной ветвью, составит (15-416)/ном- При п параллельных ветвях ток через предохранитель будет равным (15-416)и7НОм. Вследствие этого селективность работы предохранителей при внутреннем КЗ должна проверяться именно при указанных токах контура КЗ. Например, при 7Ном=400 А и и=2 селективность предохранителей должна проверяться при токе контура /к=12 кА.

Внутреннее КЗ, возникающее при пробое тиристоров или случайной ошибке системы управления, является достаточно редкой аварией. Еще реже встречаются повторяющиеся подряд внутренние КЗ, тем более такие, при которых аварийный ток протекал был через одни и те же тиристоры. В связи с этим при экспериментальной проверке селективности, особенно при п—2, целесообразно паузу между опытами выдерживать не менее 20 мин для исключения чрезмерного нагрева предохранителя. Возможны ситуации, когда при внутреннем КЗ селективность была обеспечена, однако один или несколько из параллельно включенных предохранителей получили повреждения, выразившиеся в нарушении струк-

туры перешейков из-за чрезмерного их перегрева аварийным током. При этом предохранители могут остаться в работоспособном состоянии и указанное повреждение перешейков не может быть обнаружено обычным контролем активного сопротивления. Однако при дальнейшей эксплуатации этих предохранителей возможно их ложное срабатывание даже при номинальном токе.

Следует отметить, что указанные ограничения аварийного тока через предохранитель при внутреннем КЗ, определяемые значением ек трансформатора, справедливы, если силовой полупроводниковый преобразователь питается от отдельного трансформатора. В последнее время начинают использовать силовые трансформаторы большой мощности, имеющие несколько вторичных обмоток, каждая из которых предназначена для отдельного преобразователя. В этом случае аварийный ток через предохранитель при внутреннем КЗ в одном из преобразователей будет заметно выходить за пределы указанных ограничений. Это необходимо иметь в виду и при испытаниях на селективность, и при выборе предохранителей для преобразователя.

.Еще один вид селективности, наиболее трудно выполнимой, предполагает срабатывание при внешней аварии лишь фидерного аппарата защиты без срабатывания вентильных предохранителей

Гф^[п(1-р)+р]2ГпРед, (4.34)

где ТЕф— интеграл отключения фидерного аппарата.

Чаще всего таким фидерным аппаратом является автоматический электромагнитный выключатель. Выражение (4.34) идентично (4.21) и справедливо при соизмеримых защитных характеристиках вентильного предохранителя и фидерного аппарата. Однако номинальный ток фидерного аппарата, как правило, в 3—10 раз превышает номинальный ток вентильного предохранителя. Даже если допустить одинаковое быстродействие фидерного аппарата и вентильного предохранителя, интеграл отключения фидерного аппарата в 9—100 раз превысит интеграл отключения вентильного предохранителя. В связи с этим для выполнения (4.34) необходимы специальные меры, например использование токоограничивающих реакторов, применение в качестве фидерных аппаратов взрывных устройств, использование при внешней аварии дополнительной электронной защиты, в том числе со снятием импульсов' управления преобразователя.

Третий вид селективности — между предохранителем и защищаемым вентилем — предполагает выполнение двух условий. Во-первых, при внутреннем КЗ джоулев интеграл отключения предохранителя должен быть достаточно малым, чтобы не произошло повреждение вентилей в исправной фазе, что определяется соотношением

1Коткл^[и(1—р)+р№ент, (4.35)

где 1Квент — джоулев интеграл полупроводникового вентиля. Во-вторых, пропускаемый ток предохранителя не должен превышать тока динамической прочности вентиля, при котором происходит физическое разрушение последнего в результате взрыва.

В некоторых случаях выдвигается требование селективности между 'небыстродействующим защитным устройством преобразователя (масляным выключателем) и вентильными предохранителями при внешнем КЗ. При этом быстродействующий фидерный аппарат на стороне переменного тока или в нагрузке отсутствует, или вышел из строя, или не предназначен для отключения данной аварии. Для электролизных преобразователей это требование сводится к тому, что предохранители не должны срабатывать при протекании тока, равного (34-5)/НОм, в течение 0,25 с — времени срабатывания масляного выключателя.

В связи с тенденцией повышения единичной мощности СПП и предохранителей появились преобразователи, в каждом плече которых включен один мощный СПП. Для таких преобразователей предохранители рационально включать не в плечи последовательно с каждым СПП, а в фазы силового трансформатора. При этом должна соблюдаться селективность между этими фазными предохранителями и защитным аппаратом (автоматическим выключателем или предохранителем), включенным в нагрузку. При внутреннем КЗ должны сработать фазные предохранители, а при общей аварии — защитный аппарат нагрузки.

Способность предохранителя к обеспечению селективности с другими предохранителями, СПП и различными фидерными аппаратами можно объективно оценить по осциллограмме процесса отключения. В ряде случаев при коммутации больших токов контура на осциллограммах, получаемых с помощью электромагнитного осциллографа, кривые тока и напряжения на предохранителе смещаются. Это может приводить к тому, что 122

измеренные из осциллограммы значения преддугового джоулева интеграла в момент появления скачка напряжения на предохранителе оказываются в 3—10 раз меньше фактического. Более точный метод предложен в [4.5]. При анализе работы плавкого элемента быстродействующих предохранителей различных типов он позволяет разбить процесс дугогашения на две отдельные стадии, при которых вольт-секундная характеристика дуги количест

венно согласуется с идеальной — прямоугольной формы. На первой стадии — стадии роста напряжения на дуге — Должен произойти скачок этого напряжения. Этому способствует быстрое формирование фронта напряжения на дуге, обусловленное расплавлением лишь перешейков плавкого элемента, масса которых на один-два порядка меньше массы его широкой части. Далее процесс дугогашения переходит

ВО вторую стадию — стадию Рис. 4.10. Изменение сопротив- выгорания массивной ши- ления дуги в процессе коммута- рокой части плавкого эле-ции

мента. Обе стадии дугогашения иллюстрируются рис. 4.10, где показано изменение сопротивления RA дуги предохранителя серии ПП59 в процессе коммутации контура с /к= = 100 кА.

Значение RA получено делением напряжения дуги на ток через предохранитель, которые зафиксированы на осциллограмме с помощью электронного осциллографа с запоминанием, обеспечивающего высокую точность процесса регистрации. В исходном холодном состоянии перед началом испытаний /?д=0,0003 Ом. Преддуговой нагрев предохранителя длится в течение времени ^Пред, определяемого номинальным током предохранителя, т. е. сечением перешейков. Стадия роста напряжения на дуге длится в течение времени Л и составляет несколько десятков микросекунд. На этой стадии перешейки расплавились и сформировалась дуга, в результате чего сопротивление предохранителя по сравнению с холодным состоянием выросло более чем в 3000 раз. Стадия вы-

горания продолжается в течение времени ^, составляю

щего несколько миллисекунд, и длится от момента до

стижения напряжением дуги максимума и до момента спадания тока до нуля (отключения цепи). Таким образом, весьма кратковременное формирование скачка на

пряжения на дуге и определяет момент повышения на

пряжения на предохранителе от нуля до напряжения, равного по меньшей мере напряжению сети, и, значит, момент изменения знака производной кривой тока (фактически это момент достижения максимума тока). Ис-

Рис. 4.11. Осциллограмма отключения предохранителем аварийного токаРис. 4.11. Осциллограмма отключения предохранителем аварийного токаходя из приведенных рассуждений рационально измерять преддуговой джоулев интеграл по моменту достижения максимума тока. В этом случае погрешность измерения снижается до нескольких процентов. На осциллограмме отключения тока КЗ предохранителем типа ПП59 (рис. 4.11) показаны практически совпадающие друг с

Рис. 4.11. Осциллограмма отключения предохранителем аварийного тока

Рис. 4.11. Осциллограмма отключения предохранителем аварийного тока

другом моменты появления скачка напряжения на дуге и достижения током своего максимума (момент начала спадания тока).

Материалы плавких элементов

В настоящее время для изготовления плавких элементов быстродействующих предохранителей применяется в основном серебро, предохранителей общепромышленного назначения с наполнителем—серебро и медь. В связи с дефицитом серебра и его высокой стоимостью работы по его замене проводятся последние десятилетия во многих странах и по различным направлениям, однако радикальное решение пока не найдено. За 1979 г. в мире безвозвратно потеряно 3375 т серебра (около 25 % добычи), причем значительная часть этого количества падает на низковольтную аппаратуру. В капиталистических странах ежегодный дефицит серебра составляет 5000 т при объеме потребления 13 500 т. В ФРГ потребление серебра только в низковольтной аппаратуре составляет 200 т в год. Соответственно высоко потребление серебра другими высокоразвитыми странами, в том числе СССР и США.

В табл. 4.4 приведены физические свойства некоторых основных токопроводящих материалов, приемлемых для изготовления плавких элементов. Одной из первых в мире исследованием быстродействующих предохранителей на основе алюминия занялась фирма Laur Knudsen (Дания), однако до промышленной реализации таких изделий дело не дошло. В [4.6] описаны плавкие элементы из кадмия, являющегося побочным продуктом при очистке цинка и не представляющего собой дефицитного материала. Большое сечение перешейков, необходимое для компенсации высокого электрического сопротивления кадмия, требует большой энергии для их расплавления. Однако это компенсируется существенно более низкой температурой плавления кадмия по сравнению с серебром. По данным [4.6], применение кадмия позволило уменьшить габаритные размеры предохранителей на 20—25 %. При этом, однако, существуют проблемы, связанные с токсичностью технологических процессов обработки кадмия. Проводятся исследования и по созданию новых сплавов, например сплава алюминий — кадмий и алюминий — медь. Расчеты показывают [4.13], что введение в медь алюминия в количестве, достаточном для образования его оксида на поверхности, должно уменьшить скорость окисления сплава более чем в 8000 раз. Однако эксперименты показали замедление окисления лишь в 36 раз при использовании стандартной технологии.получения сплава. При применении специальной технологии сплав на основе 95 % Си+5 % А1 должен обеспечить защиту от окисления в воздухе при температуре до 800 °C.

В Японии разработан специальный эвтектический сплав золото — кремний с содержанием кремния 3,12 % и температурой плавления 360 °C, обеспечивающий высокую циклическую стойкость предохранителей и надежность при отключении малых аварийных токов. Влияние механических напряжений и эффекта старения в плавких элементах из этого сплава сведено к минимуму, и срабатывание предохранителя происходит только при достижении точки плавления.

В предохранителях на напряжение 660 В, токи до .630 А фирмы Brush Fusegear (Великобритания) применены медные плавкие элементы с серебрением поверхности. В условиях эксплуатации такие элементы не уступают серебряным. Известны и другие сочетания серебряных и медных участков плавкого элемента. В Японии

Таблица 4.4

Материал

Плотность при 20 °C, г/см8

Удельное электрическое сопротивление, 10-6 Ом-см при температуре, °C

Удельная теплоемкость в интервале 0—100 °C, кДж

Температура

Скрытая теплота

Тепловыделение при окислении, кДж г-атом

Коэффициент

Модуль Юнга, Ю1* Па

Константа Мейера, 103

А2 с мм*

20

указанной в скобках

плавления , °C

кипения, °C

плавления , кДж

г-атом

испарения, кДж

г-атом

теплопроводности в интервале

0—100 °C, Вт

м-°С

линейного расширения в ин

тервале 0-100 °C, 10" 6 °C"1

кг-°C

Серебро

10,5

1,6

4,7 (500)

7,6 (900)

0,234

961

2210

11,46

252

31

(Ag2O)*

410

19

1,005

80

Алюминий

2,70

2,7

4,78 (200)

7,3 (400)

0,894

660

2480

10,5

294

1673 (А12О3)

209

23,5

0,757

37

Медь

8,92

1,7

4,6 (500)

8,1 (1000)

0,389

1083

2590

13,06

306

168 Си2О

393

17

1,36

112

Кадмий

8,64

7,4

9,6 (100)

18 (300)

0,230

321

765

6,42

99

256

CdO

93

31

0,623

54

Никель

8,9

6,84

34,2 (500)

45,5 (900)

0,427

1453

3000

17,77

376

241 (№О)

61,6

13,3

2,05

19

Свинец

11,34

20,6

36 (200)

50 (300)

0,126

327

1740

5

179

220 (РЬО)

35

29

0,157

■—

Олово

7,3

12,8

16,8 (100)

23 (200)

0,222

232

2450

7,1

288

582 SnO2

66

23,5

0,610

25

Цинк

7,14

5,92

И (200) 16,5 (400)

0,385

420

907

7,23

115

349 (ZnO)

112,8

31

1,18

27

* В скобках указана формула химического соединения, образованного в результате окисления соответствующего металла.

существует направление по созданию сплавов на основе серебра Ag—ZrO2, Ag— 8% Sn, Ag—Ni. Механическая прочность на разрыв сплава Ag—ZrO2 при температуре 300—700 °C в 4—5 раз выше, чем у чистого серебра, при более высокой химической стойкости.

До настоящего времени ни одно из известных авторам направлений не привело к полному исключению серебра из конструкции плавкого элемента при сохранении требуемых защитных характеристик предохранителей. Поэтому целесообразно изучить основные физические свойства близких к серебру алюминия и меди и на основе сопоставительного анализа попытаться рассмотреть возможность их использования (без дорогостоящей разработки и освоения новых материалов и сплавов) с помощью одних лишь конструктивных средств.

В серебре благоприятно сочетаются электрофизические, механические и другие свойства, что обеспечивает длительную надежную работу быстродействующих предохранителей при высокой плотности номинального тока и надежное отключение аварийного тока с требуемыми защитными характеристиками. Поведение серебра в различных средах характеризуется высокой термодинамической устойчивостью, формированием на его поверхности пассивных защитных пленок и способностью образовывать в растворах комплексные ионы. При температуре, меньшей точки плавления, серебро обладает значительной стойкостью к образованию оксида. В расплавленном серебре растворяется большое количество кислорода, которое при затвердевании выделяется из раствора в виде оксида серебра или рассеивается в металле в виде пузырьков. .

С повышением температуры временное сопротивление разрыву ов как показатель механической прочности у серебра монотонно уменьшается с 1,5-108 Па при 20°С до ов=107 Па при 900 °C. Соответствующие температурные зависимости приведены в гл. 6. С понижением температуры ав растет, достигая значения 3-108 Па при —196 °C. Относительное удлинение 6=65 % (29 % при температуре —196°C), твердость по Бринеллю НВ = 25. Серебро слабо подвержено окислению. Оксидная пленка Ag2O нестойкая и разрушается под действием механических усилий и повышенной до 200 °C и более температуре. Слабая химическая активность серебра характеризуется малой энергией образования его соединений с кислородом, серой, углеродом, равной 31 кДж/моль.

Влияние температуры [4.7] проявляется также и в изменении удельного электрического сопротивления серебра (р*27з=1,59-10“6 Ом-см).

Температура, К Относительное удельное электрическое сопротивление сереб- ра Pf^yaТемпература, К Относительное удельное электрическое сопротивление сереб- ра Pf^yaТемпература, К Относительное удельное электрическое сопротивление сереб- pa Pf/P^3Температура, К Относительное удельное электрическое сопротивление сереб- pa Pf/P^3

Температура, К Относительное удельное электрическое сопротивление сереб- ра Pf^ya

Температура, К Относительное удельное электрическое сопротивление сереб- ра Pf^ya

Температура, К Относительное удельное электрическое сопротивление сереб- pa Pf/P^3

Температура, К Относительное удельное электрическое сопротивление сереб- pa Pf/P^3

В твердом состоянииВ твердом состоянииВ расплаве 17,0 18,45 19,4 .. . . 20,5 . 21,11В расплаве 17,0 18,45 19,4 .. . . 20,5 . 21,11

В твердом состоянии

В твердом состоянии

В расплаве 17,0 18,45 19,4 .. . . 20,5 . 21,11

В расплаве 17,0 18,45 19,4 .. . . 20,5 . 21,11

373 1,40981273

473 1,82931373

573 2,26261473

673 2,7101573

773 3,16 81673

1073 4,62

11735,14

1233,5 5,45

При длительном одновременном воздействии механической нагрузки и высокой температуры в серебре появляется так называемая усталость. Усталостная характеристика серебра приведена в табл. 4.5.

Таблица 4.5

Длительность испытаний, ч

Временное сопротивление разрыву ав, 107 Па

Относительное удлинение 8, %

Температура испытаний, °C

3,24

7,87

70

9,0

7,15

55

58,5

6,46

50

250

824,0

4,73

30

30,7

3,15

25

967,0

1,18

8

400

8,8

1,25

9

138,0

0,47

3,2

550

По ряду других особенностей и характеристик будем сравнивать серебро с алюминием и медью применительно к предохранителям на один и тот же номинальный ток.

Алюминий обладает высокой коррозионной стойкостью и пластичностью. Это очень реакционноспособный металл с высоким сродством к кислороду. Тем не менее он обладает высокой стойкостью к большинству самых

различных химических реагентов. Эта стойкость обеспечивается оксидной пленкой, образующейся на его поверхности. В результате в большинстве сред скорость коррозии алюминия быстро падает со временем. На только что обработанной поверхности толщина оксидной пленки примерно за 10~5 с достигает 10-9 м. Дальнейший рост ее толщины зависит от температуры и влажности среды. В результате 20-летних коррозионных испытаний на воздухе установлено, что основная доля коррозионного разрушения алюминия с потерей прочности 5—40 % происходит в первый год [4.13]. При высоких температурах и низкой влажности алюминий обладает высокой коррозионной стойкостью к любым газовым средам, за исключением галогенов и их смесей. При нормальной температуре ов=78,4-10® Па; 6=40%; НВ=25.

Таким образом, временное сопротивление разрыву, являющееся основным показателем механической прочности, у алюминия примерно вдвое меньше, чем у серебра. При повышении температуры прочность алюминия снижается до <тв«107 Па при 600°С. Вблизи температуры плавления алюминий, как и серебро, имеет низкую прочность на разрыв — порядка (5-=-8) -10® Па. При снижении температуры механические свойства алюминия, как и серебра, улучшаются. Например, при —196 °C временное сопротивление разрыву увеличивается до 1,6-108 Па. Упрочняющее влияние оксидной пленки алюминия при высокой температуре очень велико. Так, отожженная при 600 °C фольга толщиной 0,1 мм из алюминия чистотой 99,997 % при наличии оксидной пленки обладает прочностью 2,45-10® Па и пластичностью 12%. Та же фольга после растворения оксидной пленки обладает прочностью 1,35-10® Па и пластичностью 39%. После удаления пленки механическим путем алюминий активно взаимодействует с водой, водными растворами кислот и щелочей.

Процессы окисления алюминия в воздухе при высоких температурах исследованы в изотермических условиях термомассометрическим методом с непрерывной фиксацией массы образца в течение 8 ч [4.8]. На рис. 4.12 показаны. экспериментальные кинетические кривые окисления алюминия, полученные при температурах, близких к температурам плавления. Эти кривые отражают ряд сложных процессов, протекающих при окислении в окалине и металле. Вместе с тем из рассмотрения этих кривых видно, что даже при воздействии температуры

1291299—6178

129

129

500—900 °C в течение 8 ч удельное увеличение массы оксида (в расчете на единицу поверхности материала) весьма мало (0,1—0,3 мг/см2), что свидетельствует о весьма высокой коррозионной стойкости алюминия.

Сопоставление характеристик предохранителей на один и тот же номинальный ток и одно и то же напряжение с плавкими элементами из серебра и алюминия свидетельствует о следующем. Более высокое (в 1,8 ра-

Рис. 412. Кинетические кривые окисления алюминия:1 — 500 °C;2 — 600 °C; 3 —700 °C; 4—800 °C; 5 — 900 °CРис. 412. Кинетические кривые окисления алюминия:1 — 500 °C;2 — 600 °C; 3 —700 °C; 4—800 °C; 5 — 900 °Cза) значение удельного электрического сопротивления алюминия может быть скомпенсировано увеличением сечения плавкого элемента. При этом можно достичь того же температурного режима и обеспечить те же потери мощности. Исследования показали, что при идентичности формы плавкого элемента увеличение его сечения вдвое и применение выводов из алюминия сечением в 2,5 раза больше, по сравнению с медными, обычно используемыми в быстродействующих

Рис. 412. Кинетические кривые окисления алюминия:

1 — 500 °C;2 — 600 °C; 3 —

700 °C; 4—800 °C; 5 — 900 °C

Рис. 412. Кинетические кривые окисления алюминия:

1 — 500 °C;2 — 600 °C; 3 —

700 °C; 4—800 °C; 5 — 900 °C

предохранителях, обеспечивает практически такой же теп

ловой режим, как и при использовании элементов из серебра. Например, для предохранителя с номинальным током 400 А и номинальным напряжением 660 В температура на выводах составляет 82—87 °C, а потери мощности 50—60 Вт. В номинальном режиме, когда температура перешейков не превышает 300 °C, оксидная пленка

алюминия достаточно прочна. Толщина ее составляет лишь (3^-6) ■ 10-10 м, что увеличивает сопротивление предохранителя на 0,1—0,3% и обеспечивает защиту металла от дальнейшего окисления и, значит, стабильность его

электрических характеристик.

Рассчитанный по уравнению Мейера преддуговой ин теграл предохранителя с плавким элементом из алюминия в 1,9—2 раза больше, чем у предохранителя с плав ким элементом из серебра на те же номинальные ток и напряжение, хотя константа Мейера у серебра (80Х ХЮ3 А2-с/мм4) больше, чем у алюминия (37-Ю3 А2Х Хс/мм4). Это связано с увеличенным сечением алюминиевых плавких элементов, что могло бы привести к повышению расчетного пропускаемого тока на 10—15 %. Эксперименты при /к< 100 кА [4.9] показали одинаковое значение пропускаемых токов у плавких элементов из

алюминия и серебра. Это можно объяснить более высокой скоростью роста напряжения на дуге при расплавлении перешейков из алюминия (106 В/с), чему способствует наличие оксидной пленки, обеспечивающей инерционное накопление и последующее взрывное рассеивание энергии, а также более высокое катодное падение у алюминия (16,2—18,6 В) по сравнению с серебром (12,1—13,6 В).

Экзотермическая реакция, развивающаяся в предохранителе при его срабатывании, может привести к выделению дополнительной энергии. Алюминий отличается исключительно высоким значением энергии образования соединений с кислородом, серой, углеродом, равным 1673 кДж/моль. Аналогичные значения для серебра и меди равны соответственно 31 и 168 кДж/.моль. При взаимодействии алюминия с кислородом образуется прочное химическое соединение в виде оксида алюминия А12О3 (глинозем). В ходе экзотермической реакции окисления 2А1+1,5О2=А12Оз должно выделиться 34 кДж тепла при полном сгорании 1 г алюминия, для чего требуется 0,672 л кислорода. В закрытом корпусе быстродействующего предохранителя, например типа ПП59, содержится около 0,005 л кислорода, что недостаточно для протекания этой реакции и выделения тепла. В связи с этим алюминий неприемлем для изготовления предохранителей без наполнителя. При сплавлении алюминия с квар-- цевым песком, которое 'происходит по экзотермической реакции 2Al-|-l,5SiO2=Al2O3-|-l,5Si, независимо от промежуточных стадий также должно выделиться 34 кДж на 1 г алюминия. Однако одновременно с экзотермической реакцией окисления протекает, и эндотермическая реакция восстановления кремния из кремнезема SiO2, потребляющая 28 кДж на 1 г вступившего в реакцию алюминия. В итоге при полном сгорании 1 г алюминия и достаточном для этого количестве кислорода теоретически может дополнительно выделиться 6 кДж.

Исследования показали, что при переменном токе значение рассеиваемой в дуге энергии одинаково для алюминиевых и серебряных плавких элементов. В режиме отключения токов КЗ джоулевы интегралы отключения предохранителей с плавкими элементами из серебра и алюминия практически равны. При постоянном токе и определенных параметрах контура КЗ может происходить вторичный тепловой пробой, проявляющийся в повышении тока через предохранитель после 40—100 мс 9* 131

от момента достижения нулевого значения. В этом случае цепь отключалась другим защитным аппаратом. Энергия, рассеиваемая в предохранителе до пробоя, на 20—40% ниже, чем при коммутации переменного тока.

Возникновение вторичного пробоя в предохранителях с элементами из алюминия объясняется образованием при описанных реакциях оксида алюминия, который под действием постоянного приложенного напряжения и высокой температуры сохраняет достаточно высокую электропроводность. При этом скорость нагрева предохранителя от протекания остаточного тока выше, чем скорость охлаждения, обусловленная теплопроводностью оксида алюминия.

В связи с этим для применения алюминиевых плавких элементов на постоянном токе необходимо дополнительное увеличение их длины на 15—20 % или снижение рабочего напряжения примерно на такое же значение. Активное взаимодействие алюминия с наполнителем на постоянном токе может стать причиной и того, что габаритным размерам предохранителя, например, на номинальный ток 400 А с серебряными плавкими элементами будут соответствовать габаритные размеры предохранителя на 300 А с плавкими элементами из алюминия.

Исследования свидетельствуют о высокой чувствительности алюминия к любому виду циклических воздействий. Например, образцы быстродействующих предохранителей на /ном=400 А с алюминиевыми плавкими элементами обеспечивают нормальную работу в длительном режиме, но не выдерживают циклическую нагрузку на тот же номинальный ток согласно рекомендациям МЭК 269-4 (18 мин под током, 18 мин пауза), расплавляясь через 89—127 таких циклов. Образцы на /Ном= =800 А выдерживали всего лишь 52—55 таких циклов, хотя падение напряжения и превышение температуры выводов в номинальном режиме были в допустимых пределах. При испытаниях на старение (8 ч под постоянной нагрузкой номинальным током, 16 ч бестоковая пауза) предохранители с плавкими элементами из алюминия выдерживали лишь 31—33 цикла (около 260 ч), что значительно меньше аналогичных показателей у предохранителей с серебряными плавкими элементами. Вместе с тем предохранители общепромышленного назначения типа ПП31, в которых плотность номинального тока в алюминиевых плавких элементах в 6—8 раз меньше, 132

чем в быстродействующих предохранителях, надежно выдержали трехлетние испытания в режиме старения. В общем можно считать, что если два предохранителя с плавкими элементами из серебра и алюминия имеют один и тот же номинальный ток по параметрам стационарного режима (превышение температуры на выводах и потери мощности у них одинаковые), то их циклическая стойкость (выраженная, например, в часах работы в заданном режиме) будет одинаковой в том случае, если ток предохранителя с плавкими элементами из алюминия будет снижен на 10—20 %.

Еще одной особенностью алюминия как материала плавкого элемента является сложность отключения предохранителем малых аварийных токов (2,34-3,5)/ном. Это обусловлено тем, что в течение некоторого времени тугоплавкая оксидная оболочка препятствует полному расплавлению и испарению перешейков. Количество теплоты, выделяемой при прохождении таких малых токов, недостаточно для быстрого разрушения этой оболочки.

Медь считают одним из самых перспективных материалов для замены серебра в плавких элементах быстродействующих предохранителей. В настоящее время ежегодная мировая добыча меди превышает 10 млн. т, т. е. на три порядка выше добычи серебра. Медь дешевле серебра по меньшей мере в 300 раз и близка к . нему по своим электрофизическим свойствам. Удельное электрическое сопротивление меди на 5—6 % выше, чем у серебра, что легко компенсируется увеличением сечения плавких элементов. Температурные коэффициенты меди и серебра довольно близки и в диапазоне температур 0—100 °C равны соответственно 17 и 19-10-6 °C-1. Модуль упругости меди в 1,3 раза выше, чем у серебра, что неблагоприятно для циклического режима работы предохранителя. Теплопроводность меди примерно на 6 % меньше, чем у серебра, а температура плавления более чем на 120 °C выше.

Механические свойства меди при нормальной температуре следующие: ов=225-106 Па; 6=60%; НВ=45. При высокой температуре прочность меди выше, чем у серебра и алюминия.

Предел прочности при высокой температуре, 10е Па Температура, *СМедьСеребро

300 186,50117,6

500. .. . .. .120,5588,2

600 .: 73,2058,8

Медь не является химически активным элементом, и скорость ее коррозии при нормальной температуре мала.

На практике антикоррозионные свойства меди в значительной степени определяются прочностью защитной оксидной пленки, замедляющей дальнейшее разрушение металла при воздействии коррозии. При нагревании свыше 180 °C медь окисляется, и при температуре до 300 °C оксидная пленка состоит почти исключительно из оксида меди СиО — вещества черного цвета, легко образующегося при накаливании меди на воздухе. При температуре свыше 300 °C под слоем оксида СиО образуется слой закиси меди Си2О — вещества красного цвета, содержание которого возрастает по мере нагрева; при высокой температуре почти вся пленка состоит из Си2О. При химической реакции 2Cu+O2=2CuO или 2Си+ 4- —O2=Cu2O для полного окисления 1 г меди необходимо 0,17 л кислорода. При этом выделяется энергия, равная 168 кДж/моль, что значительно меньше, чем для алюминия, но гораздо больше, чем для серебра. Масса плавких элементов быстродействующих предохранителей ПП57, ПП59, ПП60 составляет 10—30 г и содержит не более 1—2 % кислорода, необходимого для окисления всего плавкого элемента. Тем не менее необходимо учитывать опасность коррозии перешейков в таких предохранителях. Это связано с тем, что масса перешейков в 10—20 раз меньше массы плавкого элемента, а температура намного выше, благодаря чему для их окисления достаточно весьма малого количества кислорода. Интенсивность окисления меди иллюстрируется рис. 4.13, где показаны кинетические кривые для температуры 600— 1200 °C. Интенсивность окисления выражена в увеличении массы Ат оксида на единицу поверхности S меди. Сравнение рис. 4.13 с рис. 4.12 подтверждает меньшую стойкость меди к высокотемпературной коррозии по сравнению с алюминием.

В [4.7] приводятся данные о том, что циклическая стойкость меди в вакууме на порядок выше, чем в воздушной среде (у золота такого рода различия не обнаружены). Там же указывается на влияние окружающей среды на медь даже при остаточном . давлении 0,13— 0,013 Па и, значит, чрезвычайно низком содержании кислорода.

Оксидные пленки меди обладают достаточной электропроводностью и поэтому не влияют на физические 134

оксидная пленка наоксидная пленка наРис. 4.13. Кинетические кривые окисления меди: 1 — 600 °C;2 — 700 °C; 3 —800 °C; 4 — 1200 °CРис. 4.13. Кинетические кривые окисления меди: 1 — 600 °C;2 — 700 °C; 3 —800 °C; 4 — 1200 °C

оксидная пленка на

оксидная пленка на

Рис. 4.13. Кинетические кривые окисления меди: 1 — 600 °C;2 — 700 °C; 3 —

800 °C; 4 — 1200 °C

Рис. 4.13. Кинетические кривые окисления меди: 1 — 600 °C;2 — 700 °C; 3 —

800 °C; 4 — 1200 °C

условия работы плавкого элемента, если они образуются во время эксплуатации и имеют хорошую адгезию с его поверхностью. Наиболее высокое качество адгезии оксидной пленки наблюдается при использовании кондиционной бескислородной меди (например, марки Мооб по ГОСТ 859-78 с содержанием кислорода 0,001 %). Обычная электротехническая медь перенасыщена кислородом

в твердорастворенном состоянии, и ее поверхности не обладает хорошей адгезией.

Медь и серебро имеют подобную атомную структуру и образуют эвтектики с оловом, имеющие практически одинаковые температуры плавления 220—230 °C, близкие к точке плавления олова.

Использование медных плавких элементов возможно при условии обеспечения надежной защиты их поверхности от воздействий окружающей среды, сохранения целостности оксидной пленки и оптимального выбора номинального режима предохранителя. Надежная защита

поверхности медного плавкого эле- ■

мента от. воздействия среды, в частности от окисления, может быть достигнута путем нанесения покрытия, например, из никеля или металла, имеющего прочную оксидную пленку, например, алюминия. Эффективно использование так называемого твердого наполнителя, сформированного

посредством пропитки кварцевого песка жидким связывающим веществом с последующим прокаливанием. Образовавшаяся при этом твердая структура обеспечивает надежную защиту поверхности элемента. Для сохранения целостности оксидной пленки медного элемента эффек

тивно использование изогнутых плавких элементов.

Повышенное по сравнению с серебром удельное электрическое сопротивление меди требует увеличения на 6— 8 % суммарного поперечного сечения плавких элементов для обеспечения заданного теплового режима. Однако более высокое значение константы Мейера у меди (112Х ХЮ3 А2-с/мм4) по сравнению с серебром (80-103 А2Х Хс/мм4) предполагает снижение поперечного сечения медных элементов на 10—12 % по сравнению с серебряными на тот же номинальный ток для удовлетворения

требований к защитным характеристикам. Это теоретическое противоречие может быть разрешено практически следующим образом. При высокой температуре удельное электрическое сопротивление меди растет медленней, чем у серебра. Так, при температуре перешейков 300—400 °C, удельное электрическое сопротивление меди и серебра практически одинаково, а при 500 °C сопротивление меди, равное 4,6-10-8 Ом-м, меньше, чем у серебра (4,7Х ХЮ-8 Ом-м). В связи с этим для получения заданного теплового режима при медных плавких элементах требуется небольшое (2—5 %) повышение их сечения. В этом случае превышение температуры выводов и потери мощности в предохранителе получаются такими же, как и при серебряных плавких элементах.

Если же определяющими являются другие критерии, то в зависимости от конкретных условий' может потребоваться либо значительно (до 10%) увеличение сечения, либо в увеличении сечения вообще не будет необходимости.

У предохранителя с медными плавкими элементами, сечение которых выбрано из условий идентичности теплового режима с предохранителем на такой же номинальный ток и серебряными плавкими элементами, при коммутации сравнительно небольших аварийных токов повышенная константа Мейера проявляется в увеличенных значениях пропускаемых токов и интегралов Джоуля [4.14]. Например, при /к=8 кА, Дк=740 В, coscp=0,17, 5р=0 предохранитель с плавким элементом из серебра имеет пропускаемый ток 8 кА, преддуговой интеграл 100-103 А2-с, интеграл отключения 250- 10s А2-с (/НОм= =400 А). Предохранитель с эквивалентным по тепловому режиму медным плавким элементом имеет соответственно 10 кА, 150-103 и 300-103 А2-с. Однако при /к= = 100 кА, cos ср=0,09, гр=О°, Сгк=740 В все характеристики коммутационного режима сравниваемых предохранителей практически одинаковы. Таким образом, увеличенные значения джоулева интеграла отключения предохранителя с медными плавкими элементами при отключении сравнительно небольших аварийных токов существенно улучшают селективность и надежность работы при перегрузках. Некоторое увеличение массы медного плавкого элемента практически не осложняет деионизацию и охлаждение паров металла, поскольку более высокий потенциал ионизации меди, равный 7,77 В (у серебра 7,57 В), и большее катодное падение напряжения, 136

равное 14,7—15,4 В (у серебра 12,1—13,6 В), способствуют улучшению гашения дуги.

Механические напряжения, возникающие при циклических нагрузках, дополнительно препятствуют адгезии оксидной пленки к меди, способствуя ее растрескиванию и отслоению, что облегчает развитие коррозии. При эквивалентном тепловом режиме циклическая стойкость медных плавких элементов по номинальному току примерно на 10 % меньше, чем серебряных.

Роль и характеристики наполнителя

В первом патенте на предохранитель (1890 г.) описан плавкий элемент в виде медной тонкой фольги или одной или нескольких тонких проволок, помещенных в корпус из изоляционного материала. Корпус полностью или частично заполнялся мелкозернистым непроводящим материалом, в качестве которого предлагались сухой мел, мрамор, кварцевый песок, кирпичный порошок, асбест, корунд. Обращение к наполнителю было обусловлено необходимостью создания надежных защитных аппаратов, способных рассеивать значительную энергию для обеспечения нормальной работы появившихся в конце XIX в. мощных электрических машин и трансформаторов. Многолетний опыт использования кварцевого песка в качестве наполнителя подтвердил его высокую эффективность. Применение методов вибрационной технологии засыпки кварцевого песка в предохранитель относится к периоду 50-х годов XX в. и было вызвано требованием существенного повышения защитных характеристик предохранителей, которые начали использоваться в силовых полупроводниковых установках.

Основные функции наполнителя в современных предохранителях следующие:

воздействие на ампер-секундную характеристику путем отвода тепла от плавкого элемента в длительном режиме работы и за счет этого повышение номинального тока по сравнению с током предохранителей без наполнителя;

увеличение преддугового джоулева интеграла благодаря улучшению теплопередачи от перешейков;

отбор энергии дуги в результате плавления и испарения наполнителя, что обеспечивает быстрое спадание тока к нулю и уменьшенные габаритные размеры предохранителя;

формирование фульгуритных трубок, содержащих дугу внутри твердой структуры наполнителя, что в определенных пределах предотвращает слияние дуг и пробои между элементами;

содействие гашению дуги с помощью давления, образованного внутри фульгуритной трубки;

ослабление механических и термических воздействий на корпус предохранителя благодаря наличию нерасплавленного наполнителя. Тепловой удар, который может вызвать растрескивание корпуса, ослабляется благодаря высокому отношению теплового сопротивления наполнителя к его теплоемкости и достигает корпуса уже после погасания дуги;

демпфирование переходного восстанавливающегося напряжения в защищаемой цепи благодаря повышенной электр оп р о водности н апо лнителя;

демпфирование и защита плавких элементов от "механических повреждений; ослабление климатических воздействий, сохранение внутри корпуса тепла и пламени дуги при срабатывании.

Доминирующей функцией наполнителя является обеспечение надежного гашения дуги.

Характеристики наполнителя. Наполнитель в виде кварцевого песка должен быть чистым, однородным по цвету; влажность его перед засыпкой в корпус предохранителя должна быть не более 0,05%, а зерновой и химический состав должен соответствовать данным, приведенным ниже.

Размерзерен,ммСодержание,%

От 0,02 до 0,1Не более 1,5

От 0,1до0,63Не менее 98

ГлинистаясоставляющаяНе более 0,5

ХимическийсоставСодержание,%

Оксид кремния SiO2 . . Не менее 98

Оксид железа Fe2O3Не более 0,18

Оксид алюминия плюс диоксид титана Al2O3-}-TiO2 . . .0,15 ПримесиНе более 0,92

Используемый в предохранителях наполнитель обычно представляет собой зернистый материал, состоящий из дискретных соприкасающихся друг с другом сравнительно твердых зерен и пустот между ними. Зерна могут перемещаться относительно друг друга, пустоты обычно .заполнены воздухом.

138

Отличительной особенностью такого зернистого материала является его двойственная природа, исключающая отнесение его в разряд твердых тел или жидкостей. Отдельные частицы материала являются твердыми телами, но вся масса в целом имеет стремление к течению, т. е. обладает свойством, присущим жидкости. Зернистые среды, как и жидкие, принимают форму, зависящую от границ заключающего их объема. Однако если свободная от напряжений поверхность жидкости горизонтальна, то зернистая среда в подобных условиях может принять одну из множеств различных форм в зависимости от геометрии опорной поверхности.

Любая зернистая среда характеризуется химическим составом, средним размером зерен и распределением зерен по размерам. Химический состав наполнителя должен быть таким, чтобы исключить нежелательное воздействие каких-либо его компонентов на работу предохранителя в длительном и коммутационном режимах.

При весьма малых зернах зазоры между ними также весьма малы и условия гашения дуги приближаются к условиям гашения дуги, возникающей между твердыми стенками. Охлаждающее действие наполнителя в начальный момент дуги очень сильное, благодаря чему напряжение на дуге достаточно высоко. Однако малые зазоры затрудняют прохождение расплавленного металла между зернами. Это существенно увеличивает наличие в дуге паров металла, вызывает сильный нагрев и расплавление наполнителя. В свою очередь резко снижается охлаждающее действие наполнителя, следствием чего становятся снижение напряжения на дуге, увеличение рассеиваемой энергии и в конечном счете опасность взрыва.

При очень больших зернах расплавленный металл легко проходит через зазоры между ними, однако охлаждающее действие наполнителя и его энергопоглощающая способность ослабевают. Такие зерна в целом создают меньшую поверхность охлаждения, которая обратно пропорциональна их диаметру.

Экспериментальные исследования свидетельствуют о том, что защитные характеристики предохранителя зависят также и от распределения зерен по фракциям даже при одном и том же среднем размере.

В современных быстродействующих предохранителях засыпка наполнителя осуществляется с помощью вибрационной технологии с целью получения максимальной плотности упаковки зерен в корпусе. Параметрами, ко

личественно характеризующими упаковку зерен, следует считать:

плотность упаковки, определяемую как отношение объема, занятого твердым веществом наполнителя, к полному объему, занятому наполнителем;

пористость — объем пустот, определяемый как разность между единицей и плотностью упаковки в %;

степень уплотнения

а = -^Ро 100»/0,ро

где Ро — масса наполнителя, заполняющего объем корпуса при свободной засыпке; Pi — масса наполнителя, заполняющего объем корпуса при воздействии вибраций.

Часто используют другой показатель плотности — массу засыпанного в предохранитель песка в расчете на единицу объема корпуса (г/см3). Этот показатель называют объемной плотностью наполнителя.

Роль размеров зерен исследована на теоретически одинаковых шарах при пяти видах упаковки [4.10]. В зависимости от вида упаковки пористость возникающей среды изменяется от 47,64 % при простой кубической структуре, когда каждый шар контактирует с шестью другими шарами, до минимума 25,95 % при тетраэдральной и пирамидальной структурах, когда каждый шар контактирует с двенадцатью другими. Увеличение количества контактов между шарами приводит к снижению пористости. Даже при шарах одного диаметра пористость различна в зависимости от характера и количества контактов между ними. При этом плотность упаковки не зависит от размера шаров в условиях больших объемов, когда влиянием граничных условий можно пренебречь. Если диаметр одинаковых шаров превышает 0,1 диаметра сосуда, в который они уложены, плотность снижается на 2,5%. Таким образом, при реальных размерах зерен наполнителя влиянием границ (корпуса предохранителя) можно пренебречь. Очевидно, что плотность упаковки шаров одинакового диаметра весьма мала и не превышает 52—74%. Плотность упаковки смеси шаров двух диаметров возрастает с ростом отношения их диаметров. Так, например, плотность смеси из 70 % крупных и 30 % средних шаров при отношении их диаметров 6,3 составляет 73,8 %, а смеси из 70 % крупных и 30 % мелких шаров при отношении их диаметров 50,5 составляет 81,5%. Теоретически плотность смеси шаров двух диаметров при строго определенном

их количественном соотношении может достигнуть 86 % ■ Плотность многокомпонентных смесей шаров постепенно уменьшающегося диаметра в принципе может достигнуть 100 %.

В [4.10] описаны эксперименты с промытым песком из крупных, средних и мелких зерен со средним отношением диаметров 50,5:8: 1. Смесь, состоящая только из крупных зерен, упаковывалась до плотности 63, только из средних — до 61,8, только из мелких — до 57,5%. В то же время многокомпонентная смесь упаковывалась до плотности 85 % • Эксперименты подтвердили эффективность многокомпонентной смеси кварцевого песка для получения высокой плотности упаковки, причем основное значение имеют не столько абсолютные размеры частиц, сколько соотношение их диаметров.

В настоящее время засыпка быстродействующих предохранителей кварцевым песком осуществляется на специальных вибрационных стендах, создающих гармонические или ударные колебания стола. Кварцевый песок при этом подается из бункера в предохранитель через жесткий или гибкий питатель. Гармонические колебания стола стенда создаются с помощью электромагнитных, индукционных и других стандартных систем. Ударные колебания создаются специальными передаточными устройствами. Наилучшие условия гашения дуги создаются при объемной плотности наполнителя примерно 1,7—1,85 г/см3. В плотно упакованном состоянии песок представляет собой так называемую неньютоновскую жидкость, т. е. не передает равномерно во все стороны приложенное к нему давление. Поэтому если приложить к нему в таком состоянии статическое давление и зафиксировать созданное механически напряженное состояние, например, с помощью заглушки, закрывающей засыпочное отверстие, то оно может сохраняться в течение достаточно длительного периода даже при воздействии вибраций.

Плотность наполнителя существенно влияет на характеристики предохранителя во время дугогашения. В общем случае можно рассматривать это влияние только на вольт-секундную характеристику дуги, обусловливающую основные защитные характеристики — джоулевы интегралы, энергию дуги, пропускаемый ток, продолжительность дугогашения и др. Критерием оценки при этом является значение среднеинтегрального напряжения на дуге в течение всего этапа дугогашения. Чем больше плотность наполнителя, тем больше среднеинтегральное напряжение

на дуге и лучше защитные характеристики предохранителя.

Правомерен и анализ конкретного влияния степени уплотнения наполнителя на отдельные защитные характеристики предохранителя. Экспериментальные исследования свидетельствуют о значительной интенсивности этого влияния. Снижение объемной плотности наполнителя на 3—10%, например путем использования свободной ручной засыпки наполнителя, приводит к снижению среднего значения напряжения на дуге на 6—15, увеличению пропускаемого тока на 8—15, преддугового джоулева интеграла на 15—30, джоулева интеграла отключения более чем на 30 и энергии дуги более чем на 40 %. При уменьшении содержания кварцевого песка на 10—20 % джоулевы интегралы и энергия дуги увеличиваются в 3—5 раз, что, как правило, приводит к взрыву предохранителя.

Пути совершенствования наполнителей. Одним из направлений совершенствования наполнителей было введение к ним специальных добавок. Например, в некоторых случаях эффективна добавка мела СаСОз, который помещают между слоями кварцевого песка с целью достижения специальных характеристик плавления и обеспечения надежной работы при отключении малых аварийных токов.

Реакция разложения мела СаСОз=СаО+СОг является эндотермической и требует определенного количества энергии.

Энергия, отбираемая при этом от дуги, а также образующиеся в результате реакции тугоплавкое вещество СаО и углекислый газ способствуют дугогашению.

Известны также наполнители в виде трехводного гидрата глинозема (А^Оз-ЗНзО), содержащего воду в химически связанном состоянии, которая не выделяется при номинальном токе. При отключении тока КЗ вода испаряется, поглощая часть энергии дуги. При этом исключается возможность вторичного пробоя. Предлагаются и разновидности добавок к кварцевому песку (глина, цемент и др.), которые должны улучшить те или иные защитные характеристики предохранителей.

С целью предотвращения утечки наполнителя и обеспечения технологичности засыпки была предложена пропитка наполнителя связывающими веществами с последующей сушкой. Вначале для этого использовались эпоксидные, фенольные и полиуретановые синтетические 142

смолы. Однако в этом случае наблюдались выделения проводящих материалов и газов даже при нормальной рабочей температуре предохранителя (200—250 °C). При токах КЗ синтетические смолы разлагаются со значительным выделением газов, что ухудшает восстановление диэлектрических свойств наполнителя и может привести к взрыву. В связи с этим вместо синтетических смол стали использовать неорганические связывающие вещества. Б Японии разработана связка, представляющая собой водный раствор фосфата или смеси фосфата или водного раствора фосфата с различными видами оксидов, гидрооксидов, силикатов, карбонатов или нитратов. Фирмой General Electric (США) применяются коллоидальные суспензии оксида кремния, оксида магния, оксида алюминия в воде, этиловом спирте, ацетоне.

Наибольшее распространение на практике в качестве неорганического связующего получило техническое жидкое стекло, представляющее собой водный раствор силикатов натрия или калия переменного состава NazO-nSiOz-HzO. В частности, такой раствор используется фирмой Ferraz (Франция). Соответствующие исследования проводятся и в СССР. Жидкое стекло достаточно дешево и широко применяется в литейном деле как неорганическое связующее. Получают техническое жидкое стекло путем сплавления при температуре 1400'—1500'°C кварцевого песка с содой или сульфатом натрия и углем с последующим растворением полученного продукта в воде - в автоклавах под давлением пара до плотности конечного продукта 1,5 г/см3. Полученное сплавлением кварцевого песка и соды так называемое содовое стекло практически прозрачно или желтовато-зеленоватого оттенка; сульфатное стекло имеет черный цвет из-за значительного содержания углерода; смешанное сульфатно-жидкое стекло имеет грязноватосерый цвет.

В техническом жидком стекле содержание Na2O составляет 10—12, а содержание SiO2 колеблется в пределах 32—34%.

Близость химического состава жидкого стекла и кварцевого песка обеспечивает их прочное и стабильное соединение в виде твердой структуры после нагрева и прокаливания. Жидкое стекло является водорастворимой связкой, хотя в химическую реакцию с водой не вступает, что обеспечивает низкую стоимость и простоту технологического процесса. Твердение силикатной массы с жидким стеклом объясняется выделением из последнего коллоидного кремнезема. Образующийся при этом гель служит связкой для частиц наполнителя. Динамическая вязкость жидкого стекла сильно зависит от его плотности, возрастая от 2,7 при 1,038 г/см3 до 46 Па-с при 1,385 г/см3 и До 1074 Па-с при 1,511 г/см3, что необходимо учитывать при приго-

товлении раствора. Чистый кварц SiO2 легко смачивается водой, так как иа его поверхности находятся ионы Si—О—Si со свободными валентностями. В результате ионного взаимодействия дипольные молекулы воды сцепляются с частицами кварцевого песка, образуя на нх поверхности, водяную оболочку. Толщина этой оболочки весьма мала по сравнению с размером частиц песка и составляет около 5-10—5 мм. Наличие водяной оболочки способствует эффективному взаимодействию кварцевого песка и водного раствора жидкого стекла.

Структура затвердевшего наполнителя обладает высокой прочностью на сжатие порядка (5ч-10)-105 Па даже при температуре.600ПС и более. Это позволяет обеспечить стойкость к механическим воздействиям и предотвратить утечку наполнителя. Кроме того, твердый наполнитель является стойким к длительному воздействию температур вплоть до 500 °C, при этом он не разлагается и не выделяет газов. Высокие диэлектрические свойства указанной структуры при температуре до 1000 °C (относительная диэлектрическая проницаемость составляет 3-—15) способствуют предотвращению теплового пробоя и обеспечивают надежную работу предохранителя в последуговой период. Следует отметить, что при использовании сульфатного или смешанного жидкого стекла, содержащего значительное количество углерода, наблюдается существенное снижение сопротивления изоляции предохранителя после его срабатывания. В то же время высокая теплопроводность обеспечивает благоприятный тепловой режим при длительной эксплуатации. При гашении дуги твердый наполвитель обладает пористостью и стойкостью к ее воздействию, сопровождающемуся температурой 10 000—20 000 К.

Применение твердого наполнителя позволяет достичь других дополнительных преимуществ. Во-первых, появляется возможность использования простого и вг сокопроизводительного технологического оборудования для засыпки песка. Получаемая при этом низкая степень уплотнения может быть скомпенсирована пропиткой связующим составом с последующим получением структуры твердого наполнителя. Во- вторых, твердая структура наполнителя с высокой степенью уплотнения позволяет улучшить основные защитные характеристики предохранителя, в частности снизить интеграл отключения на 10—15% и энергию дуги примерно на 20%. В-третьих, благодаря улучшению теплоотвода, достигнутому увеличением плотности структуры, достигается повышение номинального тока предохранителя до 10%. При рациональном выборе геометрии плавкого элемента и степени уплотнения обеспечивается возможность многократного повышения циклической стойкости предохранителя.

Глава пятая

ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ В НОМИНАЛЬНОМРЕЖИМЕ РАБОТЫ ПРЕДОХРАНИТЕЛЕЙ

Локальное термическое сопротивлениепредохранителя и распределение плотности токав плавком элементе

Тепловые процессы в быстродействующих плавких предохранителях описываются уравнением Фурье

са+ 9.(б-1)

at

где с — удельная теплоемкость материала плавкого элемента; а — плотность этого материала; V2 — оператор Лапласа температурного поля трех измерений в декартовых координатах; А — теплопроводность материала плавкого элемента; q — интенсивность внутренних источников тепла.

Решение этого уравнения применительно к сложной геометрии плавкого элемента возможно при введении ряда допущений, существенно искажающих физическую картину явлений. Использование при этом традиционных аналитических методов к тому же требует большого объема вычислений на ЭВМ. Существенное приближение к ре альным физическим процессам три меньшем объеме вычислений может быть обеспечено с помощью перехода от известных аналитических методов к численным. Численные методы позволяют в принципе решить любую задачу с заданной точностью. При этом необходимо обеспечить наименьшие затраты труда и машинного времени. В некоторых случаях удается получить численно-аналитические решения, сочетающие известные достоинства аналитических и численных методов.

Решение (5.1) одним из численных методов предполагает знание распределения плотности тока по элементу, определяющей интенсивность источников тепла q=pP, где р — удельное электрическое сопротивление, J — плотность тока, и знание локального термического сопротивления, которое оказывают тепловому потоку, исходящему от элемента, кварцевый песок, корпус и торцевые крышки, что определяет интенсивность теплоотдачи в окружающую среду. Расчет локального термического сопротивления требует решения двумерной тепловой задачи. 10—6178145

Будем считать, что .в корпусе из ультрафарфора (рис. 5.1) плавкие элементы расположены то поверхности цилиндра радиусом го- Внутренний объем корпуса радиусом гх заполнен кварцевым песком. Теплопроводность X песка при свободной засыпке составляет 1,1—1,2, при вибрационном уплотнении с высокой степенью плот|Нюсти 1,4— 1,6 и при использовании «твердого» наполнителя (кварце-

'Рис. 5.1. К расчету локального термического сопротивления предохранителя

вого песка, пропитанного жидким стеклом и подвергнутого затем прокаливанию)—около 2,5 Вт/(м-°С); аь а2— коэффициенты теплоотдачи с торцевой и боковой поверхностей, рассчитанные по [5.10] и равные соответственно 12,5 и 8,5 Вт/(м2-°С); «о — суммарный коэффициент теплоотдачи в контакте плавкий элемент—песок — ультрафарфор, находящийся в пределах 130—150 Вт/(м2-°С). Для удобства анализа введены суммарные коэффициенты теплоотдачи:

с торцевой поверхности предохранителя

^=(—+—+^-|_1(5-2)

\ “1 “о \ /

и с боковой поверхности

^ = (—+—+vln —Г’’(5-3)

\ »2 O.Q Л2 ^1/

где Хь Х2 — теплопроводности материала торцевой крышки [равные 393 и 43 Bt/(im-°C) для меди и стали] и

ультрафарфорового корпуса [около 1 Вт/(м-°С)]i 7*экв = (^Г2)4~Г2-

В результате решения двумерной тепловой задачи получено выражение для локального термического сопротивления элементарного участка плавкого элемента площадью S; с координатами начала участка xi и конца участка Xi+i, содержащее две составляющие: Ri— для области, находящейся вверх от плавкого элемента, и R^— для области, находящейся вниз от плавкого элемента:

Rx =Rx =— ^) —.^-Ish (^+1) — sh (а*/)1}ч— ^) —.^-Ish (^+1) — sh (а*/)1}ч1aos£1aos£

Rx =

Rx =

— ^) —.^-Ish (^+1) — sh (а*/)1}ч

— ^) —.^-Ish (^+1) — sh (а*/)1}ч

1

aos£

1

aos£

(5.4)

где

ААВ =В =Jo(/”ro)D+PoCmro)^ .XmF*ку sh(aL)Jo(/”ro)D+PoCmro)^ .XmF*ку sh(aL)(5.5)(5.5)a4.Lsh(aL) + k^aLc^aL) ’a4.Lsh(aL) + k^aLc^aL) ’

А

А

В =

В =

Jo(/”ro)D+PoCmro)^ .

XmF*

ку sh(aL)

Jo(/”ro)D+PoCmro)^ .

XmF*

ку sh(aL)

(5.5)

(5.5)

a4.Lsh(aL) + k^aLc^aL) ’

a4.Lsh(aL) + k^aLc^aL) ’

dk sh(aL) + ^ ch(aL) ’

tn*tn*D - тРг (mrt)D - тРг (mrt)Е = т\ (тг^ 4Е = т\ (тг^ 4^-Po ктггу,^-АДтггу^-Po ктггу,^-АДтггуF = Л (mr0) | А- Ро (mrjF = Л (mr0) | А- Ро (mrj— тР, (тгг) J+— тР, (тгг) J+ааЪ — —-g2Ъ — —-g22/"1^2.Mr^-ro2) ’2/"1^2.Mr^-ro2) ’т =т =knpi •knpi •nLkкгsh(aL)nLkкгsh(aL)kLa(ash(aL) +—^-ch(aL))kLa(ash(aL) +—^-ch(aL))(5-6)(5-6)147147

tn*

tn*

D - тРг (mrt)

D - тРг (mrt)

Е = т\ (тг^ 4

Е = т\ (тг^ 4

^-Po ктггу,^-АДтггу

^-Po ктггу,^-АДтггу

F = Л (mr0) | А- Ро (mrj

F = Л (mr0) | А- Ро (mrj

— тР, (тгг) J+

— тР, (тгг) J+

а

а

Ъ — —-

g2

Ъ — —-

g2

2/"1^2.

Mr^-ro2) ’

2/"1^2.

Mr^-ro2) ’

т =

т =

knpi •

knpi •

nLk

кгsh(aL)

nLk

кгsh(aL)

kLa(ash(aL) +—^-ch(aL))

kLa(ash(aL) +—^-ch(aL))

(5-6)

(5-6)

147

147

J0(mr0)(X|+1 —х£) Xs1mKJ1(mr0)X

X f (1 + -"УТ (Xi+I + xtxt+i + xi2) ]X f (1 + -"УТ (Xi+I + xtxt+i + xi2) ]°йЧ *°йЧ *(5.7)(5.7)

X f (1 + -"УТ (Xi+I + xtxt+i + xi2) ]

X f (1 + -"УТ (Xi+I + xtxt+i + xi2) ]

°йЧ *

°йЧ *

(5.7)

(5.7)

J0(mr), J^mr)—функции Бесселя нулевого и первого порядка первого рода; P0(mr), Pi(mr)—функции Бесселя .нулевого и 'первого порядка второго рода.

В итоге локальное термическое сопротивление Ri для элементарного участка 'плавкого элемента определяется параллельным соединением Ri и R2

R = RiR

1 Rt + R,*

С помощью этих соотношений можно при расчете температурного поля учитывать теплоотдачу в .кварцевый песок от плавкого элемента любой формы, для чего ■необходимо знать лишь координаты начала и .конца каждого элементарного участка.

Кроме того, интегрирование по площади плавкого элемента позволяет определить интегральное термическое .сопротивление предохранителя. Этот параметр у быстродействующих предохранителей примерно равен 1 °С/Вт и существенно выше, чем у ОПП. Например, у тиристора Т630 интегральное термосопротивление равно 0,07 °С/Вт, у тиристоров Т253-1250—0,011 °С/Вт, что объясняется тем, что в тиристорах основной путь теплового потока проходит по металлу, теплопроводность которого .на два порядка выше, чем у песка и фарфора. При стационарном режиме основная отдача тепла в предохранителе происходит через токоподводящие шины (около 65 %), через боковую (около 23 %) и торцевую (около 12 %) поверхности. При использовании твердого 'наполнителя теплоотдача значительно улучшается, что позволяет увеличить номинальный ток до 10 % без увеличения габаритных размеров.

Расчет токораспределения методом конечных разностей (МКР). При строгом анализе распределения тока в пространстве и времени следует ставить и решать задачу 148

электродинамики, исходя из уравнений Максвелла:

Г ot Н = — ЕХ-^—■(5.8)

и и dt

^L — ——rotH,(5.9)

и dt

Т№ Н, Е — напряженность магнитного и электрического поля соответственно; е,— относительная диэлектрическая проницаемость материала; и — скорость света; рг —относительная магнитная проницаемость материала; о — удельная электрическая проводимость материала

Эти уравнения описывают электромагнитные процессы в их взаимосвязи в пространстве и времени. Поэтому определяемая потенциалом Е плотность тока J=— Е

Р подвержена влиянию изменений во времени магнитного поля Н, источником которого она является, и изменений в пространстве, поскольку операция определения ротора связана с дифференцированием вектора Е или Н по координатам.

Следует учесть, что: 1) скорость распространения электромагнитного поля равна скорости света о=ЗХ ХЮ8 м/с и его запаздыванием в распространении по сравнению с процессами нагрева можно пренебречь; 2) частота и скорость изменения тока в СПП (невелики (в большинстве случаев частота не превышает нескол ких (килогерц). Поэтому токами смещения, скин-эффектом и подобными явлениями можно пренебречь. Кроме того, если пренебречь влиянием (нагрева на характер токораапре- деления, то применительно к плавкому элементу предохранителя исходную задачу можно свести к задаче Дирихле для уравнения Лапласа, которое описывает распределение потенциале Е на плоскости:

■ в плоскости ограниченной области D

д2Е । д2Едх2 ду2

на границе Г области D

E=g(F).(5.11)

В этой задаче выражением (5.10) неявно задан закон изменения потенциала — искомой функции Е^х, у), а выражением (5.11) — значения Е на границе и необходимо найти зависимость Е(х, у) для области D. В соответствии

149

с МКР [5.12] область D .произвольной формы разбиваем на прямоугольные элементарные участки (элементы) или, ■иначе говоря, строим трямоугольную сетку с шагом h (рис. 5.2). Вместо задачи (5.10), (5.11), не имеющей аналитического решения при произвольной границе, будем искать значения Е в отдельных точках области D — узлах сетки, т. е. будем искать приближенное решение (точное аналитичеокое решение задачи давало бы иначе-

D—область, охватывающая все внутренние узловые точки; Го—старая (непрерывная) граница, заданная исходной кривой E=f(F); Гн—новая (дискретная) граница после интерполяции; I, j — координаты узловой точки (узла)

ния функции в любой точке области D). Прежде чем приступать к расчету, необходимо получить новые граничные условия в отдельных узлах на границе или вблизи нее путем интерполяции граничных условий на исходной кривой (новая граница показана на рисунке квадратиками). Границу сеточной области следует выбирать так, чтобы она лучше всего приближала границу F к области D; при этом граничные узлы могут лежать как вне, так и внутри D. Поскольку заданные на кривой Г значения функции Е переносятся в узлы сеточной области с помощью интерполирования, значение Е в таких граничных узлах считается известным. Неизвестными считаются значения Е во внутренних узлах сетки, для определения которых (5.10) и (5.11) необходимо преобразовать к конечноразностному виду. С этой целью воспользуемся .известным разложением в ряд Тейлора искомой функции Е в виде

Е(х-^к, у) = Е(х,’дх ~ дх» 2!

или

E(x — h, у) = Е(х, y)-d-^^h+d^^^(5.12)

дхдх1 2!

Исходя из этого можно получить следующие аппроксимации частных производных:

(5.13)(5.13)дЕ^х, у) £(% + /г, у) — £(х, у)дхh’

(5.13)

(5.13)

•^^^-^^(x+Zz, у)-2£(х, y^E(x-h, у)\; (5.14)

(5.15)(5.15)дЕ(х, у)£(х, у, k) — £(х, у)

(5.15)

(5.15)

дук

^^Е^У^^Е^-уА-Е)-^^ yWEkx, y-h-W (5.16) оу8 k8

С учетом приведенных преобразований уравнение Лапласа (5.10) в результате замены частных производных их конечно-разностными аппроксимациями принимает следующий вид для произвольного узла с координатами I, / в области D (для случая, когда ряд Тейлора 'записан до третьего члена):

Еч = -у №+1., А-Е^. iA-Et. i+a-Ei. j_A (5-17)

Решение Еу аппроксимируется средним значением решения по четырем соседним узлам и справедливо для всех внутренних узлов сетки; искать его будем методом итерации. Задаемся произвольной начальной системой значений Е во внутренних узлах сетки (например, удобно использовать средние значения граничных условий) и находим среднеарифметические значений этой системы. При этом для некоторых узлов потребуется применение известных значений Е в граничных узлах. Полученные среднеарифметические дадут первое приближение. Затем находим среднеарифметические значений первой системы, вновь 'используя для некоторых узлов известные граничные условия, и получим второе приближение и т. д. Процедура счета может быть организована произвольно (например, по строкам или столбцам), а процесс его продолжается до тех пор, пока переход от (и—1)-й системы к п-и не даст изменений в пределах требуемой точности. Таким образом, после определенного количества операций процесс сойдется к приближенному решению задачи, иначе говоря, приближенное решение краевой стационарной задачи (5.10) сводится к решению системы алгебраических уравнений для значений функции во внутренних

узлах. Значения решения определяются одновременно во. ■всех этих узлах, а число уравнений ‘совпадает с числом внутренних узлов сетки.

В связи с заменой точного решения конечно-разностной аппроксимацией важно оценить сходимость и точность решения [5.12]. Решение разностной задачи в точке 1 сводится к решению исходного дифференциального уравнения в частных производных при Л—>0 и Д£-»-0, если

max Н^' —£‘||(1)^-0 (5.18)

при O^Z/^7; EL=ih; tj=jAt; M=tj/N0, i=0, 1, 2,...,N; }=0, 1, ..., No; E'— аппроксимирующая функция; E — искомая функция.

Схема решения сходится со скоростью 0 (/г^+Д/") ,^> тэт>0, п>0, или имеет точность 0(Zi"4-A/n) порядка пг по h и порядка п по Д/, если при достаточно малых h^ho и /^^о получаем

max ЦЕг— £г'||(1) ^Д(/1т+Д#п) (5.19)

при 0^^^7; Д==сопз1>0 и не зависит от h и Д/.

Расчет токораспределения методом конечных элементов (МКЭ). В ряде случаев более удобным является использование МКЭ, .который обеспечивает получение кусочно-непрерывного решения для всей исследуемой области, в то время как МКР дает решение только для отдельных точек (узлов). МКЭ основан на использовании вариационного принципа Дирихле [5.11], .в соответствии с которым из множества функций, непрерывных в р=Е+Г, имеющих непрерывную первую производную в D и удовлетворяющих (5.11),функция, минимизирующая интеграл Дирихле

'МЛШ’+Ш’Р^ ^

D

является гармоничной в D и, значит, является решением задачи (5.10), (5.11).

Иначе говоря, вместо решения (5.10), (5.11) ищем множество кусочно-непрерывных функций Е, минимизирующих (5.20) с заданной точностью. С этой целью исследуемую область целесообразно разбивать на треугольные элементы. Рассмотрим произвольный треугольный элемент, имеющий узлы i, j, к в своих вершинах. Координаты каждого из этих трех узлов 1известны, это (Xi, yi), (xj, у^, (.Хк, у^ в прямоугольной системе координат. Значения функции Е в каждом узле также известны и равны Ei, Е,, 152

Ek- В этом е-м элементе значения функции в его любой точке определяются через значения этой функции в узлах I, /, к и координаты точки с помощью полинома в виде

E^NiEt-V-NjEj+NkEk,(5.21)

где Ni, Nf, Nh — безразмерные функции формы для каждого узла элемента. Для каждого узла данного элемента функция формы имеет свое численное значение.

Функция формы для данного узла, например функция Ni для узла i, равна единице, а для других узлов элемента равна нулю. Значения функций формы Ni, Nj, Nk определяются следующим образом в зависимости от координат узлов:

^ =-—1^ + 5^ + ^], где at = х^ — хк^ bt = yj — yk; ct = xk — х,. ^^^П^ + М+с/У!],'

где dj = xkyt — xtyk; b; = ук — у г, с, = Xt — хк, ^ 22) ^ь = ”25* Ч °к + ^кХ + Ск^ Ч’

где акХ;у, — х^ул Ьк = yt — yv, ск = xj — xi. )

2S =2S =1 xtI Xj1 ^k1 xtI Xj1 ^kУ1UiУкУ1UiУк=^1Ук — хку, + У;Х( — ykxt + xkyt — x^i,(5.23)=^1Ук — хку, + У;Х( — ykxt + xkyt — x^i,(5.23)

2S =

2S =

1 xt

I Xj

1 ^k

1 xt

I Xj

1 ^k

У1

Ui

Ук

У1

Ui

Ук

=^1Ук — хку, + У;Х( — ykxt + xkyt — x^i,

(5.23)

=^1Ук — хку, + У;Х( — ykxt + xkyt — x^i,

(5.23)

где S — площадь треугольного элемента.

Частные производные для искомой функции Ее, где индекс е означает принадлежность Е к данному элементу, имеют вид

дЕ« _dNi F . dNjdNfc.

(5-24)(5-24)дх Ох 1 ' дх * Охк'

(5-24)

(5-24)

0Ее _dNt в , dNj Р t 0Kk рОу дуду ду к"

В матричной форме выражение для Ее имеет вид

Ee = NE = ||yVv N„ ^s||Ee = NE = ||yVv N„ ^s||Е, •Es IIЕ, •Es II(5.25)(5.25)

Ee = NE = ||yVv N„ ^s||

Ee = NE = ||yVv N„ ^s||

Е, •

Es II

Е, •

Es II

(5.25)

(5.25)

Представленные соотношения для интерполяционного полинома и его производных составляются для всех элементов исследуемой области D. Получается система уравнений, 'количество которых равно числу элементов. С помощью этой системы конечные элементы объединены в единое целое; интерполяционные функции для каждого элемента выражаются через глобальные узловые значения этих функций и глобальные координаты. Таким образом,, каждое из уравнений содержит глобальные значения (параметры), но относится к конкретному элементу.

Для нахождения значений функции в узловых точках необходимо .значения ЕЕ для каждого элемента подставить в выражение для .ЦЕ), предварительно их продифференцировав, и выполнить две основные операции: заменить, ■интегрирование поэлементным суммированием по всей площади области D и .произвести [минимизацию этого функционала путем приравнивания нулю его частных производных по узловым значениям. Знание значений функции в каждом узле позволяет определить ее в любой точке области с помощью интерполяционного полинома, являющегося функцией координат, и таким путем получить приближенное решение в виде [кусочно-непрерывной функции.

Температурное поле плавкого элемента

При расчете температурного поля плавкого элемента с помощью МКР используется такая же дискретизация области на элементарные участки, как и описанная выше (ом. рис. 5.2). При этом исходное уравнение теплопроводности (5.1) аппроксимируется конечно-разностной схемой Кранка — Николсона и решение для температуры Тц любого внутреннего узла, имеющего координаты I, j, в обла- ласти D в (п-]-1)-й временной шаг представляется в виде

m/2+l ^ it —m/2+l ^ it —2(ас/12/ (ХД<) + 2)2(ас/12/ (ХД<) + 2)1

m/2+l

^ it —

m/2+l

^ it —

2(ас/12/ (ХД<) + 2)

2(ас/12/ (ХД<) + 2)

o.c№pAt — 2

ас№/\М + 2

ас/12/(ХД<)ас/1=/(ХД0 + 2ас/12/(ХД<)ас/1=/(ХД0 + 2?? Я-Ро Г1 Ч-Р^"/ —Го) —?? Я-Ро Г1 Ч-Р^"/ —Го) —асас

ас/12/(ХД<)ас/1=/(ХД0 + 2

ас/12/(ХД<)ас/1=/(ХД0 + 2

?? Я-Ро Г1 Ч-Р^"/ —Го) —

?? Я-Ро Г1 Ч-Р^"/ —Го) —

ас

ас

(5.26)(5.26)ас/12/(ХД<) ,п х

(5.26)

(5.26)

ac/i2/(XAi) + 2 *4 ^‘'’

где р — температурный ■коэффициент сопротивления; ftin(^i)—функция, представляющая локальное термическое сопротивление и учитывающая теплоотдачу в наполнитель.

Таким образом, температура Тцп+1 в каждом узле i, j в любой .момент времени [(п-|-1)-й временной шаг] определяется в зависимости от температуры 7;/п этого узла в предшествующий момент времени, температур четырех соседних узлов в предшествующий и искомый моменты вре-

Рис. 5.3. Пример разбиения температурного поля на элементы: / —* прямоугольный;2 — треуголь

ный; 3— криволинейный; 4—узловые точки элементов; 5 — граничная поверхность с заданной температурой (7=100 °C); б — граничная теплоизолированная поверхность

меии с учетом 'плотности тока, удельного электрического сопр1оТ|И|Влен1ия и теплоотдачи ib заполнитель в шредшест* вующий момент времени. Уравнения такого типа составляются для каждого внутреннего узла области D. Для определения решения на каждом временном шаге решается система алгебраических уравнений.

Выше при использовании МКР ■конечио-р’азност.нюе уравнение получали из дифференциального уравнения теплопроводности. В некоторых случаях исходят непосредственно из уравнения теплового баланса, отражающего законы сохранения энергии, Фурье и Ньютона для отдельного элемента. В этом случае 'применяется процедура, включающая в себя разбиение исследуемого температурного поля на элементы (элементарные участки), составление уравнений теплового баланса для каждого элемента, вывод уравнений в конечных разностях и численный расчет на ЭВМ.

На рис. 5.3 сложное температурное поле разбито на прямоугольные, треугольные и криволинейные элементы.

Температура 'каждого элемента характеризуется узловой точкой, которая является типичной температурной точкой в элементе. При выборе формы элемента и узловой точки необходимо, чтобы отрезок линии, соединяющий узловые точки смежных элементов, был перпендикулярен разделяющей их границе. В качестве узловых точек на рис. 5.3 выбраны точки пересечения биссектрис, перпендикулярных каждой границе элемента. Форма элементов.

Рис. 5.4. Треугольный элемент температурного поля:

Го—температура в узловой точке 0 элемента; Л—^—температура в узловых точках 1—3, смежных с данным элементом; аь «2 — расстояния между узловой точкой О данного элемента и узловыми точками смежных элементов

находящихся вблизи граничной поверхности, должна соответствовать ее форме. При этом узловые точки располагают на границе, что позволяет описать любое двумерное поле. В некоторых случаях сначала выбирают позиции узловых точек, а затем по ним производят разбиение на элементы.

В качестве примера выведем уравнение в конечных разностях для треугольного 'элемента (рис. 5.4,а). Вывод для элементов другой формы аналогичен. Пусть Qi, Q2, Qs — тепловые 'потоки, втекающие в элемент от соседних элементов со сторон АВ, ВС и СА. Тогда на основании законов сохранения энергии и Фурье уравнение теплового баланса можно записать в виде

(QiSf-|-Q2S2-|~Q3S3) ^t=Avca (TV — Tq) ,(5.27)

где Si — S3 — площадь по боковым сторонам элемента соответственно АВ, ВС и АС; То — температура в узловой точке 0 элемента в произвольный момент времени t; То' — температура в узловой точке 0 в момент времени Z-j-AZ; с — удельная теплоемкость материала элемента; а — 156

плотность материала; Ди— удельный объем треугольного элемента на единицу толщины,

Av = ]/Д/ (Д/ - SJ (Д/ - S8) (Д/ - S,);

Д/ = А(51 + 52 + 5з).

Для рассматриваемого элемента по закону Фурье можно записать

Qi = K(7j—■7’o)/cti; Q2=X(T2 — Т^/а^,

Qs=X<Ta-T0Vaa,(5.28)

где X — коэффициент теплопроводности матери ала.

Выражения (5.28) справедливы для элемента, находящегося 'внутри температурного поля. Если же одна из поверхностей, например АС, является граничной (рис. 5.4, б) и теплоизолированной, то в этом случае Q3=0. Если эта граничная поверхность характеризуется линейной теплоотдачей с постоянным коэффициентом к, то Q^^k^T^ — — Т'о), где То» — температура окружающей среды. Подставив это выражение Q3, а также приведенные выше выражения Qt и Q2 в (5.27), получим уравнение в конечных разностях для данного элемента

То' = Т„ + ^ (Г.-Т,) + (Те - Т^ +

(5.29)(5.29). 2Д№ V S* + S28,

(5.29)

(5.29)

CaStS2 ^Ю о)'

где р — коэффициент температуропроводности.

Такие уравнения составляют для всех узловых точек, задают температуру для некоторого начального момента времени t и рассчитывают температуру для времени /+ +AZ,. что позволяет рассчитать нестационарный процесс распре деления температуры. Уравнения типа (5.29) называются эксплицитными, так как в них искомая переменная присутствует в явном виде. Также широко применяются имплицитные уравнения, в которых искомая переменная неявно выражена, например в описанной выше схеме Кратка — Николсона.

Применение МКЭ для расчета температурного поля предохранителя в принципе аналогично описанному выше. Здесь также 'используется одна -.из самых распространенных математических реализаций МКЭ, основанная на вариационном подходе [5.4]. Суть его заключается в

157

том, что вместо решения исходного дифференциального уравнения (5.1) решается другое специально построенное математическое соотношение, которое эквивалентно исходному по своему решению.

В соответствии с МКЭ предлагается рассмотреть связанный с (5.1) функционал

+J mas.+J mas.(5.30)(5.30)SS

+J mas.

+J mas.

(5.30)

(5.30)

S

S

где [(7) — функция, зависящая от конкретных граничных условий.

В теории вариационного исчисления доказывается, что условия, при которых функционал (5.30) принимает минимальное значение, полностью удовлетворяют уравнению (5.1). То есть любое распределение температуры Т, при котором функционал /(7) становится минимальным, также удовлетворяет уравнению (5.1) и, значит, является •решением исходной задачи. Таким образом, исходная задача сводится к задаче минимизации функционала (5.30). Этот функционал принимает минимальное значение, если его вариация 6/ обращается в нуль. Значения функционала и его вариации определяются путем подстановки в (5.30) значений температуры Тц каждого элемента, полученных аппроксимацией с помощью полиномов

Связь МКЭ с процедурой минимизации некоторого ■функционала позволяет использовать этот метод как для инженерных расчетов, так и для численного решения дифференциальных уравнений. Процесс минимизации сводится к решению систем линейных алгебраических уравнений относительно узловых точек Tij^x, у). Процедура построения соответствующего функционала для дифференциального уравнения, которое требуется решить, может 'быть реализована в соответствии с правилами вариационного исчисления. Для наиболее часто встречающихся видов задач имеются таблицы функционалов [5.11].

Уравнения для определения температуры отдельных элементов могут быть получены не только описанным выше путем минимизации некоторого функционала на основе вариационного 'принципа, но и другими методами, •например методом Галеркина, исходным пунктом для которого служит само дифференциальное уравнение, опи- 458

сывающее исследуемый процесс. Метод Галеркина может быть использован и в тех случаях, когда иостроение функционала затруднено или вообще .невозможно [5.11].

Возможность достаточно точного 'построения температурного поля предохранителя может быть реализована при решении различных тепловых задач. В одних случаях это могут быть задачи ’идентификационного типа, когда.- для какой-либо заданной конкретной .конструкции предохранителя требуется, например, определить критические токи, приводящие к недопустимому нагреву, например, в. середине перешейка или на его границе с широкой ча- ■ стью плавкого элемента, на выводах, корпусе и т. п. В других случаях это могут быть оптимизационные 'задачи по поиску путей обеспечения высоких экономических показателей .при одновременном удовлетворении функциональных характеристик. В общей математической постановке это .задачи нелинейного программирования с многокритериальной оптимизацией. При этом в качестве- оптимизируемых параметров могут служить, например,, среднее сечение перешейков, их форма и длина, расположение параллельных перешейков и их количество. В качестве ограничений могут выступать, например, плотность тока в перешейках, которая не должна быть меньше 400—800 А/мм2, так как в противном случае не достигается необходимое быстродействие предохранителя; длина перешейков, которая не должна быть слишком малой, (менее 1,2—1,5 мм) или чрезмерно большой (свыше 2— 2,5 мм), ибо в первом случае резко осложнится режим отключения аварийных токов (особенно малых), а во втором случае интенсифицируется тепловой режим. Особое внимание должно уделяться форме перешейков, поскольку при ее нерациональном выборе могут возникать механические напряжения и 1концентрация электрического поля, в 5—7 раз превышающие нормальные значения. Наконец, описанные методы позволяют анализировать интенсивность изменений выходных характеристик предохранителя в тепловом и коммутационном режимах в зависимости от изменений параметров конструкции и условий, эксплуатации.

Реакция предохранителей на циклическиевоздействия нагрузки

Любой режим работы быстродействующих предохранителей в полупроводниковых преобразователях в той или- иной мере является режимом циклической токовой на-

грузки или перегрузки. Наиболее характерны циклические перегрузки, показанные на рис. 5.5. Среднеквадратичное значение тока /о (Л и /1 — длительность и ток в период нагрузки, 72— время бестоковой паузы) не должно превышать номинальное значение тока /ном, допустимое в стационарном тепловом режиме. Однако реализация такого требования бывает весьма затруднительна, так как при 1о=7ном 'происходит преждевременное сгорание цре-

Рис. 5.5. Форма импульса циклической нагрузки предохранителя с длительностью цикла ТйРис. 5.5. Форма импульса циклической нагрузки предохранителя с длительностью цикла Тй

Рис. 5.5. Форма импульса циклической нагрузки предохранителя с длительностью цикла Тй

Рис. 5.5. Форма импульса циклической нагрузки предохранителя с длительностью цикла Тй

а — ступенчатая, /0 =а — ступенчатая, /0 =токатока

а — ступенчатая, /0 =

а — ступенчатая, /0 =

тока

тока

— среднеквадратичное значение

^Т0—Тг—Т2—длительность бестоковой паузы); б — прямоугольная ^Л» =

•среднеквадратичное значение тока (То— Л *— длительность бестоковой паузы)

дохранителей. Первой реакцией разработчиков на эту проблему было снижение номинального тока предохранителя и THpiHcTopa в режиме циклических нагрузок. При этом в качестве исходных данных используется ампер-се- кундная характеристика предохранителя. В [5.6] приводятся рекомендации по выбору режимов работы предохранителей тиристорного преобразователя для системы питания сварочного агрегата. В соответствии с ними предохранитель на номинальный ток 150 А обеспечивает 105 циклов, если интеграл квадрата тока плавления этого предохранителя для времени, равного длительности тока перегрузки, будет в 4 раза превышать фактический джоулев интеграл квадрата тока перегрузки. При двукратном отношении этих интегралов стойкость (Предохранителя резко снижается до 50 циклов. В [5.7] указывается, что для обеспечения надежной работы в режиме циклических перегрузок ток плавления предохранителя во время перегрузки должен быть равен по меньшей мере удвоенному значению тока перегрузки. При токе перегрузки 450 А и длительности 'его 5 с ток плавления пре- 160

дохранителя должен быть равен по меньшей мере 900 А в течение 5 с. Если по ампер-секундной характеристике предохранитель на 7НОМ=200 А имеет ток плавления за 5 с, равный 750 А, а предохранитель на 7Ном=250 А имеет ток плавления за 5 с, равный 1000 А, то необходимо выбрать предохранитель на 7НОм=250 А. В [5.8] также рекомендуется вдвое снижать люминальный ток в режиме циклических нагрузок. Коэффициент снижения номинального тока в циклическом -режиме в предохранителях фирмы Ferraz (Франция) находится в пределах 0,6— 0,65. При действии нерегулярных циклических нагрузок этот коэффициент может быть повышен до 0,7—0,75. Интересно отметить, что если .переход от предохранителей общепромышленного применения к быстродействующим оказался возможным благодаря повышению плотности тока в перешейках более чем в 2 раза, то в быстродействующих предохранителях последних поколений, когда особенно остро встал вопрос о циклической стойкости, наблюдается даже некоторое снижение плотности тока, а сохранение или даже повышение быстродействия достигается другими средствами', в том числе оптимизацией ■конструктивных пар аметрюв.

Феноменология процесса разрушения плавких перешейков. Под усталостью материала понимаются изменения его механических и физических свойств под длительным воздействием циклически изменяющихся во времени напряжений и деформаций. Эти изменения отражаются на его механических свойствах, макро- и микроструктурах и субструктуре. Усталость 'плавких элементов предохранителя проявляется в постепенном образовании микротрещин под воздействием термических напряжений. При этом увеличивается сопротивление перешейков, что приводит к их повышенному нагреву. Увеличение нагрева в свою очередь становится причиной роста термонапряжений, дальнейшего развития микро- .и макротрещин и в конечном счете разрушения наиболее слабого перешейка. Перераспределение чока между соседними параллельными перешейками обусловливает увеличение плотности тока в них и способствует интенсификации процесса усталости, который заканчивается ложным срабатыванием предохранителя. Характер заключительной 1стадии усталостного разрушения предохранителя («тихого сгорания») зависит от плотности тока, предыстории разрушения, конструкции и геометрии плавких элементов. Количественно усталостный процесс описывается зависимостями меж- 11—6178 161

ду накопленным повреждением (механическим напряжением, .плюпнюстью тока, током) .и числом циклов соответствующих воздействий, называемыми кривыми усталости.

Причиной термонапряжений в плавких элементах является повышение их температуры. Повышение температуры происходит,, во-первых, при каждом включении под нагрузку — это режим циклических нагрузок и перегрузок, во-вторых, за счет действия периодически изменяющегося, например, 100 раз в секунду при частоте 50 Гц, проходящего по предохранителю тока. Если температура перешейков, в номинальном режиме составляет 200—30G°C, то ее колебания при синусоидальном токе частоты 50 Гц составляют 20—30 °C, а при одно- полупериодном выпрямлении этого тока 90—120°С. Существенное- влияние на колебания температуры оказывает и форма токового импульса.

Температурные напряжения возникают в плавких элементах вследствие неравномерного распределения температуры различных частей ц ограничения температурных деформаций. Особенно тяжелые условия создаются для перешейков, жестко связанных с широкими частями плавких элементов, которые в свою очередь приварены к токоподводам. В этом случае натянутые между неподвижными, опорами плавкий элементы подвергаются воздействию температурных напряжений как. при охлаждении, так и при нагреве.

На первой стадии усталостного разрушения из-за циклических термонапряжений повреждение носит рассеянный характер и связан с со структурными изменениями в локальных объемах плавкого элемента. Эта стадия длится до 80% долговечности и заканчивается возникновением усталостной трещины. На второй стадии эта трещина развивается до полного разрушения плавкого элемента.

Для оценки усилий и напряжений, действующих в плавком элементе постоянного сечения предохранителя с наполнителем, можно воспользоваться соотношениями

<3=F/S, F=E(1—v^SaT при aT^l, (5.31)- где F — усилие растяжения; Е — модуль Юнга; v — температурный коэффициент модуля Юнга; S — сечение плавкого элемента; а-—температурный коэффициент длины материала плавкого элемента; а — внутренние напряжения; Т —температура элемента.

Усилия растяжения-сжатия не зависят от длины элемента и определяются лишь сечением и температурой. Установлено [4.15], что. плавкие элементы из серебряной проволоки диаметром 0,5 мм при- циклической токовой нагрузке могут свободно колебаться в песочном наполнителе. Усилия трения о песок при движении ленточных и проволочных серебряных элементов в продольном направлении таковы, что- внутренние напряжения малы и не превышают 15-106 Па. В то же- время для ленточных плавких элементов остается возможность дефор-

нации и перешейков в поперечном направлении (рис. 5.6,а), и широкой части плавкого элемента, находящегося в воздухе (рис. 5.6,6).

Рассматривая вопросы усталостной прочности предохранителей при циклических воздействиях нагрузки, необходимо остановиться на ускоренных методах испытаний. Любой ускоренный метод моделирует явление лишь с некоторой степенью достоверности, и чем ближе к реальности это моделирование, тем выше качество метода. Для усталостной прочности материала определяющими факторами при испытаниях являются:

Рис. 5.6. Деформация плавкого элемента предохранителя: а — в наполнителе; б — в воздухе

силовой фактор или интенсивность воздействий (прежде всего амплитуда циклических напряжений);

фактор времени воздействий (важнейшее значение имеет время пребывания материала при максимальных значениях напряжений);

специфический для усталостных испытаний фактор — число изменений характера нагрузки (число циклов токовой нагрузки).

Наиболее сложно моделирование фактора времени. Все ускоренные методы определения характеристик усталости в части фактора времени равноценны. Во многих ускоренных методах не осуществляется прямое моделирование и силового фактора, поскольку не всегда эксперимент ведется при циклической нагрузке с представляющим интерес значением амплитуды напряжений. Фактор количества циклов нагрузки моделируется при ускоренных методах только на основе увеличения частоты ее циклического изменения. Моделируя два из трех вышеуказанных факторов с помощью высококачественной модели и высокого значения интенсивности воздействий, в принципе можно добиться ускорения испытаний.

Рассмотрение процесса усталостного разрушения перешейков предохранителей позволяет считать главной задачей предотвращение зарождения в (них трещин (или по меньшей мере торможение их роста. Для предотвращения роста трещины необходимо скомпенсировать энергию температурных напряжений, например, с помощью ул,ругой деформации плавкого элемента. Это достигается примене-

нием так 'называемых температурных компенсаторов, в конструкции которых предусматривается изгиб плавкого элемента. Расчет помазывает, что, например, при температуре перешейка 400 °C и модуле Юнга при этой температуре порядка 6000 жг/мм2 напряжение в перешейке сечением 0,5 мм'2 при полной компенсации его деформации достигает 44-107 Па, а вызванное этим суммарное усилие растяжения-сжатия составляет 22 кг. Ниже проводится анализ возможности компенсации температурных напряжений с помощью упругой деформации элемента изогнутой формы.

Расчет жесткости изогнутого плавкого элемента. Проведенные (Исследования свидетельствуют о том, что температурные напряжения, вызванные высокой (Механической жесткостью плоских плавких элементов, привариваемых к контактным выводам, обусловливают низкую стойкость предохранителей <к циклическим нагрузкам. В связи с этим целеюообр1азню снизить жесткость плавких элементов [5.9]. Жесткость плоской пластины

G=ES/l,(5.32)

где Е — модуль Юнга; 5 — поперечное сечение пластины; I — ее длина.

Плоский плавкий элемент предохранителя можно представить в виде ряда 'последовательно и параллельно соединенных пластин различных сечения и длины. Жесткость Gs системы п последовательно соединенных пластин

к—п

с. =(5.33)

к=1

где \/Gh — величина, обратная жесткости отдельной ^-й пластины.

При параллельном соединении пластин

к—п

Gs- 2 с!г.(5.34)

k=i

Из (5.31) —• (5.34) очевидно, что снизить жесткость можно либо увеличением длины или числа последовательно соединенных пластин, либо уменьшением их сечения. На практике эти параметры .лимитируются другими важными требованиями, предъявляемыми к предохранителям, и их изменение не может быть использовано для сниже- 164

ния жесткости плавкого элемента. Представляется целесообразным решить поставленную задачу с помощью» изменения пространственной формы (изгиба) плавкого элемента. Ввиду .сложности теоретического анализа жесткости ленточного произвольно изогнутого элемента введем следующие допущения: 1. Усилия растяжения-сжатия F,. обусловленные температурными напряжениями, действуют только в местах .расположения .параллельно соединенных:

Рис. 5.7. К расчету жесткости плавкого элемента:

а—эскиз произвольно изогнутого плавкого элемента: ПП—плавкие перешейки.,, в сечении которых действует сила F; б — эквивалентный стержень с двумя подвижными точками а и Ь, в которых действует сила F; 6 — эквивалеитиая стержень с неподвижно закрепленной точкой а и подвижной точкой b

перешейнов, (которые равномерно распределены то ширине плавкого элемента и являются наиболее нагретыми его участками, (рис. 5.7, а).

Приняв равно,мерное распределение усилий по ширине элемента, рассматриваем одиночный стержень, (рис. 5.7, б), полученный разрезанием ленточного элемента на параллельные нити (стержни) и имеющий вид; кривой y—YxY

Усилия F действуют не посредственно у точек а с® b этой кривой, что соответствует расположению перешейков на .плоской части плавкого элемента в непосредственной близости от .места перегиба. В точках а и b приложены две одинаковые и .противоположно направленные .силы, под действием которых оба .конца стержня; перемещаются.

Для удобства анализа заменим систему сил одной силой F в точке 6 при жестком закреплении конца а. Новая система полностью эквивалентна предыдущей по равнодействующим силам, так как .в точке а действует реакция, однако теперь перемещается лишь .конец Ь. Перемещение этого конца определим с помощью интеграла- Мора, представляющего собой группу из шести интегральных выражений, полученную на основе теоремы Ка- стильано для перемещений точки .под действием .нескольких сил. В рассматриваемом случае основную роль иг-

рают лишь изгибные 'перемещения точки b .в- вертикальной плоскости; перемещения вследствие растяжения и сдвига будем считать пренебрежимо малыми. В связи с этим достаточно ограничиться одним криволинейным интегралом Мора первого рода, определяющим перемещение 6ь точки b ,из-за изгиба:

6

56=JJWL,(5.35)

где Mi=Fy(x) — момент суммы всех сил, действующих на стержень; в данном случае это одна сила — реакция F опоры; Мг—Fy(x)—момент силы в точке перемещения b; dl— элемент дуги стержня, выраженный в декартовых координатах и равный Vl+ty'tx)]2^; J=d№/\2— момент инерции прямоугольного сечения стержня относительно центральной оси; d — ширина стержня; h — толщина стержня. Подставив значения этих (параметров в интеграл Мор.а, получим

ь

бй=~ Г ^а (^) VW№. ’

а

Найденное таким образом перемещение бь точки b кривой y=f(x) позволяет определить в самом общем виде жесткость произвольно 'изогнутого стержня как отношение силы к перемещению:

G = EJ —1.(5.37)

J уЧх)ИТТ№)К^" а

Часто более удобным может оказаться анализ в полярной системе (координат, в 'которой параметры произвольной точки характеризуются радиусом-вектором р и углом

<р (рис. 5.8, о). В силу справедливости интеграла Мора и соотношений

Mi=Afp=p sirup; dl=pdq>(5.38)

выражение для перемещения принимает вид

^ь —? Р3 sin2 <»dcp.(5.39)

' Значения начального и 'конечного углов <рн и <рк равны) соответственно Ойл, так что формула для расчета жесткости стержня в 'полярной системе координат пред ставляетоя следующим образом:

О = £7 р3у sin2 <рс?у.6О = £7 р3у sin2 <рс?у.6(5.40>(5.40>

О = £7 р3у sin2 <рс?у.

6

О = £7 р3у sin2 <рс?у.

6

(5.40>

(5.40>

В 'качестве примеру определим жесткость стержня, изогнутого прямозтольником ABDE (рис. 5.8,г). Ввиду сим*-

Рис. 5.8. К расчету жесткости плавкого элемента в полярной системе-; координат:а — эквивалентный произвольно изогнутый стержень; б — стержень, изогнутый в* виде полукольца; 6 — стержень, изогнутый в виде кольца; г — стержень, изогнутый в виде прямоугольникаРис. 5.8. К расчету жесткости плавкого элемента в полярной системе-; координат:а — эквивалентный произвольно изогнутый стержень; б — стержень, изогнутый в* виде полукольца; 6 — стержень, изогнутый в виде кольца; г — стержень, изогнутый в виде прямоугольника

Рис. 5.8. К расчету жесткости плавкого элемента в полярной системе-; координат:

а — эквивалентный произвольно изогнутый стержень; б — стержень, изогнутый в* виде полукольца; 6 — стержень, изогнутый в виде кольца; г — стержень, изогну

тый в виде прямоугольника

Рис. 5.8. К расчету жесткости плавкого элемента в полярной системе-; координат:

а — эквивалентный произвольно изогнутый стержень; б — стержень, изогнутый в* виде полукольца; 6 — стержень, изогнутый в виде кольца; г — стержень, изогну

тый в виде прямоугольника

метрии системы будем анализировать участок АВС, который разобьем на две части — АВ и ВС. Для каждой из них найдем моменты и элементы дуги и затем перейдем к интегралу Мора. Выберем произвольную точку N на участке АВ, положение которой характеризуется радиусом- вектором р и углом ср. Введем обозначения

AO=OE=R; AB=OC=ED=H.(5.41>

Для участка АВ

ун = arctg —; Мг = MFAN = AOtgcp = /?tgу; (5.42>

р = NO; dl = о-^——R-^—.cos у cos2у

Отсюда перемещение участка АВ ст силы F определится выражением

(5.43)(5.43)

(5.43)

(5.43)

На участке ВС

M=MF = H; dl = p -^--^=-^. (5.44)

sin у/ л \ sin2 у

Поэтому перемещение участка ВС

2"

(5.45)(5.45)s № С d<pОро = | .

(5.45)

(5.45)

£/ J sin2 у

Уп

В итоге суммарное перемещение всего участка АВС

<РП2

8 л = 26л + 28и= — С ^-dcp 4- — F С (5.46) 1EJ J cos» у Т 1 £V J sin2 у v *

ОVn

, После преобразований

8го = -^-(-|-Я + ЗЯ).(5.47)

В конечном счете жесткость (прямоугольной системы

трйаймает вид

(5.48)(5.48)G = Г3EJ

(5.48)

(5.48)

°6И— //2(2/7+67?) "

Аналогично шолучены выражения для жесткости для других частных случаев, некоторые из которых приведены ниже:

GR=2FJ/Ran,— для полукруглого изгиба (рис. 5.8,6); <j№=EJ/3mR3— для изгиба в форме окружности »(рис. 5.8,в); Од = —^-р^===—для изгиба в форме равностороннего треугольника (рис. 5.8,г), где I — основание, А — высота ггреугольника. Оценим жесткость ..системы последоваггельно соединенных изгибов. Если ин- аев

теграл в общем выражении жесткости разбить на 2п интегралов и выполнить соответствующие 'преобразования, то можно получить следующие выражения для расчета жесткости п 1последовательно соединенных изгибов!

бдп =, ^J-- =для системы треугольных изгибов;

A»V la+4A2na

(5.49)

(?□„ = "^^7^7^для системы прямоугольных изгибов, (5.50)}

где Н—высота; I — основание 'Прямоугольника.

Ив рассмотрения этих выражений очевидно снижение' жесткости при увеличении количества последовательно соединенных изгибов. На практике предельные HpocrpiaH- ственные значения параметров изг,и1бов часто оказываются ограниченными, в связи с чем возникает проблема получения наименьшей жесткости системы лишь за счет 'Оптимизации геометрии (изгибов. С щелью иллюстрации одного из возможных подходов к ее решению сравним жесткость «широкого» прямоугольника с основанием I и высотой Н (рис. 5.9,о) и жесткость вписанной в него системы п «узких» последовательно соединенных прямоугольников с основанием 1/п и высотой Н (рис. 5.9,6). Отношение жесткостей этих систем

2Я» + 3£551

2Я + 3Z

Анализ уравнения (5.51) показывает его зависимость от всех входящих в него параметров. Если 1<СН, g независимо от значений I и Н. В этом случае определяющим фактором является (количество последовательных изгибов. Если Н^.1, жесткость обеих систем будет в значительной мере определяться длиной /. С целью (количественного анализа и оптимизации формы 'системы изгибов, в том числе и изгибов второго порядка, были проведены численные расчеты на ЭВМ в соответствии с (5.37). ■ Рассчитывалась податливость системы изгибов второго: ло/- рядка (рис. 5.10,г), образуемой суммой двух составляющих: параболы Ах2+С (рис. 5.10,в) и синусоиды В cos сох, где со — частота изгиба (рис. 5.10,6) без сдвига фаз (в нуле обе амплитуды равны нулю). Каждая составляющая вписывается в прямоугольник с основанием 2а и высотой

& (рис. 5.10, а). Представляет -интерес влияние трех ос- мовных факторов: 1) $=Ь/а— отношения допустимых .тран1ИЧ1ных значений в плоскости изгиба [а, Ь]; 2) а= — В/А — отношения амплитуды синусоидальной составляющей к .амплитуде параболы; при а=0 определяющим ■является параболический изгиб; при а->оо определяющее значение имеют лишь «частные» синусоидальные изгибы; 3) п—числа синусоадаль|ны!Х изгибов.

Рис. 5.9. Плавкие элементы:

оз — изогнутые в виде одного «широкого» прямоугольника; б — в виде «узких» последовательно соединенных прямоугольников

Рис. 5.10. К оценке жесткости системы изгибов второго порядка: с~ граничные размеры изгиба; б— синусоидальная составляющая изгиба вто- дюго порядка; в — параболическая составляющая изгиба второго порядка; г — система изгибов второго порядка

Результаты проведенных расчетов при 0 = 0,25-5-4; а= — 0-5-100; п=2-5-10 и анализ выведенных соотношений позволяют сделать следующие выводы.

Жесткость плавкого элемента предохранителя зависит от модуля Юнга, т. е. от примененного материала. Для наиболее часто используемых материалов—серебра, меди -и алюминия этот параметр равен соответственно 0,8-1011, 1,2-10й, 0,75-1011 Па.

Жесткость изогнутого элемента на несколько порядков меньше жесткости плоского элемента. Это различие тем больше, чем больше площадь, охватываемая контуром •изгиба, и достигает максимума при прямоугольной и коль- щевой формах изгиба, о чем свидетельствуют данные, приведенные ниже.

Отношение жесткости плоского .,элемента к жесткости изогнутого

Форма изгибаэлемента при A=H=l=R=5 мм;

Ь=0,1 мм

Полукольцевая• 15 000г

Кольцевая 45 000

Прямоугольная 20000

Треугольная 9000

Определяющим параметром изгиба является его высота (амплитуда). Например, увеличение амплитуды треугольного изгиба вдвое снижает жесткость в 7,5 раза. Самое слабое влияние имеет длина изгиба (меньше чем при линейной зависимости). Во всяком случае следует избе-

Таблица 5.1'

₽

n

a

VGK

2

0

0,722-101

2

4

0,44-104

1

2

100

0,43-108

10

4

0,22.10B

10

100

0,22.10»

2

0

0,477-10=1

2

4

0,35-106

2

2

100

0,35-10»

10

4

0,17- IO®

10

100

0,17-101°

гать использования плоского участка. Увеличение коэффициента р, определяющего отношение высоты изгиба к длине его основания, как за счет повышения высоты, так и за счет уменьшения длины приводит к резкому снижению жесткости (табл. 5.1). Большое значение имеет отношение толщины элемента к высоте изгиба (зависимость более сильная, чем квадратичная).

Жесткость элемента снижается приблизительно пропорционально количеству п последовательно соединенных изгибов. С ростом п роль формы отдельного изгиба снижается и определяющим становится их количество. Например, отношение жесткостей систем из равного числа п прямр,- угольных и треугольных изгибов равно

-G Ln _ 2Hn-V3l

5 = —•

Ga« 1//2 + 4№и2

lim E = 1.

Однако при сравнительно небольшом П Это различие за-

-метно. Так, при l/H=\ g принимает соотношения:

п. . I2345

5 2,241,71,481,371,3

Из анализа сложного изгиба и его главного количественного параметра а следует, что изгибы второго поряд- жагобеспечивают податливость элемента значительно боль- :шую, чем один «плавный», в данном случае параболический :изгиб, однако все же существенно меньшую по сравнению с «частыми», в данном случае синусоидальными изгибами. Рост а от нуля до 100 вызывает увеличение податливости почти на семь порядков, поэтому с точки зрения повышения циклической стойкости предохранителя желательно максимально возможное число «частых» синусоидальных ■изгибов.

Все представленные выше соотношения выведены для расположения плавкого элемента предохранителя в воздухе. Естественно, что при наличии наполнителя как окружающей среды, значительно более плотной по сравнению «с воздухом, существенно осложнится преобразование энергии температурных напряжений в энергию упругой деформации, являющееся физической основой использования /изгибов. Следствием этого должно стать количественное снижение эффекта использования изгибов. Тем не менее вполне обоснованной представляется гипотеза о том, что применение оптимальных по форме и количеству изгибов должно позволить резко улучшить циклическую стойкость предохранителей. Проведенные на многочисленных образцах плавких предохранителей эксперименты, подтвердившие основные теоретические выводы и результаты расчетов и выявившие некоторые особенности физической картины исследованных процессов, описаны ниже.

Методика экспериментальных исследований цикличес- жой стойкости предохранителей. В качестве циклической стойкости предохранителя можно принять время в часах до полного расплавления перешейков, которое фиксируется по разрыву защищаемой цепи. Для анализа экспериментальных данных можно использовать также время до частичного подплавления перешейков, выраженного в увеличении сопротивления предохранителя, и время, в течение жоторого сопротивление предохранителя неизменно; кроме того, использовали сравнение двух образцов исходя из различий в значениях токов /о, протекающих через них и обес- 1172

печивающих одну и ту же циклическую стойкость. Наиболее наглядными параметрами, по которым можно контролировать состояние образцов в процессе циклических испытаний, являются падение напряжения на предохранителе и температура на его выводах и корпусе. На стадии предварительных исследований целесообразно проводить три вида испытательных циклов, длительность которых: 1) существенно больше тепловой постоянной времени плавких элементов тэ=1-г-2 с и составляет десятки — сотни секунд; 2) одного порядка с тэ (единицы секунд) и 3) существенно меньше тэ (доли секунды). Изменения длительности протекания тока перегрузки и длительности бестоко- вой паузы при первом виде испытаний практически не изменяют циклической стойкости предохранителя, так как плавкие элементы и предохранитель в целом успевают и прогреться до максимальной температуры, и существенно охладиться. Изменения длительности перегрузки и паузы при втором виде испытаний приводят к повышению циклической стойкости предохранителя на 5—7 % и снижению температуры на его выводах на 8—13 °C. Это объясняется тем, что плавкие элементы не всегда успевают прогреваться до максимальной температуры, и корпус предохранителя при постоянной времени тп=34-4 ч нагревается значительно меньше. Аналогичные изменения при третьем виде испытаний повышают циклическую стойкость почти пропорционально уменьшению длительности цикла.

Большой объем исследований проведен авторами при использовании наиболее характерного первого вида испытаний и одного из самых распространенных на практике циклического режима двойной перегрузки длительностью 15 с с бестоковой паузой 45 с. Кроме того исследовано влияние рекомендуемого МЭК режима 100 циклов под номинальным током (для 7ном=400 А длительность нагрузки 18 мин и бестоковая пауза 18 мин) и режима старения под номинальным током (длительность нагрузки 8—9 ч и бестоковая пауза 15—16 ч).

При испытаниях обнаружено, что внешним признаком завершения первой стадии усталостного разрушения плавкого элемента в зоне перешейков, сопровождающегося снижением механических свойств элемента при высокой температуре, является скачок стрелки вольтметра, измеряющего падение напряжения на предохранителе. Этот скачок происходит в начале цикла до значения, превышающего установившуюся величину, в конце цикла следует возврат к установившейся величине.

Стадия- зарождения трещины начинается, когда скачок напряжения превышает установившееся значение на 3%, а заканчивается при превышении установившейся величины на 50—150'%. Продолжительность первой стадии составляет в среднем 75—90% циклической стойкости предохранителя. Электрическое сопротивление предохранителя на первой стадии не изменяется. На второй стадии происходит постепенный рост трещины под влиянием термических напряжений и увеличение электрического сопротивления перешейка. Это в свою очередь приводит к повышению нагрева, росту термонапряжений и в конечном счете разрушению наиболее слабого перешейка. Следующее за этим перераспределение тока между остальными перешейками интенсифицирует развитие усталостного разрушения и их постепенное перегорание, что заканчивается срабатыванием предохранителя. Срабатывание предохранителя в этом случае, как правило, происходит при значительно более низкой температуре на выводах, чем та, которая наблюдается во время сгорания при пограничном токе. При срабатывании предохранителя в циклическом режиме температура на его выводах сохраняется сравнительно невысокой и лишь на 10—20|ОС превышает установившееся значение. Установившееся значение температуры на выводах в циклическом режиме на 20—40 °C ниже температуры в стационарном тепловом режиме. Тепловая постоянная времени предохранителя в циклическом режиме не превышает 1 ч при определении ее по достижению установившегося значения падения напряжения. Определение ее по температуре на выводах приводит к значению .около 1,5 ч, что существенно меньше постоянной времени в стационарном тепловом режиме. Процесс разрушения перешейков характеризуется повышенным падением напряжения, которое перед сгоранием предохранителя может в 4—5 раз превышать установившееся значение, и небольшой длительностью, которая иногда снижается до 4—9% значения циклической стойкости (предохранителя.

При экспериментах обнаруживается стабильность восстановления характеристик предохранителя в циклическом режиме при некотором увеличении испытательного тока, т. е. при восстановлении этого тока ■имело место также и восстановление установившегося значения напряжения на предохранителе и температуры его нагрева. По результатам исследований воздействия отдельных факторов на циклическую стойкость предохранителей можно сделать следующие выводы.

Плотность номинального тока в перешейках является одним из факторов, определяющих стойкость предохранителя к циклическим воздействиям. Снижение плотности тока на 15—20 % может привести к повышению этой стойкости по меньшей мере в 2—4 раза. Стойкость к циклическому воздействию предохранителей с плавкими элементами из алюминия и меди ниже примерно на 20—25 и 10— 15 % соответственно, чем предохранителей с плавкими эле- 174

агентами из .серебра на такой же длительный номинальный ток, определенный исходя из идентичности температурного режима и потерь мощности. Стойкость предохранителей с плавкими элементами, имеющими скругленные переходы к перешейкам, примерно на 10—20 % выше, чем у соответствующих предохранителей с плавкими элементами, имеющими прямоугольные вырезы. Применение медных выводов вместо латунных увеличивает циклическую стой- ^осТп примерно на 10%. Увеличение количества последовательно соединенных перешейков с двух до четырех (переход от (/ном = 380 В на Пном = 660 В) заметно ухудшает циклическую стойкость предохранителя, поскольку при двух перешейках облегчен отвод тепла и их температур- цых режим. Однако при переходе к 6—7 последовательно соединенным перешейкам (ПНом=1250 В) наблюдается улучшение циклической стойкости за счет снижения жесткости плавкого элемента. Влияние температуры окружающей среды на циклическую стойкость примерно такое, как и в стационарном тепловом режиме. Влияние формы и амплитуды импульсов тока явно выражено даже при одном и том же среднеквадратичном значении тока. Влияние амплитуды импульса тока сказывалось в росте температуры на выводах на 10—15% при наибольшем и наименьшем импульсе тока, а влияние формы импульса тока проявлялось в повышении циклической стойкости на 5—15 % при действии импульсов треугольной и полусинусбидальной формы по сравнению с действием прямоугольных импульсов тока.

Способы повышения циклической стойкости предохранителя. Снижение плотности номинального тока в перешейках значительно повышает циклическую стойкость предохранителей, но приводит к относительному увеличению их габаритных размеров и не дает принципиального решения вопроса. Путь к решению проблемы показали описанные выше теоретические исследования. Он состоит в комплексном использовании изгибов плавкого элемента, наполнителя и засыпки. Некоторые результаты экспериментальных исследований, проведенных с целью проверки теоретических положений, представлены ниже.

Применение плавких элементов с количеством изгибов не менее Ио=И1—1, где «1 — число последовательно соединенных (сериесных) рядов перешейков, позволяет при прочих равных условиях по меньшей мере на один-два порядка повысить циклическую стойкость предохранителя по сравнению со случаем применения плоских элементов таких же размеров. При этом снижение плотности номиналь-

него тока в несколько раз более эффективно для повышения циклической стойкости предохранителя, чем при использовании плоских элементов. Геометрическая форма изгибов плавкого элемента оказывает заметное влияние на циклическую стойкость предохранителя в качественном, согласии с теорией, однако количественно степень этого влияния находится в пределах 50—90 %.

Изменение степени уплотнения зернистого наполнителя практически не изменяет циклической стойкости предохранителя с плоскими плавкими элементами и существенно влияет на эту характеристику при использовании изогнутых плавких элементов. Это обусловлено тем, что при большой амплитуде изгиба требуемые для обеспечения высокой циклической стойкости упругие деформации могут быть полностью реализованы только при низкой плотности, упаковки наполнителя. При плотно упакованном наполнителе упругие деформации ограничены. Поэтому целесообразно использовать изгибы небольшой амплитуды и компенсировать потери податливости из-за сниженной амплитуды увеличением количества последовательно соединенных изгибов. Экспериментально исследована циклическая стойкость предохранителя: а) при высокой плотности (1,7— 1,8 г/см3) упаковки сыпучего наполнителя (кварцевого песка), достигаемой вибрационным уплотнением; б) при низкой плотности упаковки наполнителя, полученной методом свободной засыпки вручную (содержание наполнителя на 3—15 % меньше); в) при использовании системы «твердого» наполнителя — кварцевого песка, пропитанного специальным связывающим веществом; система «твердого» наполнителя была применена и при высокой степени упаковки наполнителя по п. «а», и при низкой степени упаковки наполнителя по п. «б».

Установлено, что циклическая стойкость предохранителей с низкой плотностью наполнителя повышается в 2— 20 раз в зависимости от амплитуды изгибов и плотности упаковки наполнителя по сравнению с предохранителями с высокой степенью уплотнения наполнителя. Степень этого различия тем больше, чем больше амплитуда изгиба и меньше плотность упаковки наполнителя. Таким образом, даже несмотря на ухудшение теплообмена при снижении плотности наполнителя, наблюдается существенное повышение циклической стойкости предохранителя.

При высокой плотности упаковки наполнителя уменьшение амплитуды изгибов в 4 раза и одновременное увеличение в 4 раза количества последовательно соединенных из- 176

гибов позволяют в 2—3 раза повысить фактическую стойкость предохранителей к циклической нагрузке, хотя по расчету податливость в этом случае должна снизиться. Подобный эксперимент при низкой плотности упаковки наполнителя показал относительное повышение циклической стойкости предохранителей на 20—30 %. Это означает, что- применение изгибов небольшой амплитуды достаточно эффективно при плотно упакованном наполнителе. Уменьшение податливости плавких элементов, обусловленное сниженной амплитудой изгибов, можно компенсировать использованием нескольких последовательно соединенных изгибов между смежными рядами сериесных перешейков. Коммутационные испытания предохранителей с достаточным запасом по длине плавкого элемента показали, что низкая плотность наполнителя приводит к повышению номинального тока на 5—15%, снижению максимального напряжения на дуге на 10—20 %,, увеличению преддугового и суммарного джоулевых интегралов на 15—30 % и повышению энергии дуги на 20—40 %.. Эти данные относятся к случаям, когда разность в содержании наполнителя при различной степени уплотнения не превышала 10 %.. При отсутствии запаса по длине плавкого элемента в предохранителях с низкой степенью уплотнения наблюдались взрывы при отключении тока КЗ. Предохранители с высокой степенью уплотнения наполнителя в этом случае обеспечивали нормальное отключение тока КЗ. При выборе оптимальной геометрии и числа изгибов плавкого элемента, необходимо учитывать плотность уплотнения наполнителя.

Совместное использование системы «твердого» наполнителя и изогнутых плавких элементов приводит к повышению циклической стойкости в 50—100 раз по сравнению со случаем выбрационного уплотнения наполнителя.

Более того, использование твердого наполнителя при низкой плотности упаковки позволяет устранить возможность взрыва предохранителя от тока КЗ. Вместе с тем применение плоских плавких элементов совместно с системой твердого наполнителя не изменяет циклическую стойкость предохранителей по сравнению со случаем использования высокой степени уплотнения сыпучего наполнителя. При невысокой плотности наполнителя (ручной, слабой вибрационной) использование твердого наполнителя улучшает защитные характеристики предохранителя даже при плоских плавких элементах, доводя их до уровня, соответствующего очень высокой степени уплотнения.

12-6178 17Г

Эффективность совместного применения «твердого» на- <пол пителя и изогнутых плавких элементов в значительной «степени объясняется как улучшенным теплоотводом и рав- .номерным распределением тока в перешейках, так и спецификой расположения перешейков и изогнутых участков в прочной структуре, препятствующей их разрыву. В ходе ■экспериментальных исследований, в частности, найдено предельное с точки зрения дугогашения расстояние между -смежными ветвями изогнутых участков плавкого элемента, -составившее 1 мм. В этом случае дуга горит вдоль изогнутого участка плавкого элемента и сквозной пробой между смежными ветвями перешейков не возникает. Отсутствие •сквозного пробоя при таком малом расстоянии, несмотря на то что плазма дуги проникает в наполнитель, как правило, на глубину 2—3 мм, сопровождается сильной асимметрией выгорания параллельно соединенных плавких элементов и некоторым снижением напряжения на дуге. Эти явления исчезают при увеличении расстояния между смежными ветвями изогнутых участков до 2 мм.

В заключение укажем, что при применении оптимально изогнутых шлавких элементов: а) уменьшаются габаритные размеры предохранителя; б) интенсифицируется процесс дугогашения, что способствует •снижению энергии дуги и интеграла отключения и обеспечению селективности; в) облегчается и ускоряется процесс равномерной засыпки наполнителя, г) облегчаются условия работы плавких элементов из жестких и чувствительных к коррозии материалов, например из меди. Помимо перечисленных преимуществ использование изогнутых плавких элементов совместно с твердым наполнителем обеспечивает дополнительную изоляцию элементов от внешней среды, что предотвращает их коррозию, и устраняет утечку наполнителя, что повышает надежность работы предохранителей.

Описанные достоинства изогнутых плавких элементов реализуются -только при расположении областей уменьшенного сечения перешейков на плоском участке у оснований изгибов или в непосредственной близости от них, как это предполагалось уже в самой постановке теоретической задачи. Отход от этого условия вызывает резкое снижение циклической стойкости предохранителя. Это подтверждается и экспериментальными исследованиями плавких элементов с изгибами различных типов, отличающихся от описанных выше, в том числе так называемого «волнового» типа, в которых перешейки располагались посредине плоского участка, смещенного относительно горизонтальной оси, а также образцов предохранителей некоторых зарубежных фирм, в которых плавкие перешейки расположены в вершинах углов Z-образного плавкого элемента.

5.4. Методы математического описания режимовработы предохранителей

Общие положения. При установлении основных закономерностей.,, действующих в объекте, первичными всегда являются результаты наблюдений и эксперимента, которые представляют собой отправной, пункт к модели и от нее к практике. Построение модели по результатам наблюдений представляет собой формализацию, связанную со сжатием полученной информации об объекте и необходимую для определения основных связей и закономерностей, присущих исследуемому объекту. Абстрактная модель, базирующаяся на формализации наблюдений, есть наиболее удобный и компактный вид представления явления с целью накопления, передачи и хранения информации.

Разнообразие явлений и целей их изучения привело к появлению- многочисленных подходов и языков для осуществления процесса формализации и построения моделей. На начальной стадии изучения явления основным инструментом формализации было феноменологическое (содержательное) описание явления. Математические модели появились на более высоком уровне абстракции реального процесса, которая реализовывалась в виде математических терминов или системы математических соотношений, построенных таким образом, чтобы их анализ обеспечивал возможность проникновения в сущность изучаемого явления. В основе процесса построения и анализа математических соотношений положен тезис об идентичности формы и однозначности соотношений между параметрами оригинала и модели. Построение модели всегда связано с компромиссом. Чтобы с помощью модели- можно было получить имеющие смысл результаты, она должна быть достаточно детальной и сложной. В то же время она должна быть достаточной простой, чтобы можно было получить решение при реально действующих ограничениях. Кроме того, для одного и того же- объекта в зависимости от конкретных требований практики и типа решаемой задачи может быть построен ряд моделей, осуществлена формализация различных функций объекта и внешних воздействий на объект, обслуживающих конкретные потребности.

Функции математических моделей тепловых, электродуговых и других процессов целесообразно классифицировать по виду решаемых с их помощью задач идентификации и оптимизации.

Задача идентификации предполагает установление качественных и количественных взаимосвязей между параметрами объекта и среды на- основе использования известной математической модели или в процессе построения некоторой оптимальной в узком смысле слова (например, точной, экономичной) модели посредством реализации входных и выходных сигналов на исследуемом объекте. Цель идентификации (определения характеристик) объекта заключается в получении структуры и оценке параметров модели, адекватно отражающей основные закономерности протекающих в нем процессов. В ряде случаев попытки- 12* 179)

полного описания объекта с учетом свойств его отдельных элементов приводят к очень сложным моделям или вообще не обеспечивают решения задачи. В таких условиях целесообразно, не вникая во внут- феинюю структуру, охарактеризовать объект как единое целое и мо- .делировать только связи между его входными и выходными процессами. Подобная модель не вскрывает особенностей всех физических процессов при функционировании объекта. Однако получаемые с ее помощью связи между входом и выходом объекта образуют совокупность сведений, достаточных для проектирования.

Главная задача оптимизации заключается в поиске оптимума или экстремума какого-либо качества или параметра Модель объекта представляет интерес лишь как средство для нахождения главного; самое важное здесь — в процедуре поиска. Таким образом, задача оптимизации предполагает нахождение с помощью известной модели или другими средствами оптимальных или экстремальных значений параметров объектов при линейных или нелинейных ограничениях, задаваемых равенствами или неравенствами. При оптимизации находится наиболее -приемлемая величина при заданных ограничениях. При решении задачи на экстремум находится наименьшая или наибольшая теоретически достижимая величина.

Задачи идентификации часто связаны с интерпретацией и обобщением результатов исследований, получением информации и ее осмысливанием . для определения направлений дальнейших исследований. Задачи оптимизации наиболее актуальны при проектировании.

Задачи идентификации. Одной из первых стадий идентификации •является построение качественной модели, т. е. выделение факторов, ■которые представляются наиболее важными. Применение количественных методов требует построения какой-либо математической модели, которое включает в себя описываемые ниже процедуры.

Построение математической модели объекта, связанного с элек- -трическими, термодинамическими, механическими и некоторыми други- -ми явлениями, целесообразно начинать с выбора ее структуры (класса) на основе использования фундаментальных физических законов и прин- дипов (например, законов Максвелла, Кирхгофа, сохранения энергии, -массы и т. д.). В общем случае и особенно при новых разработках желательно использовать только основные физические законы и не -применять специальные или частные уравнения, выведенные как их ■следствие. Таким образом, используется известная априорная информация. Описание поведения объекта с помощью дифференциальных уравнений заимствовано из классической механики. Связи между входной величиной x=x(t) и выходом y=y(t) задаются уравнениями типа

dny dy dnx dx , , , _

G° FF+-‘'+c"-1 IF^ = bo^+"•+bn~1 dt ^ +

Для составления дифференциальных уравнений нужны только локальные связи и не нужна информация обо всем явлении в целом. Это существенно упрощает задачу, поскольку изменения бесконечно малых величин можно считать линейными.

Математическое описание объекта с помощью дифференциальных, интегральных, разностных и других уравнений не является единственным методом построения математической модели. При наличии сравнительно небольшого количества априорной информации об объекте и в ряде других случаев выбор структуры модели может быть произведен в самой различной математической или иной форме: структурных схем, тождеств, сетей или графов, матриц связи, абстрактных структур, различных интерполяционных рядов Тейлора, Фурье, Лягерра, Эрмита, Чебышева, Вольтерры и др. Таким образом, язык описания модели может быть также самым различным. Выбор структуры модели является определяющим фактором на всех этапах исследования и проектирования.

На следующей стадии проводится количественная оценка параметров модели, адекватно отражающей основные закономерности процессов, протекающих в объекте. Необходимость такой оценки связана с тем, что результаты экспериментальных наблюдений над объектом искажаются случайными воздействиями, различного рода помехами, которые должны быть отфильтрованы с помощью статистических методов. Проверка и подтверждение адекватности модели предполагают контроль выходных сигналов, полученных на объекте и на модели при воздействии одного и того же входного сигнала. Критерий эквивалентности модели и объекта часто задается самим исследователем в виде критерия ошибки или функции потерь, определяемых на основе сравнения выходных сигналов объекта и модели.

Построение эмпирических моделей электрической дуги в плавких предохранителях и автоматических выключателях представляет собой решение задачи идентификации. При этом во многих случаях получаются сложные зависимости напряжения на дуге от параметров контура и ее физических характеристик и иногда от элементов конструкции. Такие зависимости оказываются мало полезными при разработке новых аппаратов, поскольку ориентируют разработчика на известные технические решения и характеристики.

Представляется нецелесообразным при разработке эмпирических моделей идентификационного типа, например при нахождении изменений характеристик аппарата в зависимости от параметров контура и конструкции, вводить связи определенных физических или других параметров, не представляющих прямого интереса для разработчика, как, например, проводимость дуги или ее температура. Этот вывод относится и к использованию вольт-амперной характеристики дуги, вместо которой можно обращаться к представляющим непосредственный интерес зависимостям джоулева интеграла, энергии дуги и т. п. от пара-

метров контура или конструкции. Это не означает отказ от использования известных эмпирических соотношений, хорошо зарекомендовавших себя на практике. Во всяком случае, такой подход к задаче идентификационного типа правомерен, например, при определении характеристик уже известного аппарата при изменении внешних условий. В то же время обращение к специализированным моделям с привлечением физических и других параметров дуги может оказаться оправданным при проведении физических исследований с использованием соответствующей аппаратуры. Кроме того, наличие априорной информации об объекте, полученной на ранее исследованных моделях, может на порядок упростить реализацию новой модели. Хотя идея «черного ящика» представляется привлекательной, однако она нередко приводит к продолжительным процедурам, так как пренебрегает частью имеющейся информации. Таким образом, при работе с моделями идентификации: а) не следует жестко связывать себя с известными эмпирическими моделями и их конкретными параметрами, не представляющими интереса для разработчика; целесообразней в ряде случаев обойтись абстрактной математической моделью; б) не следует игнорировать уже известную информацию об объекте и рассматривать его в качестве «черного ящика», что в большинстве технических задач не соответствует действительности. Например, из структуры предохранителя всегда можно извлечь определенную априорную информацию, не говоря уже об информации, которая может быть получена из результатов предшествующих аналогичных исследований. Итак, при выборе структуры модели возможны два случая: а) априорная информация практически не используется, а применяются лишь весьма общие гипотезы об объекте, например линейность, стационарность, детерминированность, т. е. имеет место обращение к методам непараметрической (или функциональной) идентификации; б) математическая модель, известна с точностью до параметров, и задача заключается в их количественной оценке; это методы параметрической идентификации.

Типичным примером задачи функциежальной идентификации является построение ампер-секундной характеристики. К задачам параметрической идентификации можно отнести построение моделей напряжения на дуге ид и дугового интеграла WA в зависимости от числа п последовательных перешейков, например в виде

ид=а4-Ьп; Wa=c+dn~\

где а, Ь, с, d — константы.

Знание класса (структуры) модели может существенно сократить- объем экспериментов, необходимых для проверки соответствия модели реальному объекту и количественной оценки его характеристик. Тем не менее во многих случаях различия между знанием структуры модели и общих концепций при неизвестной ее структуре могут быть не: столь значительны, как это может показаться на первый взгляд. В це-

лом аналитическое представление, как правило, предпочтительнее эмпирической зависимости. Однако если объемы экспериментального материала, необходимого для построения приемлемого аналитического выражения и получения простой 'эмпирической формулы, жестко не связанной с исходным уравнением, соизмеримы, то в ряде случаев цели идентификации быстрее и экономичнее достигаются с помощью эксперимента. Это совершенно не означает отказ от совершенствования аналитических зависимостей на основе дальнейшего развития теории и экспериментальных исследований.

Весьма общим непараметрическим представлением неизвестного объекта является его описание в виде какого-либо ряда. При создании моделей электрических аппаратов в большинстве случаев оказывается достаточным обращение к рядам Тейлора и Фурье, например в виде

к к

ф(^1« ^2» *• • 1 ^к) = Ро + । ^ij^l^j Н“ ^j Pt А2 + ••• э (5.53) .

t=l i=l

где I, j = 1, 2,... , kt I ф j;

дх^ 1 dxidXj 2 dxi2

или использование части ряда в качестве модели.

Поскольку в задачах идентификации необходимо прогнозировать реакцию объекта на некоторое множество возможных входных сигналов, весьма эффективен метод так называемых численных экспериментов с помощью ЭВМ, обладающий следующими преимуществами:

возможность точной воспроизводимости эксперимента, что позволяет проверять неожиданные результаты и установить их причину;

гибкость, полная безопасность и неограниченные масштабы численных экспериментов, обеспечивающие экономичность их реализации;

возможность использования масштабов времени, на несколько порядков меньших реального времени процессов в исследуемом объекте, что позволяет значительно ускорить анализ.

При построении модели на основе аппаратурного эксперимента важное значение имеют методы статистической оценки (методы наименьших квадратов, максимального правдоподобия) и многомерного статистического (дисперсионного, регрессивного) анализа. В ряде случаев при отсутствии строгой математической модели целесообразно обращение к абстрактным идеализированным моделям, когда несущественные особенности ситуации отбрасываются и исходная сложная задача сводится к идеализированной, поддающейся математическому анализу. Такой подход привел к появлению в преобразовательной технике идеальных вентилей, идеальной вольт-секундной характери-

стики дуги и т. д. Часто такой подход позволяет выполнить более глубокий анализ в сжатые сроки и с меньшими затратами по сравнению с применением эмпирических моделей.

Задачи оптимизации. В общем случае задача оптимизации состоит в отыскании таких значений регулируемых параметров хь х2, . • ., хп, при которых целевая функция У=</(хь х2, ... , хп) как количественный критерий оптимизации принимает максимальное или минимальное значение при некоторых функциональных ограничениях вида 2i=Zj(xi, х2, ... , хп)=0 и параметрических ограничениях вида ах=а4 (хь х2, ..., Хп)^или^или<Сили^>а0-

На практике чаще встречаются задачи, в которых целевая функция аналитически не задана. Для их решения нельзя использовать классический аппарат вариационного исчисления и необходимо обращение к специальным методам.

Если целевая функция линейно зависит от хь х2).. -, хПк а налагаемые ограничения имеют вид линейных равенств, или неравенств, то задача оптимизации называется задачей линейного программирования. Она формулируется следующим образом: найти значение переменных хц х2, ... ,хп,. которые удовлетворяют условиям

(5.54)(5.54)^11х1 4* о1гх2 —|-... -|- а.1пхп — Ь^, Vi 4" аггХе 4“ -• - 4“ ПщХп = 52;

(5.54)

(5.54)

^mr^i + ^тгХй 4“ ••• 4" ^тп^п " ^т и обращают в максимум (минимум) целевую функцию- этих переменных

y = c1xi4-c2x2+ ... + CnXn-s-max.(5.55)

При малом числе переменных «слепой перебор» возможных комбинаций переменных может довольно быстро' привести к оптимуму. Однако при часто встречающихся на практике сложных задачах с большим числом переменных оптимальное решение находится с помощью целенаправленного перебора, например на основе использования симплексного метода. Если целевая функция является произвольной нелинейной функцией при наличии системы ограничений произвольного типа, то поиск ее экстремума представляет собой так называемую задачу нелинейного программирования.

Эта задача не имеет общего решения, и в каждом конкретном случае способ решения зависит от вида функции

и ограничений. То же самое можно сказать и о задаче динамического программирования, в которой поиск оптимального решения сложного процесса разбивается на ряд шагов, в пределах каждого из которых оптимизация осуществляется также и с учетом достижения общей цели.

При разработке аппаратов защиты весьма полезными следует считать принцип максимума Понтрягина, а также простые процедуры: метод «золотого сечения» и метод Фибоначчи.

Считается, что точка ^(х/) осуществляет «золотое» сечение отрезка [aft, &а] , если справедливы соотношения

^--^0,382;>0,618, коо.(5.56)

Пг+1Hz+l

Иначе говоря, выбор точек Хк, Хк внутри исследуемого интервала осуществляется в соответствии со следующими выражениями:

хь = 0,382 фк-ак>-\-ак\

хк =0,618 <Ьь—а^-уаь

илиилиХк' — ttk bk — акХк' — ttk bk — ак^-Хк- =о,618;Ьк— ак^-Хк- =о,618;Ьк— акЬк — хк' = хк — ак.Ьк — хк' = хк — ак.(5.57)(5.57)

или

или

Хк' — ttk bk — ак

Хк' — ttk bk — ак

^-Хк- =о,618;Ьк— ак

^-Хк- =о,618;Ьк— ак

Ьк — хк' = хк — ак.

Ьк — хк' = хк — ак.

(5.57)

(5.57)

Достоинство этого метода заключается в том, что он не требует предварительного определения числа точек, в которых производится оценивание.

Теоретический анализ показывает, что фибоначчиев план выбора шага итерации при одномерном поиске является единственным оптимальным из всех возможных «-шаговых планов. Согласно этому плану параметры нового опыта жестко не регламентируются, а определяются по результатам предыдущего опыта. Формулировка задачи в математических терминах приводит к определению с наименьшей погрешностью в точки хк, минимизирующей искомую функцию Дх) на отрезке ^ак, bk] за N шагов (опытов). В соответствии с этим методом внутри отрезка [ОкЬ^ выбираются точки Хк и х* к, определяемые равенствами

(5.58)(5.59)(5.58)(5.59)^М-\-к

(5.58)

(5.59)

(5.58)

(5.59)

>:к = ~ ]Ьк— ак] + ак0,

к

хк' = — ]Ьк — ак] + ак,

^N+X—k

где F k=Fk-i+Ffc_2; F0=Ft=l—числа Фибоначчи (каждый член ряда чисел Фибоначчи равен сумме двух предыдущих).

На первом шаге рассматривается отрезок [aft, b^ — вся исходная область определения функции. На последующих шагах происходит постепенное сужение отрезка в результате изменения одной из границ предшествующего опыта (правой или левой). Если значение функции в точке Хк меньше, чем в точке х* к, f (x) <f(x'k)t то следующий интервал неопределенности выбирается равным [ak+ibfe+i]=[afex'kl; если же f(Xk)>f(x'k), то обследуется интервал [аА+ь 6ft+1] = [xA, ЬД. Если окажется, что f (Хк) = / (х'к), то в качестве следующего интервала можно взять либо [ttkXk], либо [x'kbk], поскольку оба интервала обладают одинаковой длиной [Ьк—x'k]'=[xfe—я*]- Последние точки определяются следующим образом:

ХЛ'—1— I 9 +Е I (6Л'—1—aN—1) + aN— Ь I \ } (5.60)

ХЛ'-1 = ^ ^Ьц_х —аЛ'—1) + аЛ'—1- J

Если задаваться минимально допустимой погрешностью е, то это однозначно определит минимальное количество опытов N, и наоборот, если задано количество опытов, то можно указать предельную погрешность определения точки экстремума. Для иллюстрации укажем первые десять членов одного из рядов чисел Фибоначчи I, I, 2, 3, 5, 8, 13, 21, 34, 55, 89, 144.

Например, если задана предельная погрешность е=5%, то для достижения цели потребуется минимум шесть -опытов, ибо Е6+1<20< <F6+2, т. е. 13<20<21.

Если же имеется возможность проведения десяти опытов, то погрешность не превысит 0,69%.

Многокритериальные задачи. Математическая постановка задачи оптимизации предполагает наличие лишь одного критерия эффективности (целевой функции). Однако случаи, когда четко ясен критерий эффективности и требуется найти экстремум лишь одного показателя, встречаются не так уж часто. Во многих реальных случаях эффективность не может быть охарактеризована с помощью одного показателя, необходимо решение многокритериальной задачи. В общем случае задача многокритериальной оптимизации не является до конца формализованной и окончательный выбор зависит от исследователя. Возможны различные варианты. Можно выделить один главный критерий, а остальные перевести в разряд ограничений. Некоторая субъективность в этом случае обусловливается выбором пределов ограничений. Можно построить смешанный критерий, пред-

ставляющий собой некоторую функцию показателей, в которую каждый частный показатель входит с каким-то своим весом

У=сцУ1+а2У2+ • •• + ап#п.(5.61)

Здесь субъективный фактор оказывается особенно сильным, поскольку выбор и самих показателей, и весовых коэффициентов производится в соответствии с качественным представлением постановщика задачи об относительной важности различных критериев, хотя они и позволяют установить систему приоритетов по степени значимости получения той или иной характеристики. Представляется рациональным обращение к обобщенному критерию оптимальности, построенному в виде суммы частных критериев, для которых известно «идеальное» или предельное значение, к которому желательно или необходимо стремиться. Если yOi — наилучшее идеальное значение i-критерия (например, значение джоулева дугового интеграла при прямоугольной форме напряжения на дуге, равного максимально допустимому значению), то разность

Уц Ум

можно рассматривать как некоторую меру близости к идеалу или пределу.

С целью исключения влияния знака разности и размерности целесообразен переход к следующей форме обобщенного критерия:

п

У = УаДУИ-М V(5.62)

\ у01/

Выбор в качестве yt^ одинаково важных с точки зрения надежности предохранителя показателей позволяет значительно снизить роль субъективного фактора, установив весовые коэффициенты ае = 1. Например, при разработке предохранителей ПП59 использованы следующие показатели: Ум—джоулев дуговой интеграл (идеальное значение); Уог— предельное значение температуры на выводах; уоз— наибольший пропускаемый ток; у04— предельная циклическая стойкость. В большинстве случаев для разработчика все указанные характеристики, регламентированные требованиями технического задания, равноценны, но нельзя исключить необходимость приоритетов для тех или иных Показателей, что может быть сделано с помощью соответ-

ствующего выбора весовых коэффициентов. Очевидно, что при достижении идеальных и предельных значений частных критериев обобщенная функция у становится равной нулю. Очевидно также, что решение этого нелинейного уравнения может быть найдено на основе эксперимента. А эту задачу целесообразно свести к задаче минимизации некоторой функции нескольких переменных, в качестве которых выступают параметры предохранителя и аварийного контура тока. Такая задача была решена градиентным методом (методом наискорейшего спуска). Параметрами конструкции были сечения перешейков, их форма, плотность материала наполнителя, вид термокомпенсации плавкого элемента. Оптимизация параметров конструкции предохранителя при заданных ограничениях на его основные характеристики— джоулевы интегралы, циклическую стойкость, энергию дуги, наибольший пропускаемый ток, температуру выводов и др. — и внешние условия (параметры тока контура) представляет собой главную и самую общую задачу оптимизации предохранителя. Кроме того, при разработке быстродействующих предохранителей возникают частные задачи оптимизации. Например необходимо найти:

параметры конструкции предохранителя, обеспечивающие минимальное значение дугового интеграла в контуре тока наибольшей энергии дуги;

параметры тока контура, при которых среднеинтегральное напряжение на дуге достигает экстремального значения;

форму напряжения на дуге, при которой энергия дуги минимальна;

оптимальные значения гранулометрического состава наполнителя, параметров засыпочного стенда и вибраций при ограничениях на материале- и энергоемкость при обеспечении требуемых характеристик.

В общем для решения оптимизационных задач, связанных с разработкой предохранителей, могут быть применены методы теоретической и экспериментальной оптимизации. Представляется рациональным использование комбинации этих методов, каждый из которых можно было бы применить для начальной и конечной фаз решения задачи.

Оптимальность по Парето. Одним из первых на многокритериальную или векторную оптимизацию как на задачу, в наибольшей степени соответствующую реальным условиям в технических приложениях, обратил внимание в начале 60-х годов американский ученый L. A. Zadeh. Первые попытки ее практической реализации основывались на фор-

мировании обобщенного критерия методом субъективного и формального объединения частных критериев, подобным, описанным выше, и весьма редко учитывали физическую суть исследуемого явления и объективно существующие соотношения между частными критериями. Если такого- рода обобщенный критерий — вектор X=f(x1) найден тем или иным путем, то при наличии одного ограничения Цх^^С (t—1, 2, ... , п) оптимальные значения Xi opt (i=l, 2, ..., n), доставляющие максимум Xmax обобщенному критерию, могут быть найдены методом неопределенных множителей Лагранжа. С этой целью вначале образуют вспомогательную функцию

F^HUiH^b^-cA,

где % — неопределенный множитель. Затем приравнивают нулю все частные производные этой функции по критериям Х{

dF ., ,, х ФЧхц х2,.... xn) , л2, ... , л.п) — а ч

OXj OXj

, я дЬ(хг, х2,.„ ,х„) _0 . = } 2 й 1 дх}

В результате получают п уравнений вышеприведенного типа с (и-Н) неизвестными хь х2, ... , хп, X. В сочетании с ограничениями Ь^х^^-С формируется система (п+1) уравнений. Совместное решение уравнений этой системы позволяет найти оптимальные значения частных критериев X\opt, x2opt, ... , хп Opt, доставляющие максимум обобщенного Критерия Xmax^^f iX\opt, X2opt, Xn opt^ -

Если для задачи действует не одно, а два или более ограничений вида Ых-^^С, то эти ограничения вводятся как слагаемые в приведенное выше уравнение для f (х4). Каждое слагаемое вводится со своим неопределенным множителем, после чего задача решается по такой же схеме.

■Следует отметить, что если первый из упомянутых приемов формирования обобщенного критерия характеризуется субъективностью, то второй — чрезвычайной сложностью реализации. Стремление к объективности и упрощению решения задачи многокритериальной оптимизации привело к появлению в начале 70-х годов подхода, основанного на использовании теории аналитических игр и получившего название «принцип оптимальности по Парето». Этот метод представляется единственным в настоящее время формально-математическим методом решения задач векторной оптимизации. В отечественной экономической литературе (работы Л. Н. Волгина) он называется принципом согла-

■сованного максимума. Оптимальность по Парето или неподчиненность предполагает оптимальным такое решение, при котором любое улуч- ■ шение одной целевой функции (одной составляющей вектора многокритериальной оптимизации) может быть достигнуто лишь за счет ухудшения другой. Этот принцип впервые описан применительно к аналитической теории игр в 1909 г. Первые попытки технических приложений принципа Парето в США и Японии были предприняты лишь в середине 70-х годов. ■

Одним из необходимых условий оптимизации по Парето некоторой ■ функции f(x) при ограничении 6z(x)^0(i=I, 2,..., и) для некоторой области R служит теорема Куна — Такера, которая формулируется следующим образом. Если f(x) и bi дифференцируемы в точке х* и если для любого Z удовлетворяется условие Z^dbi^x^ldx^^O при .любых i, причем 6z(x*)=0 и z направлено из точки х* в R, то необходимым условием того, чтобы X* была локальным минимумом в рассматриваемой задаче, является существование таких %z*(i=l, 2,..., п), -что

b^x*)^P; Xz*6z(x*) = 0; V>0;

1=1

-где X* — множители Лагранжа.

Если f(x) И Ь^Х) являются выпуклыми функциями, то условия, задаваемые теоремой Куна — Такера, будут как необходимыми, так и .достаточными.

В случае рассмотрения двух целевых функций Ь(*ь х2) и ^(^i, х2), -зависящих от двух параметров, оптимальные по Парето значения этих ..параметров должны удовлетворять условию

^Х1 + "^А" dXB=0’

ЙХ]дх2

dfz ,, df2 л п

—— дхг + —— dx2 = 0.ОХ]дх2

Это однородная система двух линейных уравнений относительно полных дифференциалов dx^ и dx2, имеющая, как известно, нетри- «виальное решение, если ее определитель равен нулю

“11“12_ Q

" И21“22

где «ь- =(i, / = 1, 2)—частные производные (или векторы-гра-

дх;

диенты целевых функций).

Условия оптимальности по Парето означают параллельность векторов-градиентов целевых функций и их противоположную направленность, что позволяет представить вышеприведенное соотношение с помощью вспомогательного? параметра А в виде

«пС^Ь Х2)—2.021(хЬ Ха)'", СЦгС^ь Х2) =2,022 (Xi, х2у.

Рис. 5.11. Оптимальность по Парето.

Эти соотношения в неявном виде описывают компромиссную кривую, на которой расположено множество оптимальных по Парето точек. Дополнительные ограничения; типа 6(хь х2)=С позволяют разработчику найти на этой кривой точку оптимальности xi*, х2*. Пример компромиссной кривой для двух целевых функций fi — плотности номинального тока в перешейках быстродействующего предохранителя и f2— стойкости предохранителя к воздействию циклически изменяющейся токовой нагрузки (в часах) приведен на рис. 5.11,а. Компромиссная кривая проходит через точки А и В абсолютных оптимумов для каждой целевой функции, определяемые условиями

ai = dfi/dx=O; G2=df2/dx = 0; х= (xi, хг); а1=2аг.

На отрезке компромиссной кривой между точками абсолютных оптимумов обеих целевых функций положительному приращению одной из функций соответствует отрицательное приращение второй функции, т. е. вспомогательный параметр 2, на этом отрезке является отрицательной величиной. Переход от точки абсолютного оптимума одной целевой функции к аналогичной точке второй целевой' функции соответствует изменению 2 от О до —оо. Компромиссная кривая содержит все возможные- оптимальные решения и конкретная точка оптимальности находится, как уже отмечалось, с использованием ограничений.

В некоторых случаях (например, при неизвестных ограничениях) целесообразен иной подход, при котором из мно-

19В

жества оптимальных по Парето точек, расположенных на компромиссной кривой, точкой оптимальности считают такую, которая наиболее близка к некоторой идеальной точке (точка 0 на рис. 5.11,6). Такой идеальной точкой считается единственная точка пространства, в которой все проектные решения достигают минимума. В общем случае идеальная точка лежит вне множества R.

'С целью упрощения расчета можно попытаться реализовать достаточно эффективную при некоторых условиях идею минимизации по одной целевой функции при постоянстве остальных целевых функ- щий. Для этого требуется выполнение условий теоремы Шмитендорфа -о минимуме по Парето. Согласно этой теореме точка FeR является минимальной по Парето тогда й только тогда, когда для каждого jey,..., г}

h*^f/ при всех FeRb

-где R,={fj<=R}, причем f^fi* (i=l, 2,..., г; /^/).

Графическая иллюстрация теоремы приведена на рис. 5.11,8, где <вектор F с составляющими А и f2 удовлетворяет условию h*^fi в об- .ласти Ri и условию Ь*^2 в области R2.

Что же касается случая, когда имеется т целевых функций fi(x), :f2(x),..., fm(x), каждая из которых зависит от п параметров, причем tn^m, то в соответствии с принципом оптимальности по Парето при -оптимальном наборе параметров х* должно соблюдаться равенство гнулю полных дифференциалов всех целевых функций

dfidfj

dXj 4~ ~ dx2 4* • •

ОХ)дх2

idx^■ 1dx2 4- •

dx^dx2

+ -^-dx„ = 0; Sxn

. +-^-dx„ = 0; 9xn

dxA 4" л dx2 4"

I dxxdx2

. dfm

•• 1 Л ^n ^

Аналогично вышесказанному для двух целевых функций здесь можно записать

XiCti -ЬЛ-зССгЧ ... 4-Хпап = 0,

-что фактически означает максимизацию по х суммарного взвешенного

■критерия

F=’%lfl-Y’XJz+ ■ ■ • + ^-nfn.

которая может быть выполнена методом, описанным в начале данного раздела. Если при двух целевых функциях получается компромиссная кривая, то при трех целевых функциях получается компромиссная поверхность по Парето, а прн «-функциях (/и5— 1) -мерное пространство.

Г лава шестая

ПРЕДДУГОВЫЕ ПРОЦЕССЫ В ПРЕДОХРАНИТЕЛЯХ

Адиабатический нагрев проволочного плавкогоэлемента

Преддуговые процессы, развивающиеся при срабатывании быстродействующих плавких предохранителей, в значительной степени предопределяют характер процессов инициирования и развития дуги. Они существенно влияют также на значение джоулева интеграла отключения, селективность работы предохранителей и надежность всей системы защиты. В качестве основного количественного параметра, характеризующего преддуговые процессы, используется преддуговой джоулев интеграл. Последний теоретически просто определяется для проволочных плавких элементов однородного сечения. Для ленточных плавких элементов со сложной геометрией, характерной для современных быстродействующих предохранителей, методы расчета фактически отсутствуют ввиду необходимости учета ряда сложных и мало изученных факторов.

В [6.1, 6.2] исследованы тепловые преддуговые процессы для проволочного плавкого элемента предохранителя. В частности, для преддугового нагрева получено уравнение

I4=C^S\ (6.1)

где I, t — ток и время плавления плавкого элемента; S — сечение плавкого элемента; См — константа Мейера.

Основные соотношения были выведены из уравнения теплового баланса в предположении отсутствия теплоотдачи с поверхности плавкого элемента, т. е. при его адиабатическом нагреве. Однако при допущении о линейном росте удельного электрического сопротивления и удельной теплоемкости в зависимости от температуры рассмотрен лишь случай постоянства тока и его плотности в проволочном плавком элементе, нагреваемом в адиабатическом режиме.

В [6.3] анализ процесса преддугового нагрева распространен на случай переменного тока. При этом допускается, что при протекании через предохранитель тока КЗ имеет место кратковременный процесс нагрева (не более 10 мс), при котором можно пренебречь теплопередачей как с внешней поверхности, так и внутрь предохранителя и считать с погрешностью примерно 2% нагрев адиабатиче- 13—6178 193

ским. Указанное допущение эквивалентно рассмотрению адиабатического нагрева проволочного плавкого элемента бесконечно большой длины, когда процессы на концах проводника (его границах) не учитываются. Уравнение теплового баланса для такого плавкого элемента можно записать в виде

dTVc^P^V^W, (6.2)

где г^—сопротивление элемента; Т— температура плавкого элемента; V — его объем; с — удельная теплоемкость материала плавкого элемента.

После преобразований получено соотношение

’ — In (1 + aTJ = f J2 (t) dt. (6.3) Po“ J

3-\^F^dt, Ра / J3-\^F^dt, Ра / JЭто уравнение свидетельствует о том, что джоулев пред- ■дуговой интеграл (интеграл квадрата плотности тока по времени до точки плавления) является постоянной величиной и зависит лишь от удельной теплоемкости с, удельного сопротивления р0 и его температурного коэффициента а и температуры плавления Тп плавкого элемента. Левую часть (6.3) принято называть константой Мейера. Для алюминия, серебра и меди константа Мейера до момента плавления (первый этап) равна 2,83; 5,92 и 8,65Х ХЮ4 А2-с/мм4 соответственно. Для второго этапа—от момента достижения температуры плавления до расплавления всего элемента — получено выражение

3-\^F^dt, Ра / J

3-\^F^dt, Ра / J

(6-4)

где Q — скрытая теплота плавления на единицу объема; Рь Р2 — удельное сопротивление материала плавкого элемента в твердом и жидком состоянии.

При температуре плавления, при которой протекает второй этап, ргЗ>Р1. Здесь происходит скачок температур, равный для меди 100, а для серебра и алюминия 60 %. Для стадии расплавления константа Мейера равна (0,88; 1,02 и 1,35)-104 А2-с/мм4 соответственно для алюминия, серебра и меди. Однако анализ показывает, что скачок удельного сопротивления металла особой роли не играет. Например, при p2=3pi увеличение интеграла на этом этапе не превысит 5 % по сравнению с р2=1,6рь

Третий этап процесса нагрева, завершающийся испарением, описывается выражением, аналогичным используе- 194 '

мому для первого этапа. Константа Мейера для третьего этапа равна (0,84; 1,07 и 1,76) -104 А2-с/мм4 для алюминия, серебра и меди.

В настоящее время установилось мнение о существовании двух основных механизмов деформирования и разрушения проволочных плавких элементов при воздействии тока КЗ: капельного (андулоидно- го) и слоевого (стриатного). При капельном механизме проволочный элемент вместо полного расплавления и испарения разрывается на отдельные капли в песке или воздухе, между которыми образуются электрические дуги. Это подтверждается рентгенограммами дуги, на которых отмечаются остатки плавкого элемента, ло форме напоминающие капли — андулоиды. Наиболее обстоятельные расчеты и анализ основаны на гипотезе о том, что деформирование проволочного плавкого элемента и его трансформирование в андулоиды происходит непосредственно перед образованием дуги и является результатом действия двух противодействующих факторов: радиального градиента температур и пинч-эффекта. Пинч-эффект выражается в воздействии на расплавляющийся плавкий элемент радиальной составляющей силы взаимодействия собственного магнитного поля с током. Из-за пинч- эффекта, а также действия сил поверхностного натяжения более широкая часть плавкого элемента еще больше расширяется, а узкая сужается, что в конечном счете вызывает ее разрыв.

Слоевой механизм разрушения проволочного плавкого элемента имеет место при большой плотности тока (примерно 50 кА/мм2) и характеризуется разрушением в осевом направлении. При этом на рентгенограмме в местах разрушения плавкого элемента отчетливо видны темные полосы, разделенные светлыми интервалами. Исследования с привлечением методов теоретической и экспериментальной физики, в частности теории электрического взрыва проводников, подтверждают, что при больших плотностях тока процесс плавления проволочного плавкого элемента осложняется в основном действием пинч-эффекта и эффекта перегрева жидкого металла. Влияние первого фактора проявляется после полного расплавления плавкого элемента. Влияние перегрева сказывается в том, что испарение металла плавкого элемента происходит при температуре, существенно превышающей температуру его кипения при атмосферном давлении. Установлено, что для проволочных плавких элементов уравнение (6.3) выполняется при плотности аварийного тока, равной 20—100 кА/мм2, и времени плавления 0,3—30 мс. Это уравнение выведено для цилиндрической формы проволочных плавких элементов, что позволяло проводить исследования с помощью простых аналитических методов. Однако большинство современных быстродействующих предохранителей построено на основе ленточных плавких элементов сложной конфигурации (рис. 6.1).

В плавком элементе из серебряной, медной или алюминиевой фольги толщиной 0,1 мм выполняются отверстия диаметром 2 мм. 13* 195

Рис. 6.1. Форма и размеры (мм) плавких элементов быстродействующих предохранителейРис. 6.1. Форма и размеры (мм) плавких элементов быстродействующих предохранителей

Рис. 6.1. Форма и размеры (мм) плавких элементов быстродействующих предохранителей

Рис. 6.1. Форма и размеры (мм) плавких элементов быстродействующих предохранителей

В результате формируются узкие участки — перешейки (на рис. 6.1 заштрихованы) с минимальной шириной 0,15 мм, в которых при протекании аварийного тока инициируются электрические дуги. Перешейки могут быть сформированы также путем перфорирования прямоугольных отверстий. Между параллельно соединенными рядами перешейков находится область полного сечения (широкая часть) плавкого элемента. Плотность тока изменяется и по сечению, и по длине как широкой, так и узкой части (перешейка) плавкого элемента. Для этого случая соотношение (6.3) теоретически уже неприемлемо и часто не подтверждается результатами экспериментальных исследований. Ниже подробно рассмотрен ряд факторов, влияние которых может быть отнесено к принципиально существенным.

Влияние продольной теплопередачи

Расположение весьма коротких (0,4—2,0 мм), узких (0,15—0,25 мм) и тонких (0,1—0,2 мм) перешейков между достаточно массивными широкими частями плавкого элемента в среде кварцевого наполнителя нарушает условия адиабатического нагрева даже при постоянном сечении перешейков. Экспериментальные исследования свидетельствуют о том, что в этом случае на преддуговой интеграл оказывают влияние практически все параметры контура КЗ: К, cos <р, ярб (угол начала протекания тока КЗ). В конечном счете это влияние сводится к возрастанию длительности преддугового нагрева по сравнению со случаем адиабатического нагрева. Эксперименты показали, что одним из основных факторов, нарушающих условия адиабатического нагрева, является продольная теплопередача от перешейков к широкой части элемента путем теплопроводности (радиальная отдача тепла через наполнитель незначительна).. При длительном тепловом режиме независимо от наличия наполнителя до 65—70% тепла передается через торцы плавкого элемента. Преддуговые интегралы для 196

плавких элементов из серебра, меди и алюминия, как с наполнителем, так и без наполнителя, практически одинаковы при длительности преддуговой стадии 1—3 мс. Сопоставительные расчеты показали, что в реальных условиях нарушение адиабатического режима приводит к снижению температуры перешейка на 100—150 °C. Можно полагать, что в зависимости от геометрии плавкого элемента влияние продольной теплопередачи может привести к увеличению преддугового интеграла примерно на 15—20 % при длительности преддуговой стадии до 3 мс и к значительна большему его росту при превышении этой длительности.

Искажение электрического поля при резкомизменении сечения

Условия тепловыделения на участках с резким изменением сечения тесно связаны с характером распределения линий тока в зоне их стягивания [6.4]. Теоретический анализ такого токораспределения требует постановки задач электродинамики с учетом изменений плотности тока в пространстве и времени. Для конкретных случаев может оказаться полезным обращение к численным процедурам решения уравнений Пуассона или Лапласа, в частности с помощью метода конечных разностей для анализа характеристик распределения тока и температуры по сечению элемента.

Расчет макета плавкого элемента (рис. 6.2,а) может быть произведен на основе уравнения теплопроводности [6-5]

д2Т(х, у)дх2д2Т(х, у)дх2^(Х, У) I 4' d# X^(Х, У) I 4' d# XcJ дТX dtcJ дТX dt(6.5)(6.5)

д2Т(х, у)дх2

д2Т(х, у)дх2

^(Х, У) I 4

' d# X

^(Х, У) I 4

' d# X

cJ дТ

X dt

cJ дТ

X dt

(6.5)

(6.5)

и уравнения, определяющего токораспределение и, значит, плотность тока в каждой точке, представленного в общем виде:

Г дЦх, У) 1 Iд_ Г дЦх, у) 1 = q •

[ дх ] 6ц [ ду J ’

дЦх, у) .й/(«,'

бу х' дх и‘

Установлено, что даже при стационарном электрическом поле в местах резкого изменения сечения распределение плотности тока резко отклоняется от равномерного, причем наибольшая плотность тока в перешейке наблюдается на

197

наружной границе его перехода в широкую часть элемента (точка а на рис. 6.2,6). Аппроксимирующая кривая распределения плотности тока по ширине перешейка, построенная по результатам расчета, приведена на рис. 6.2,в.

Вопросы, связанные с расчетом уменьшения времени плавления перешейка и преддугового интеграла, подробно рассмотрены ниже. Здесь же отметим, что неравномерность распределения тока по ширине перешейка не приводит к повышенному нагреву на наружной границе скачка сечения

Рис. 6.2. Изменение плотности тока на границе перешейка н широкой части плавкого элемента:

& — геометрическая форма перешейка плавкого элемента ?=2 мм; d=0,15 мм; S—0,5 мм; толщина плавкого элемента Д=0,1 мм; б — расчетная область плавкого элемента в увеличенном масштабе; в — кривая изменения плотности тока по сечению перешейка

перешейка из-за благоприятных условий теплоотвода. Стационарное температурное поле не отражает распределения плотности тока при медленном нагреве плавкого элемента, и перегорание перешейка при медленно нарастающей токовой перегрузке должно начинаться с его центральной части как наиболее нагретой (точка с). При КЗ из-за быстрого нагрева условия теплоотвода не играют большой роли и распределение температурного поля в значительной степени повторяет распределение электрического. Поэтому разрушение перешейка происходит на участках наибольшего нагрева, соответствующих резкому изменению сечения.

Этот теоретический вывод экспериментально проверен авторами на проводниках из медной фольги. Из кадров скоростной киносъемки четко видно, что при скорости нарастания плотности тока свыше 2,5-10® А/(см2-с), соответствующей скорости роста тока при КЗ, процесс разрушения перешейка начинается именно с границ скачков сечения. При меньшей скорости нарастания тока расплавление начинается с центральной части перешейка. Аналогичные исследования нагрева электрически взрываемой фольги из алюминия проведены в [6.6]. Предложен метод расчета

распределения тока и температуры в переходном режиме в двумерном проводнике, включенном в нелинейную цепь разряда конденсатора. Кратковременный (1 мкс) процесс нагрева был адиабатическим. Максимальная температура (1100°C) оказалась на границе скачка сечений в точке с наибольшей плотностью тока. В центре перешейка, где в стационарном режиме температура максимальна из-за ухудшения теплоотдачи, ее значение было существенно меньше 900 °C.

Геометрия перешейка и его физическоемоделирование

■ " Анализ преддуговых процессов в плавких элементах с круглыми и тому подобными вырезами осложняется переменным сечением перешейка. При этом весьма полезным оказывается физическое моделирование токораспределения в Плавком элементе с помощью электропроводной бумаги. Как известно, моделирование на сплошных средах методом электро аналогий основывается на математической аналогии электрических, магнитных, гидродинамических и тепловых полей. Этот метод весьма эффективен и для моделирования токораспределения в плавком элементе предохранителя при номинальном режиме.

Известно, что плотность тока J в каждой точке однородного изотропного проводника связана с напряженностью электрического поля Е соотношением, выражающим закон Ома в дифференциальной форме:

J = —E,Ро

где ро — удельное сопротивление проводника.

Отсюда следует, что траектории движения носителей заряда в проводящей среде (линии тока) совпадают с силовыми линиями стационарного электрического поля, поддерживающего этот ток (силовая линия или линия напряженности— это направленная кривая, касательные к которой указывают направление вектора Е). Измеряя потенциалы на поверхности токопроводящего листа и вычерчивая изопотенциальные линии, можно подробно исследовать существующее в нем стационарное электрическое поле. При применении электропроводной бумаги, обладающей высоким удельным электросопротивлением, существенно упрощаются эксперименты, которые в ряде случаев могут проводиться без применения мощных ЭВЛ4.

199

Рис 6.3. Физическое моделирование распределения тока в плавком элементеРис 6.3. Физическое моделирование распределения тока в плавком элементе

Рис 6.3. Физическое моделирование распределения тока в плавком элементе

Рис 6.3. Физическое моделирование распределения тока в плавком элементе

Модель для исследования токораспределения в одном из видов плавкого элемента с помощью электропроводной бумаги показана на рис. 6.3. Ввиду симметрии процесса относительно продольной оси рассматривается только левая половина плавкового элемента. Модель состоит из отдельных секций длиной а и шириной 26, соединенных друг с другом перемычкой d. Подвод тока осуществляется через проводник равномерного сечения. Как показали исследования, в квадрате со стороной а протекает основная масса тока. При этом в зоне с=Ь—а ток не протекает, и она в данном случае выполняет только роль теплоотвода. В действительности при нагреве материала плавкого элемента протекающим током увеличивается его удельное сопротивление, что при моделировании не учитывается. В связи с этим часть тока перетекает в зону с, а длина линий тока увеличивается. В конечном счете наличие и глубина проникновения тока в зоне с определяются соотношением сопротивлений отдельных участков плавкого элемента.

При проведении испытаний моделировался подвод тока от пластин шириной 10, 15, 20 и 25 мм, которые имитировали ширину перешейка плавкого элемента d— 1; 1,5; 2,0; 2,5 мм для ленты с параметрами а=6,5 мм и 6 = 9 мм. При d=l и 2,5 мм характер поля различается мало и около 95 % тока протекает в зоне квадрата со стороной а. При d—^b мм линии тока дополнительно захватывают полосу с=0,35 мм в направлении, перпендикулярном продольной оси плавкого элемента. Таким образом, при данных а и 6 увеличение ширины плавкого перешейка в 2,5 раза позволяет лишь незначительно облегчить тепловой режим (примерно на 5—10%). При выборе полосы другого размера 6 необходимо также изменить и размер а.

Геометрия перешейка имеет важное значение с точки зрения не только распределения тока и нагрева в стационарном режиме, но также и обеспечения требуемых защит- 200

ных характеристик в режиме отключения аварийного тока. Некоторые результаты экспериментов на моделях плавких элементов, выполненных из серебряной и алюминиевой фольги, приведены в табл. 6.1.

Таблица 6.1

Форма перешейка

Материал плавкого элемента

Время пред- дуговое, 10" 3 с

Преддуговой интеграл. А- - с

Эксперимент

Расчет

Прямоугольная

Серебро

1,15

525

640

Круглая

1,25

1115

915

Прямоугольная

Алюминий

1,23

975

1250

Круглая

1,35

1485

1315

Из табл. 6.1 видно, что измеренное значение преддуго- вого интеграла при круглой форме перешейка более чем вдвое выше, чем при прямоугольной, хотя сечение центральной части обоих перешейков одно и то же, а расчетные значения отличаются примерно в 1,5 раза. Дополнительное увеличение экспериментального значения интеграла связано с другими факторами, описанными ниже.

Пинч-эффект

Особенность плавких элементов быстродействующих предохранителей— наличие узкого короткого перешейка между широкими частями— предопределяет возможность его преддугового разрушения под влиянием электромагнитных сил, создающих пинч-эффект в результате взаимодействия тока, протекающего через перешеек, с собственным магнитным полем. В этом случае формируется отталкивающая сила Двайта, направленная в сторону широкой части элемента:

^ = /=10-^10-7,(6.7)

где hi — размер широкого участка плавкого элемента; h2— ширина перешейка.

Расчет по (6.7) показывает, что при токах КЗ в перешейках быстродействующих предохранителей возникают механические напряжения, которые примерно на два порядка меньше предела прочности на разрыв материала плавкого элемента при нормальной температуре. Однако под влиянием нагрева током КЗ температура перешейка повышается, что приводит к резкому ухудшению прочностных характеристик материала плавкого элемента. На рис. 6.4 приведены зависимости временного сопротивления разрыву ов и модуля продольной Упругости Е (модуля Юнга) серебра от температуры. Очевидно, что

при достаточно высокой температуре прочность материала плавкого элемента может снизиться до такой степени, при которой усилия пинч- эффекта окажутся достаточными для разрушения перешейка до стадии его расплавления и испарения. Для анализа влияния пинч-эффекта целесообразно рассмотреть зависимость CM=fi (Г) (рис. 6.5) на основе уравнения Мейера и сопоставить ее с кривой 0B=f2(T’) по рис. 6.4.

Рис. 6.4. Зависимость механических свойств серебра от температурыРис. 6.4. Зависимость механических свойств серебра от температуры

Рис. 6.4. Зависимость механических свойств серебра от температуры

Рис. 6.4. Зависимость механических свойств серебра от температуры

(6.8)(6.8)Рис. 6.5. Зависимость константы Мейера от температурыРис. 6.5. Зависимость константы Мейера от температуры

(6.8)

(6.8)

Рис. 6.5. Зависимость константы Мейера от температуры

Рис. 6.5. Зависимость константы Мейера от температуры

Уравнение Мейера запишем в виде

t

J /к2(0^ = —1п(1 +aT) = CM^fl(T), О

где с — удельная теплоемкость на единицу объема (для серебра 2,6 Вт/(°C-см5); ро — удельное электрическое сопротивление (для серебра 1,6-10-6 Ом-см); a — температурный коэффициент сопротивле

ния, равный (4,05-5-4,48) ■ 10-3;ния, равный (4,05-5-4,48) ■ 10-3;для расчета принято среднее значение а=4,25-10~3; Т— температура перешейка плавкого элемента. К; 7К(/)—плотность тока КЗ, А/мм2; t — время, с.

ния, равный (4,05-5-4,48) ■ 10-3;

ния, равный (4,05-5-4,48) ■ 10-3;

Из кривой ов=МТ) видно, что существенное снижение прочности серебра (на 1—2 порядка) достигается в зоне точки плавления. Однако из кривой Cm=Fi(7’) видно, что при достижении зоны, непосредственно прилегающей к точке плавления, окажется израсходованной примерно 75% энергии, определяемой константой Мейера (преддуговым интегралом). Поэтому независимо от того, произойдет ли механическое разрушение перешейка в этот момент или будет достигнуто его

полное расплавление и испарение, значение преддугового интеграла мало' уменьшится. По результатам осциллографирования на рис. 6.5 построена зона, соответствующая измеренным значениям константы Мейера См (заштрихованный участок). При значениях См= =2,5-104 А3 с/мм4 температура перешейков не должна превышать 200 °C. При такой температуре временное сопротивление разрыву серебра составляет (20ч-22) • Ю'7 Па. Расчет по (6.7) показывает, что токи КЗ 200'—500 А на перешеек могут создавать напряжения порядка (7-i-45) -10s Па, т. е. примерно на два порядка меньше. Таким образом, для механического разрушения перешейка под воздействием силы пинч-эффекта необходимо существенное уменьшение Св, что возможно лишь при температурах, близких к точке плавления. Вблизи же точки плавления значительная (около 75%) доля энергии, определяемой преддуговым интегралом, будет исчерпана. В связи с этим пинч-эффект не может быть причиной резкого уменьшения преддугового интеграла.

Усилие пинч-эффекта, возникающее при протекании тока 7о/« через перешеек, \ 2

-^Мп-ЧО-7,(6.9)

ft ] fl^

где /о — ток плавления предохранителя; п— число параллельно соединенных перешейков.

Временное сопротивление разрыву одного перешейка

_ ^эд] °В1^ 3,_ ^эд] °В1^ 3,- 10-7—=-^-1п — 10-?, (6.10)

_ ^эд] °В1^ 3,

_ ^эд] °В1^ 3,

;23 пЗ /г2’

где Si—сечение перешейка; 3 — суммарное сечение параллельных перешейков.

Ток плавления /0 предохранителя может быть задан или найден по известным соотношениям при соблюдении условий адиабатического нагрева. Для серебра при температуре плавления предельное значение Ов,пр= (3-5-10) • 1№ Па. Пинч-эффект электродинамических сил может быть сведен к минимуму (т. е. снижение преддугового интеграла не превысит 201—25%), если

(6.11)(6.11)Obi^Ob пр^(0-5-10) • 106 Па.

(6.11)

(6.11)

Из (6.10) видно, что увеличением количества параллельно соединенных перешейков можно практически избежать влияния пинч-эффекта.

Скин-эффект и эффект близости

При быстром нарастании тока КЗ может иметь место неравномерное распределение тока по поперечному сечению перешейка с вытеснением тока на периферию плавкого

203

элемента под влиянием скин-эффекта. Прямой скин-эффект влияет не только на временной характер тепловыделения, но и на его пространственное распределение. При более строгом подходе необходимо иметь в виду и так называемое тепловое сканирование тока в глубь проводника, действующее обратно скин-эффекту. Математический анализ и экспериментальное исследование такого сложного явления, как скин-эффект в весьма малых по размеру перешейках предохранителя, представляют значительные трудности. Можно лишь отметить, что влияние скин-эффекта тем меньше, чем больше удельное электрическое сопротивление материала плавкого элемента и чем выше температура перешейка. Для оценки степени влияния скин-эффекта, вызывающего неравномерное распределение тока по сечению, можно воспользоваться простой количественной аппроксимацией, 'приведенной ниже.

При частотах 10—100 кГц (полупроводниковые инверторы для индукционного нагрева) своеобразный скин-эффект может проявляться в неравномерности распределения тока между одинаковыми плавкими элементами одного и того же быстродействующего предохранителя. Через элементы на периферии протекает больший ток, чем через элементы, находящиеся вблизи центра. Это может приводить к срабатыванию предохранителей при номинальном токе или даже несколько меньшем номинального [6.7]. Расчеты плавкого элемента с пятью проволочными параллельными проводниками показали, что в центральном проводнике ток составлял 37 % тока в крайнем проводнике при частоте 100 кГц, 53 % при 50 кГц и 75 % при 10 кГц.

Аналогичное воздействие оказывает и пространственное расположение предохранителя вблизи полупроводникового прибора или обратного провода (эффект близости). Теория и эксперименты свидетельствуют, что в группе, например, из трех параллельно расположенных проводников, находящихся на расстоянии 30—50 мм от обратного ■провода (шины, полупроводникового прибора и т. п.), при частоте 1 кГц разность токов между первым проводником, находящимся ближе к обратному проводу, и третьим, наиболее удаленным от него, составляет несколько процентов. При частоте 10 кГц через первый проводник течет 150% тока, через третий — около 60. При частоте 100 кГц — соответственно 175' и 55%. Эти обстоятельства должны учитываться ■как в конструкции предохранителя при расположении его плавких •элементов, так и при размещении предохранителей в высокочастотных преобразователях.

Константа Мейера с учетом искаженияэлектрического поля

Ниже рассматривается влияние неравномерной плотности тока по сечению перешейка, обусловленное наличием скачка сечения в плавком элементе предохранителя [6.8].

Процесс расплавления проводника переменного сечения в общем случае может быть математически описан на основе использования уравнений Максвелла [2-23] для однородной проводящей изотропной среды. Решение этой задачи при нестационарных граничных условиях (подвижных границах, зависящих от времени) позволило бы найти выражение для энергии электрического поля и работы сторонних ЭДС и исходя из него — по теореме Умова — Пойнтинга рассчитать тепловыделение. Однако подобная процедура оказывается чрезвычайно сложной, особенно если учесть взаимную связь подвижных границ и условий тепловыделения. Принимая во внимание большую мощность источника энергии и независимость от него процесса расплавления, решение задачи можно упростить. Предварительный расчет поля позволил получить картину стационарного распределения плотности тока по ширине перешейка, которая была аппроксимирована зависимостью параболического типа.

Анализ показывает, что любая неравномерность распределения тока по сечению перешейка вызывает уменьшение эквивалентной константы Мейера Заданными можно считать уравнение Мейера и закон распределения плотности тока по сечению в виде параболы

J(x)=Ax2+B,(6.12)

где А, В— числовые коэффициенты. т

Необходимо найти интеграл ^ i2(i)di с учетом искажения элек- о

трического поля или, что то же самое, определить отношение iP=C'm/Cm,(6.13)

где С'м'—константа Мейера, уточненная с учетом неравномерности распределения тока.

Введем следующие допущения:

Расплавление начинается с концов перешейка (рис. 6.6), где плотность тока выше, и постепенно захватывает его внутренние участки.

При этом отношение плотностей тока на оси и на определенном

Рис. 6.6. Схема расплавления элементарных полос перешейка (а) и распределение плотности тока по сечению перешейка (6) (/=const; ц—1,5; Л —переменное значение ширины перешейка) :1 — А=1; 2 — А=2; 3 — А=3Рис. 6.6. Схема расплавления элементарных полос перешейка (а) и распределение плотности тока по сечению перешейка (6) (/=const; ц—1,5; Л —переменное значение ширины перешейка) :1 — А=1; 2 — А=2; 3 — А=3

Рис. 6.6. Схема расплавления элементарных полос перешейка (а) и распределение плотности тока по сечению перешейка (6) (/=const; ц—1,5; Л —переменное значение ширины перешейка) :

1 — А=1; 2 — А=2; 3 — А=3

Рис. 6.6. Схема расплавления элементарных полос перешейка (а) и распределение плотности тока по сечению перешейка (6) (/=const; ц—1,5; Л —переменное значение ширины перешейка) :

1 — А=1; 2 — А=2; 3 — А=3

расстоянии от нее не зависит от ширины перешейка и постоянно для данного конкретного случая.

Плотность тока по толщине перешейка неизменна, поэтому толщина перешейка исключена из рассмотрения.

Перешеек имеет весьма короткую длину, на которой сохраняется распределение плотности тока, достигнутое на границе сечения.

Будем считать, что другие факторы, требующие отдельного специального рассмотрения, не искажают этой картины в переходном процессе плавления. Ввиду симметрии кривой Цх) рассмотрим лишь правую половину перешейка (0, а).

С учетом вышеуказанных допущений мгновенное значение плотности тока

J=f(A, X, 0 = *77-7ГпТх) *(0“,(6.14)

/гД \ Д /

где Д — переменное значение ширины перешейка в каждый момент времени; а — половина ширины перешейка, на котором получена зависимость 7(х); х—положение рассматриваемого участка перешейка относительно' оси перешейка; /(х) —стационарная плотность тока; h —

толщина перешейка; i(/) —мгновенное значение тока в перешейке; а — нормировочный коэффициент ио площади,

+а

а— 1 = ^J(x)dx.(6.15)

Справедливость (6.14) может быть проверена, во-первых, умножением его на h и интегрированием полученного выражения в пределах от —Д до +Д, что позволяет получить ток через перешеек i(<), и, во-вторых, определением отношения плотности тока на оси к плотности тока на определенном расстоянии от нее, которое не зависит от ширины перешейка и является постоянным

Разобьем правую половину перешейка на N равных частей; ширина каждой полосы (рис. 6.6)

o=alN.(6.16)

Нумерацию полос произведем справа налево в порядке их расплавления. Можно показать, что координата середины m-й полосы будет определяться выражением

/1 \/1\

Хт — ° I N -р I — ат = а I /V + ~ — /И 1 ,(6.17)

где т= 1, N.

Время расплавления всего перешейка обозначим через Т. Разобьем Т на N отрезков времени.

Atm=pm-b tm],(6.18)

где /т— время, к которому расплавилось m полос.

Очевидно, что

#о=О; tN=T(6.19)

— время, через которое расплавится N полос, т. е. весь перешеек.

На основе анализа процесса плавления m-й полосы и после необходимых математических преобразований в [6.8] получены значения коэффициента р, приведенные в табл. 6.2, где pi=Z(x)/7(x=0)—отношение плотности тока в произвольном участке, находящемся на расстоянии

Таблица 6.2

N

1,3

1,5

2,6

2

0,9351

0,9238

0,6745

3

0,9086

0,8898

0,6284

4

0,9045

0,8743

. 0,6185

5

0,9100

0,8662

0,6090

6

0,9093

0,8615

0,6082

х от вертикальной оси, к плотности тока в участке на центральной оси (х=0).

Из табл. 6.2 видно, что искажение электрического поля в зоне скачка сечения вызывает снижение константы Мейера в пределах 0,6082—0,9093 в зависимости от геометрии плавкого элемента. Легко показать, что в случае равномерного распределения плотности тока по сечению, когда J (х) — const и р— 1, коэффициент р=1 для любых N.

Асимметрия процесса плавления быстродействующихпредохранителей

В современных быстродействующих предохранителях для улучшения их номинальных параметров по току и напряжению и повышения надежности используется последовательное и параллельное соединение как отдельных перешейков и плавких элементов в одном корпусе, так и целых предохранителей (модулей). На практике в группе параллельно соединенных предохранителей после отключения тока КЗ может оказаться одни или несколько предохранителей, в которых отсутствуют следы горения дуги и произошло расплавление только перешейков. Аналогичные явления можно наблюдать на отдельных перешейках и плавких элементах в предохранителе с несколькими параллельно соединенными элементами и множеством параллельно соединенных перешейков. В таких случаях интеграл Джоуля, энергия дуги, ток и время дугогашения уменьшаются.

Весьма детальные исследования процессов неравномерного расплавления плавких элементов и дугогашения в многоэлементных предохранителях выполнены в [6.9]. Для исследований распределения токов между плавкими элементами во время дугогашения целесообразно использовать специальное макетное устройство, показанное на рис, 6.7, в котором помещались четыре ленточных плавких элемента из серебра. Макет позволял на месте осуществлять вибрационное уплотнение кварцевого песка. Прозрачная крышка макета из неопрена и стекла обращена к высокоскоростной кинокамере на 4000 или 9000 кадров в секунду, находящейся под углом 45° на расстоянии 2—3 м. Кроме средств оптического наблюдения в эксперименте применялся шестиканальный электромагнитный осциллограф, к которому подводился ток каждого из четырех испытуемых элементов и суммарный ток.

Плавкие элементы имели конфигурацию, соответствующую форме элементов современных быстродействующих предохранителей. Ширина элемента составляла 6,35, толщина 0,019 мм, сечение перешейка 2,9-10-4 мм2; в каждом 208

Рис. 6.7. Установка для экспериментальных исследований макетов быстродействующих предохранителей:

1— высокоскоростная кинокамера; 2— прозрачная защитная крышка; 3-—плавкие элементы; 4 — макет, заполненный песком; 5 — шунт; 6 — источник питания

элементе было семь последовательных рядов, расстояние между которыми с целью исключения слияния дуг было выбрано равным 25 мм. Номинальный ток был равным 35 А. Максимальные параметры контура КЗ составляли: напряжение 700 В, ток 3200 A, cos <р<0,3.

При малых токах контура (2ч-6) Дом предохранитель с несколькими параллельными плавкими элементами отключает ток таким образом, что в период дугогашения в каждый данный момент времени протекание тока имеет место только в одном элементе и каждый элемент выгорает до заданной длины по очереди. Длительность дугового периода в этом случае составляла 10—500 мс. Преддуговое время было 1 мс и выше. Последовательное прохождение тока через каждый из параллельных элементов при этом не сопровождалось видимым наложением параллельных дуг вплоть до их погасания.

14—6178 209»

При токах контура (6ч-12,5)/Ном наблюдалась переходная стадия. В типичном случае дуговой этап начинался путем перегорания перешейков в двух (иногда трех) элементах одновременно. Затем ток переходил в третий элемент и, наконец, в последний — четвертый элемент, который и отключал цепь. Время горения дуги в четвертом элементе занимало основную часть времени дугогашения; в этом же элементе рассеивалась и основная часть энергии дуги. Весь период дугогашения длился около 3 мс. Это смешанный тип последовательно-параллельного горения элементов. При токах контура 21/ном (плотность тока КЗ равна ■6,25 кА/мм2 и близка к плотности тока максимальной энергии дуги) дуговой этап начинается во всех четырех элементах практически одновременно. Все 28 отдельных дуг, -образовавшихся в результате расплавления перешейков, появились в течение периода около 140 мкс, и все элементы выгорели одинаково.

Наконец, при токах контура 90/ном все 28 дуг образовались за 80 мкс. При этом имела место произвольная флуктуация интенсивности отдельных дуг в течение 5—10 мкс. Таким образом, была выяснена определяющая роль пред- дугового времени в определении характера дугообразова- ния; чем больше это время, тем больше вероятность последовательного выгорания. Дополнительно отметим, что при ■большом преддуговом времени технологические погрешности проявляются весьма сильно из-за большого влияния неравномерного нагрева сериесных перешейков, находящихся не в одинаковых условиях охлаждения. В то время как крайние перешейки, находящиеся вблизи массивных выводов, подвергаются интенсивному охлаждению, центральные перешейки, удаленные от выводов, сильно нагреваются. Например, по данным авторов, крайние перешейки в номинальном режиме могут быть нагреты до 100—150 °C, в то же время температура центральных перешейков может достигать 300—400 °C. При больших токах КЗ в случае проведения испытаний из холодного состояния дефекты технологии в общем могут не успевать воздействовать на асинхронность расплавления и процессы разрушения элементов могут развиваться параллельно, как в вышеописанных экспериментах. Если предохранитель отключает ток КЗ из нагретого состояния, то вполне возможна асимметрия, вызванная по меньшей мере лишь одним предварительным нагревом.

Из литературы известно использование явления асимметрии. На- лример в [6.10] с целью повышения надежности предохранителя

плавкие вставки разделены на две группы, в одной из которых они имеют узкий перешеек малого сечения и массивные токопроводы, а в другой несколько узких перешейков большего сечения и токоподводы меньшего сечения (рис. 6.8). Плавкая вставка 1 соединена параллельно со вставкой 2, обладающей большим электрическим сопротивлением. Обе вставки размещены в корпусе 3 с наполнителем 5 и разделены между собой перегородкой 4. В режиме длительной перегрузки, ток идет через вставку 1, которая при КЗ расплавляется раньше и без

нение двух предохранителей снение двух предохранителей сразличным электрическим сопротивлениемразличным электрическим сопротивлениемдугообразования После расплавления вставки 1 полный ток КЗ проходит через вставку 2, которая перегорает в нескольких перешейках, что обеспечивает надежное гашение дуги.

нение двух предохранителей с

нение двух предохранителей с

различным электрическим сопротивлением

различным электрическим сопротивлением

В [6.11] описано устройство, состоящее из двух параллельно включенных предохранителей. Основной предохранитель предназначен для обеспечения достаточно высокой плотности тока в номинальном режиме с помощью интенсивного теплоотвода от плавкого элемента. Плавкий элемент основного предо-

хранителя помещен между слюдяны

ми прокладками и мощными теплоотводящими металлическими блоками. Параллельно основному предохранителю соединен так называемый предохранитель мощности, предназначенный для разрыва мощной1 цепи. Плавкий элемент этого предохранителя находится в кварцевом песке, а номинальный ток его в 10—20 раз меньше номинального тока основного предохранителя. Американской фирмой International Rectifier [6.12] разработаны двухкорпусные (двухмодульные) предохранители SF70H на токи 590-, 700 и 1600 А, напряжение 700 В для защиты полупроводниковых вентилей от КЗ. Оба модуля выполнены в корпусах диаметром 64 мм, соединенных алюминиевыми шинами.

Сравнение двухкорпусного предохранителя SF70H с однокорпусным SF60C на тот же ток показывает, что при времени срабатывания 30 с и более их время-токовые характеристики совпадают. Это свидетельствует о близости поперечного сечения перешейков предохранителей сопоставляемых типов. При меньших интервалах времени для срабатывания двухкорпусного предохранителя требуются меньшие то

14*14*ки, а джоулев интеграл отключения для него оказывается примерно- в 2,5 раза меньше, чем у однокорпусного, составляя 255-103 А2-с для предохранителя на номинальный ток 590 А. Таким образом, за счет перехода к двухкорпусному исполнению при неизменности поперечного сечения перешейков и номинального тока, т. е. за счет неодновременного расплавления перешейков и элементов (асимметрии), в каждом

14*

14*

211'

плотность тока через времениплотность тока через времениi2 1 ^2 S2 fe-H S2*i2 1 ^2 S2 fe-H S2*(6.24)(6.24)

плотность тока через времени

плотность тока через времени

i2 1 ^

2 S2 fe-H S2*

i2 1 ^

2 S2 fe-H S2*

(6.24)

(6.24)

-из корпусов предохранителя достигнуто уменьшение джоулева интеграла. Известны также примеры использования асимметрии на основе -шунтирования высокоомных электрических дуг короткими низкоомными дугами в предохранителях и выключателях.

Теоретические обоснования асимметрии. В связи с изложенными выше практическими данными представляется важным теоретически объяснить влияние асимметрии расплавления перешейков, возникновения и гашения дуги, оказываемое на важнейшие характеристики предохранителей.

Будем считать, что модуль (предохранитель, отдельный •его элемент, отдельный перешеек) состоит из двух частей -сечением Si=S2. Плотности тока через каждую часть равны соответственно А и /2. Характер изменения тока во времени i^t) в данном случае значения не имеет. Пусть плотности токов /у и /2 через соответствующие части модуля таковы, что

Jv = Ы2,(6.20)

где fe>l при i£=ii-\-i2.

Тогда

ii^&t^ ts^^^t2-|-i2.(6.21)

Отсюда

Ц — ^/(^+1) is; i2=ix/(^4-l);

A=h/Si; /2=12/82.(6.22)

В интервале времени 0—Л, где ^ — момент расплавления первой части, имеющей более высокую.плотность тока, которая равна

J^t^m^ (6-23)

вторую часть в этом же интервале

В интервале времени tx — Т, где Т — момент расплавления второй части сечения модуля, весь ток протекает только через вторую часть, и плотность тока в этом интервале

J 2=i/S2.

Рассчитав с помощью соотношения Мейера преддуговые интегралы для обеих частей сечения и сделав соответствующие преобразования, получим преддуговой интеграл для всего модуля

^^Ч^тЧ^' ^'^

При одинаковой плотности тока в обеих частях сечения модуля (при ^=1) это выражение приводится к известному соотношению Мейера [6.2]. При неодинаковой плотности тока суммарный преддуговой интеграл уменьшается, например, до 66 % при &=3. К аналогичному выводу приводят и другие соображения. Если ток распределяется поровну между п одинаковыми параллельно соединенными плавкими перешейками и все перешейки расплавляются одновременно, то суммарный преддуговой интеграл (интеграл плавления) представляется выражением

J ddt = CmSz2/z2,(6.26)

о

где Si — сечение одного перешейка; п — число перешейков.

Таким образом, в этом случае метод расчета интеграла плавления путем суммирования сечений всех перешейков и умножения полученной величины на константу Мейера См действительно справедлив. Если же по тем или иным причинам под воздействием тока предохранителя перешейки последовательно расплавляются по одному вплоть до расплавления всех п параллельно соединенных, то предыдущее выражение необходимо преобразовать к виду

to

Uadt^C№Sian.^.У^

о

При этом количество параллельных перешейков фигурирует не в квадрате, а в первой степени, что вызывает многократное уменьшение преддугового интеграла. Оба описанных случая являются предельными. Одинаково маловероятно как одновременное расплавление одинаковых по форме, сечению и структуре перешейков, так и последовательное расплавление по одному всех параллельных перешейков. В реальных условиях все п параллельных перешейков в предохранителе могут быть разделены на две (или больше) произвольные группы аир так, что а+р=и.

Если теперь а- и p-перешейки будут расплавляться последовательно, например сначала a-группа, а затем р-груп- па, то на основании

У iMl = CMS,2 (сс2 + р2) = C^S? ^ - 2«Р)(6.28)

кажущееся уменьшение константы Мейера или фактическое снижение интеграла плавления составит

^ = «2—2«р ,(6 2д

и2

Например, если н=36 и а последовательно принимает значения от 0 до 10, то снижение интеграла плавления в относительных единицах составит соответственно 1,0; 0,946; 0,895; 0,847; 0,802; 0,761; 0,722; 0,686; 0,654; 0,625; 0,598.

С увеличением количества параллельно соединенных перешейков вероятность их неодновременного расплавления повышается. Последовательное и параллельное расплавление перешейков плавких элементов, модулей как два типа процессов, требующих различных затрат энергии для достижения одного и того же конечного результата, имеют механическую и электрическую аналогии.

Влияние асимметрии можно выразить и через изменение времени плавления. Если модуль состоит из двух равных частей, в одной из которых плотность тока Z+A7, а в другой J—А/, то уменьшение времени плавления можно рассчитать по выражению М = -—y—j .

Ниже приведены значения А/q при различных значениях А/

Д/Д<о, % Д/Ыо, %

0,17 90,57 33

0,25/ 201,0/ 50

Таким образом, вызванная любой физической причиной неравномерность расплавления приводит к уменьшению интеграла плавления и его составляющих — времени и тока плавления.

Независимо от причины возникновения асимметрия на дуговой стадии может быть сведена к изменению количества параллельно горящих дуг, т. е. количества параллельно включенных сопротивлений Rri. Очевидно, что если из п перешейков предохранителя расплавилось только п—а и образовалось п—а параллельно горящих дуг, каждая нз которых имеет эквивалентное сопротивление Rui, то суммарное со-

Rlо

противление дуги увеличится и составит— >. ото приведет

п — а п

к снижению энергии, потребляемой дугой от питающей сети. Эта компонента энергии дуги при реальных значениях напряжения на дуге может составлять 40—90% всей энергии, рассеиваемой в дуге. Поэтому увеличение сопротивления дуги (без повышения напряжения на

дуге) приводит к снижению и энергии дуги, и джоулева дугового интеграла, и времени дугогашения.

Использование асимметрии для практических целей связано с решением ряда сложных вопросов и прежде всего проблемы возврата тока из высокоомной ветви, которая призвана осуществить гашение дуги и отключение цепи, в низкоомную ветвь. Явления такого рода наблюдались при параллельном соединении автоматического выключателя на /Ном=400 А и предохранителя на /НОм=100 А, а также при испытаниях параллельно соединенных пар предохранителей с соотношением номинальных токов в пределах 1 : 5-s-l . 25.

Асимметрия, при которой происходит неодновременное срабатывание последовательно соединенных перешейков, плавких элементов или целых предохранителей, оказывает отрицательное влияние на все характеристики предохранителя из-за снижения напряжения на дуге.

Глава седьмая

ПРОЦЕССЫ РАЗВИТИЯ И ГАШЕНИЯЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГИ В ПРЕДОХРАНИТЕЛЯХ

Описание стадии дугогашения и эмпирическиемодели дуги

Физические процессы, развивающиеся в быстродействующих предохранителях при отключении тока КЗ, несмотря на кажущуюся простоту, отличаются значительной сложностью.

Недостаточный уровень сведений об этих процессах в определенной степени связан с отсутствием специальной и недостаточно эффективным использованием имеющейся аппаратуры, позволяющей анализировать физико-химические и тепломеханические явления, развивающиеся в наполнителе предохранителя при температурах порядка 15—20 1 03 °C, давлениях (1—3 )-10е Па и длящиеся всего несколько миллисекунд. Тем не менее последние исследования в СССР и за рубежом значительно пополнили объем сведений о явлении дугогашения. Развитие и гашение дуги целесообразно подразделить на две стадии. На первой, продолжающейся несколько десятков микросекунд, происходят нагрев, расплавление н испарение перешейков плавкого элемента под воздействием джоулева тепла. Интенсивное охлаждение образовавшихся при этом электрических дуг, обусловленное достаточно высокой степенью уплотнения наполнителя, вызывает рост напряжения на кнх и формирование так называемого первичного скачка напряжения- 21-5

На второй стадии происходит выгорание широкой части плавкого элемента, которое реализуется через приэлектродные явления, т. е. через непосредственное воздействие дуги на плавкий элемент.

Ввиду образовавшегося в столбе дуги весьма высокого давления основная часть расплавившегося металла широкой части плавкого элемента разбрызгивается в окружающий наполнитель, а меньшая часть его (не более 10 %) испаряется. Спектроскопические исследования [4.12] позволили выявить ряд интересных особенностей. В частности, спектральные линии Ag I и Si I, II и III можно было наблюдать через кварцевый песок в корпусе из пирекса при расплавлении перешейков серебряного плавкого элемента. Из рассмотрения полученного спектра дуги установлено, что дуговое пространство в предохранителе состоит из атомов серебра, кремния и кислорода. Плотность каждого вида указанных частиц была определена с помощью уравнения Саха и условия нейтральности заряда. В результате установлено, что отношение содержания паров кремния к кислороду равно 1 :2 в воздухе, а отношение паров серебра к кремнию составляет 1 : 80 в кварцевом песке. Таким образом, дуга горит практически в парах наполнителя и, значит, независимо от материала плавкого элемента. При этом спектральные линии кремния и серебра на спектрограмме появлялись одновременно и достигали своего пика в течение 1 мкс. Через 10 мкс интенсивность спектральных линий серебра быстро спадала, а интенсивность спектральных линий кремния сохранялась в течение всего периода дугогашения, длившегося 2—3 мс. Исходя из относительных интенсивностей спектральных линий и в предположении локального термодинамического равновесия определены температура дуги, составившая около 20-103°С, и плотность электронов, равная 1018 см-3. Оба этих параметра оставались практически постоянными в течение всего этапа дугогашения. Расчетное значение давления дуги находилось в пределах 6-Ю5 Па и определялось в основном парами наполнителя. При дугогашении на воздухе вместе со спектральными линиями серебра на спектрограмме были обнаружены линии кислорода и азота. В опытах, проведенных в кварцевом песке, на спектрограмме были обнаружены только спектральные линии серебра и кремния.

Трудности построения точных математических моделей этапа дугогашения привели к широкому распространению различных типов, эмпирических моделей Одними из самых известных являются классик

ческие обобщения теории динамической дуги, выполненные Майром и Касси [7.7], в которых модели получены как частные случаи структуры, предложенной Брауном [7.8] на базе следующего уравнения переноса энергии:

/ дТ\

Рср I ■^~+yA'glad т I =div Л grad Т + у £2 — v,(7.1)

где р—плотность среды; ср— теплоемкость среды; X— теплопроводность среды; у — удельная электрическая проводимость плазмы; v — удельная мощность излучения; Е — напряженность электрического поля; Т — температура среды; / — время; им — скорость среды.

Интегрируя (7.1) по объему дуги, можно получить уравнение теплового баланса

dQ

(7.2) at

где Q — тепло; IT — мощность тепловыделения; Р— мощность теплоотвода.

Модель Брауна может быть приведена к модели Майра, которая получена для дуги, стабилизированной в цилиндрическом канале, и к модели Касси, которая разработана для дуги, обдуваемой потоком охлаждающего газа, на базе идеализации основных физических процессов. Эти модели описывают электрическую дугу в воздухе. Однако поскольку дуга как объект идентификации представляется по внешним данным, определяемым из осциллограмм тока и напряжения, такие модели могут использоваться для описания дуги и в автоматических выключателях, и в предохранителях и отличаться только параметрами.

Для предохранителей с наполнителем разработано большое количество приближенных эмпирических моделей, основанных на макроскопическом рассмотрении с использованием эмпирических формул, соответствующих экспериментальным вольт-амперным характеристикам Дуги. Дуга представлялась с помощью электрического сопротивления, емкости и т. д.

В [7.6] при построении модели токоограничивающего аппарата, включенного в контур КЗ, электрическая дуга заменена последовательной £С-цепью, что соответствует представлению дуги конденсатором. Эквивалентный параметр конденсатора Rr находится по начальному скачку напряжения

ЯдН'лФУЦО),(7.3)

где 17д(0) —напряжение на дуге в начальный момент времени; 1(0) — ток дуги в начальный момент времени, а параметр Сд рассчитывается

217

из осциллограмм тока и напряжения на дуге t

Сд = J Ult;(Ыд — Rai).(7.4)

о

В [7.1] для приближенного описания напряжения на дуге используется аппроксимирующая функция

u^U^X-e^hnn-YhiW.(7-5)

где а, к — коэффициенты, определяемые параметрами электрической дуги в предохранителях данной конструкции при любых параметрах контура КЗ; f(<)—функция, зависящая от формы кривой ЭДС источника питания; ид — напряжение на дуге; Um — максимальное значение напряжения источника питания.,

Одной из немногих моделей, которая. позволяет аналитически учитывать влияние параметров и конструкции предохранителя на форму напряжения и тока, является эмпирическая модель, описанная в [2.19]. Для анализа процесса отключения тока КЗ предложено уравнение

di

Um sin(<o< + ф) — L—^-—RL=n(Ub + lE), (7.6)

где Е— напряженность электрического поля дуги; п — число последов вательно соединенных перешейков; иь — приэлектродное падение напряжения; I — длина дуги.

В результате определены три главных параметра иъ, I, Е в зависимости от геометрических размеров, материала плавкого элемента и некоторых других.

В [7.10] поставлена задача построения математической- модели, базирующейся на минимальном объеме экспериментального материала. Объектом исследований были предохранители с ленточными плавкими элементами из серебра. По результатам рентгеновского анализа фуль- гуритной трубки, представляющей собой твердую стеклообразную массу, образовавшуюся в результате расплавления кварцевого песка под действием дуги, степень выгорания анода и катода плавкого элемента оказалась одинаковой. С учетом этого выражение для энергии, определяющей эрозию анода и катода, представлено в виде

Л= 2 [иа + цм + ит] J idt,(7.7)

о

где i — мгновенное значение тока; иа — напряжение, связанное с анодным падением; ым — напряжение, связанное с работой выхода электронов из металла; цт — напряжение, связанное с тепловой энергией электронов, входящих в анод; ta — продолжительность дуги.

Для интервала времени Д< баланс энергии для столба дуги описан в виде соотношения

ЦсЦ1 Ч~ ^С2^2ЦсЦ1 Ч~ ^С2^222Д/ = Аа{ + he + hr + hm.Д/ = Аа{ + he + hr + hm.(7-8)(7-8)

ЦсЦ1 Ч~ ^С2^2

ЦсЦ1 Ч~ ^С2^2

2

2

Д/ = Аа{ + he + hr + hm.

Д/ = Аа{ + he + hr + hm.

(7-8)

(7-8)

где «ci — напряжение на столбе дуги в начальный момент интервала времени М\ исг—напряжение на столбе дуги в момент окончания интервала времени Д<; к, 1'2 — токи в конце и начале интервала времени.

Левая часть (7.8) определяет значение поступившей в дугу электрической энергии; правая часть уравнения (7.8) определяет расход поступившей в дугу энергии, где fed— кинетическая энергия атомов и ионов, выбрасываемых из столба, поступающая в окружающий наполнитель; kg — кинетическая энергия электронов, выбрасываемых из столба, поступающая в наполнитель; к, — энергия, требуемая для ионизации части атомов, поступающая от столба в наполнитель при рекомбинации; кт — энергия, выделяемая столбом дуги излучением в наполнитель.

Для дальнейших расчетов использованы известное уравнение Саха, связывающее плотность электронов, функцию ионизации и температуру, и уравнение проводимости Спитцера, связывающее проводимость полностью ионизированной плазмы с температурой. В результате расчета с помощью ЭВМ построены семейства кривых, устанавливающих зависимости вольт-амперных и вольт-секундных характеристик, интегралов Джоуля, температуры и давления в дуге предохранителя от параметров конструкции предохранителя и контура КЗ.

Кратко описанные выше некоторые эмпирические модели дуги позволяют решать задачи идентификации и выполняют конкретные функции в соответствии с целью их разработки. Узкая направленность снижает ценность такого рода моделей, особенно для задач оптимизации, что привело к разработке формализованных методов анализа.

Формализованные методы анализа

Оптимизационная задача. Одной из важнейших характеристик предохранителя является энергия дуги при отключении аварийного тока. Эта характеристика предопределяет надежность предохранителя (энергия выступает как обобщенный показатель степени термической и механической нагрузки предохранителя), его габариты, экономичность коммутационных испытаний и выбор оптимального соотношения между постоянной времени контура КЗ и допустимым напряжением постоянного тока.

Еще в начале ЗО-х годов установлено, что максимальная энергия Дуги в токоограничивающих предохранителях развивается при аварийном токе, значительно меньшем тока предельной коммутационной спо

219

собности. Более того, для каждого типа предохранителя и каждого значения его номинального тока существует свой фазовый угол, соответствующий максимальной энергии дуги при КЗ. В 1969 г. были опубликованы [7.11] результаты исследований контура КЗ, в котором энергия дуги максимальна. При этом не удалось получить конкретных рекомендаций, а задача проведения анализа проблемы вообще не ставилась. Рекомендации МЭК в этом направлении довольно расплывчаты и часто не учитывают ряд существенных факторов.

Авторами в [2.17] поставлена и решена оптимизационная задача по определению формы и значения напряжения на дуге, обеспечивающих минимум ее энергии. Исходными данными для постановки и решения такой задачи применительно к постоянному току являются следующие соотношения:

L "^Г^1 +Ыд ^ = ис*L "^Г^1 +Ыд ^ = ис*(7-9)(7-9)

L "^Г^1 +Ыд ^ = ис*

L "^Г^1 +Ыд ^ = ис*

(7-9)

(7-9)

где L, R, ас — параметры контура КЗ; Пд(0 —напряжение на дуге.

Необходимо найти такое ыд(£), чтобы при ir^O энергия

(7.10)(7.10)т

(7.10)

(7.10)

£д = Р (О undtо

принимала минимальное значение в диапазоне напряжений

UC^Ufl(0 бх^Ыдтах,UC^Ufl(0 бх^Ыдтах,(7.Н)(7.Н)

UC^Ufl(0 бх^Ыдтах,

UC^Ufl(0 бх^Ыдтах,

(7.Н)

(7.Н)

(7.12)(7.13)(7.12)(7.13)(7.14)(7.14)

(7.12)

(7.13)

(7.12)

(7.13)

(7.14)

(7.14)

где и№ах — максимально допустимое напряжение на дуге.

Методика решения задачи базируется на использовании принципа максимума Понтрягина [7.2]. Введем следующие переменные:

Ht) =М (/)—gt;

Цд(^)=Лн(/)-]-В;

t

Л2 (0 = f i (0 ucdt,о

где

A -—1 Идтах—Uc№\ В = и.д-\~и.(з1^\ О — Ы-дтах U-cl^L—

=АЩ %=L/R.(7.15)

Тогда исходную задачу можно представить в виде

(7Л6>(7.17)-(7.18)(7Л6>(7.17)-(7.18)хг =хч — аи(1);

(7Л6>

(7.17)-

(7.18)

(7Л6>

(7.17)-

(7.18)

^ = ^[^(0—04 I

^(0) = л,0 = t(O)+at; |

-А (0) = 0.J

хг (7) = at; хг (Т) = Е^ min.

В соответствии с предложенной методикой условия минимума £д будут найдены, если будут определены параметры, доставляющие минимум функции Гамильтона Н для системы (7.16):

(7.19>(7.19>Н = Рг ——хг — аи (t) j ^Рг \исх1 — йшс] == X, рсРа— а] — GPiu (О — «^c^s.

(7.19>

(7.19>

где Р\, Р2— сопряженные переменные.

Таким образом, для минимизации Ер и х2(Т) необходимо и достаточно, чтобы

Н ^х*, х*, Р*, Р*, и*^) = max Я =0,(7.20)*

и У)

где звездочкой обозначены сопряженные переменные.

Процедура нахождения параметров этого выражения включала в себя решение двухточечной краевой задачи, на основе которой были определены значения Хх^, Ру^, P^W, u(t), удовлетворяющие (7.20), и определено выражение

Ед = (7) =[ 2^ In -^^+i (0)]. (7.21>

В результате установлено, что минимальная энергия дуги при заданных ограничениях получается в случае, когда вольт-секундная характеристика дуги имеет прямоугольную форму, а напряжение на дуге равно максимально допустимому значению. Такую характеристику можно считать идеальной.

Результаты решения описанной задачи позволяют использовать понятие такой идеальной характеристики предохранителя и как эталон характеристик, и как инструмент анализа.

Влияние напряжения на дуге на энергию дуги. Анализ проведем для случая постоянного тока. Исходными являются следующие полученные расчетом применительно к прямоугольной вольт-секундной характеристике выражения:

i = ——+(/, + —^-^т;(7.22)

RV0 1 R )v '

Т=^~^-, Ш = Ua -Uc;(7.23)

E^-U^-ll»—In ^^^А(7.24)

д д R VR № )’х *

где /0 — ток плавления.

Из рассмотрения полученного теоретического выраже ния для энергии дуги можно сделать следующие выводы Во-первых, энергия дуги прямо пропорциональна напряжению на дуге. Чем больше номинальное напряжение предохранителя, тем больше энергия дуги. Во-вторых, причиной роста энергии дуги является увеличение и постоянной времени, и абсолютного значения индуктивности контура Влияние остальных факторов будем анализировать на ■основе рассмотрения выражения для энергии в нормированном виде. С этой целью произведена замена переменных:

t =-^tH; «д = исмн, д; ^ = VH,(7.25)

где z'H =/?г/нс —нормированный ток дуги;)

«и, п = мд/пс— нормированное напряжение дуги; >(7.26)

tH = t/z— нормированное время.J

Исходя из этого получим

di di dt„ dt„1 dt ~dtH dt ’ dtt

(7-27)(7-27)/ ыс \

(7-27)

(7-27)

di \ R ) u^ di-fi

dtK dtH R dtHdi uc diB 1

dt R dtK т

Уравнение цепи с предохранителем в новых переменных примет вид

L "^ Т ^+^ ^ ^+U^ - =^(7'28>

т. е. —“+«н+«н ц= 1.

Пронормируем время дугогашения:

Л. = In -^±=1, Где k _ иJU^ 1№ = А /0. (7.29> к 1U с

Компонента энергии дуги, накопленной в индуктивности, в нормированном виде

-^^l^-(7-30>

Выражение энергии дуги в нормированном виде

^.„ = ^^-^[/„-,-(^-1)'^-^^-].(7-31)

С учетом (7.30) выражение для энергии дуги в нормированном виде имеет вид

^,H = ^£iHp0H-(^-l)ln-^A=-Ll.(7.32)

у0н LJ

Для оценки влияния перенапряжения на дуге к исследуем предельные случаи (7.32). При к-^-\ требуется определить предел

lim ^=lim — [/он — (^ — 1) In -^±^—I]. (7.33) к->1 ^Lh к->\ L^ — 1 I

Он

Использование известных процедур математического анализа позволило установить, что этот предел равен ^КЦо. Таким образом, чем меньше ток плавления /0 или. чем больше ток контура, тем больше растет энергия дуги. При /о=7к энергия дуги вдвое превышает энергию, накопленную в индуктивности.

В этом случае время Тн спадания тока к нулю оказывается бесконечно большим, однако энергия дуги конечна и равна

Со

£- = ^д JI^^dt = UJx -EL^- /о.(7.34)

о

Однако даже при небольшом превышении UR над Uc, эдапример на 5 %, время дугогашения Тн резко снижается эд при /он= 1 достигает 3,042.

Для оценки энергии ЕКн, теряемой в активном сопротивлении контура, представим ее в нормированном виде:

Erh = ^ [(6 - I)2 Ш ^Д^"1 -Ли(А - 1) + О,5/о2н ],

(7.35) тогда

НтД^-^^+^Ит^ 1)Чп-^Ц=^-. (7.36)

6-я2R? R? Ь^л6 — 1

После преобразований получаем

MmERH = ^I№^ELH.(7.37)

fe-Я

Таким образом, при 6=1, энергия, накопленная в индуктивности, рассеивается в активном сопротивлении, а за «столь большое время (Т=оо) сеть успевает передать в дугу энергию, которая в 21к]1о раз больше энергии, накоплен- зюй в индуктивности.

При к-^-ес определим предел:

lim ^Д=-^Нтб[/он-(6-1)1п 'W'1 1 (7.38) Л~>ооИ к^схэ LJ

Он

В результате аналогичных преобразований этот предел был найден равным единице.

Таким образом, независимо от /о и /к при бесконечно большом напряжении на дуге вся ее энергия определяется компонентой энергии, накопленной в индуктивности к моменту образования дуги, т. е. определяется лишь сечением перешейков предохранителя и током контура. В дугу, имеющую бесконечно большое напряжение и, значит, бесконечно большое сопротивление при конечном значении тока, энергия из сети не поступает. Естественно полагать, и это подтверждает математический анализ, что при 6=оо потери энергии на активном сопротивлении контура равны нулю.

В области реально существующих перенапряжений (6=1,24-2) имеет место значительное снижение энергии дуги по сравнению с энергией при 6=1 и существенное повышение энергии дуги по сравнению с энергией при ,6=оо. Конкретные примеры рассмотрены ниже.

Влияние формы вольт-секундной характеристики на энергию дуги. Корректная постановка задачи о роли формы вольт-секундной характеристики дуги предполагает введение условия

_1т_1тттi Ыд (О ^ — const.i Ыд (О ^ — const.(7.39)(7.39)

_1

т

_1

т

т

т

i Ыд (О ^ — const.

i Ыд (О ^ — const.

(7.39)

(7.39)

что означает рассмотрение влияния различной формы напряжения izA(t) при его постоянном среднем значении, оказываемого на основные характеристики дугового этапа — длительность дугогашения Т, джоулев дуговой интеграл tт

j i^dt и энергию дуги j ид (О i (/) di. Влияние среднего ои

значения напряжения на дуге прямоугольной формы уже было выяснено ранее

Общее выражение тока дуги при любой форме ид(/) может быть записано в виде

ЦО = -4; e-th ] "д ^'" ^ + -^ ^d - е-1'^ + 1^'\ (7.40) о

где £ — вспомогательный параметр.

Пусть

«д(о=2с^<7-41>

к=0

где к — вспомогательная переменная.

Подбором коэффициентов Ск можно получить различные формы ид(0, разложенные в ряд Тейлора, в том числе синусоидальную, экспоненциальную, линейную, полиномиальную и т. д. Подставив (7.41) в (7.39), получим

tООоо

гпгтТ^4т

j^-gc^-^C»—.(7.4=)

0к=0к=0

После преобразований и анализа этого выражения можно сделать вывод, что даже при одном и том же среднем значении напряжения на дуге время дугогашения, джоулев дуговой интеграл и энергия дуги оказываются различными в зависимости от формы вольт-секунД- ной характеристики ид(Г).

В коммутируемых предохранителями контурах КЗ активная составляющая сопротивления R существенно меньше реактивной toL. Поэтому представляет интерес оценка влияния формы «д(0 в условиях, когда значением R можно пренебречь, что соответствует коммутации больших токов КЗ. В этом случае уравнение цепи имеет вид

L —-+«д(0 = нс = const.L —-+«д(0 = нс = const.(7.43)(7.43)

L —-+«д(0 = нс = const.

L —-+«д(0 = нс = const.

(7.43)

(7.43)

Отсюда ток дуги

и.^п = £и.^п = £t — ~^uR(t)dt + i(0).оt — ~^uR(t)dt + i(0).о(7.44)(7.44)

и.

^п = £

и.

^п = £

t — ~^uR(t)dt + i(0).о

t — ~^uR(t)dt + i(0).о

(7.44)

(7.44)

Учитывая постоянство среднего значения напряжения на дуге, воспользуемся (7.39) и при нахождении времени дугогашения будем иметь в виду, что

I uR(t)dt + е(0) = 0;

(7.45)

Тогда после преобразований получаем

(7-46)(7-46)А-Щ

(7-46)

(7-46)

Ос

р1 Г

где А = — 1 u^dt.

Таким образом, при R — 0 время дугогашения зависит от среднего значения напряжения на дуте и не зависит от его формы.

Выражение для энергии дуги при R^-0

^-tL^-tLV-tu^dt-Y1^ dtV-tu^dt-Y1^ dtоо

^-tL

^-tL

V-tu^dt-Y1^ dt

V-tu^dt-Y1^ dt

о

о

илиили

или

или

(7.47)

t t

Eд = #Р ~ ^ J J «д (0 ^ + и J.

и 0

На основании формулы многократного интегрирования запишем

t ttt

j* j*«Д (0 dt = (2—l)f ^ ~ ^"'“д И d' = J(# — t) «д ^dt =

об00

tt

(7.48)(7.48)= ^«д M dt — -щд (n) dt.

(7.48)

(7.48)

о0

Таким образом, имеем

M^J^™^)^. (7.49)оM^J^™^)^. (7.49)о

M^J^™^)^. (7.49)о

M^J^™^)^. (7.49)о

Первые три члена правой части (7.49) не зависят от формы вольт-секундной характеристики дуги, однако последний член оказывается зависимым, если выполнить преобразования, аналогичные вышеуказанным. Таким образом, при /?->0 время дугогашения зависит только от среднего значения напряжения на дуге, а энергия дуги зависит также и от формы ее вольт-секундной характеристики.

С целью количественной оценки влияния формы вольт- секундной характеристики была выполнена серия расчетов па ЭВМ применительно к простейшим видам напряжения, к которым может быть приведено напряжение, реально действующее на дуге предохранителя постоянного тока [4.2]. В общем виде напряжение на дуге было представлено в виде

где

ЧщпТп ДД^ ДаЬ им для среднего значения; ^дтах ДДД М$Ь

На рис. 7.1 показаны четыре типа напряжения на дуге: «а;— напряжение, мгновенно достигающее и№т и затем линейно растущее от иктт до и^тах*, и^— напряжение, мгновенно достигающее и^тах и затем линейно спадающее до напряжения сети иг, и^о — напряжение, мгновенно достигающее уровня, соответствующего среднему значению 15е ^7

Рис. 7.1. Формы напряжения надуге

Нм и и^, и сохраняющее его в течение этапа дугогашения; Мд,пр — постоянное напряжение, равное максимально допустимому ЗНачеНИЮ U^max. Этим напряжениям соответствуют кривые токов 1—4 на рис. 7.2,а. Предполагалось, что дуговой процесс начинается в момент #о, когда ток достиг своего максимального значения /о. Расчеты проведены при сле

дующих параметрах: zzc==500 В; цдо=6ОО; 700; 800; 900; 1000 В; 7о=1О; 15; 20 кА; /?=5-10"3; 1-Ю"2; 2-IO*2 Ом; А=5-10-5; 10-4; 2-IO™4; 4-Ю-4; 6-Ю"4 Гн.

В качестве исходных служили следующие выражения:

(7.50)(7.50)(7.51)(7.51)Ь^Н1"^^ = ^’

(7.50)

(7.50)

(7.51)

(7.51)

Еь = J ЦЛММ*.

где 7К— время окончания процесса.

Были введены три новые переменные:

t'

л, (0 = i (t); xa (t) = JI (t) пд ^ dt = Ед (0;

0

^(0 - f r^dt^w^.

6’

Для этого случая исходные выражения можно переписать в виде следующей системы дифференциальных уравнений:

^ = — А^ — В^ (0 + Д^; хг = х^ (t); |^

^;= х^,(

где At, By, Дх — константы.

Начальные условия для этой системы имеют вид

Xxk^=l^Y, х?(0)=0; х5(0)=0.(7.53)

Рис. 7.2. Влияние формы напряжения на дуге на ток (а) и энергию дуги (6):

17ДО=600 В; Пдтах=700 В, Щ=1/Дт1-И=500 В; /„=10 кА; 1 - i.-fW^y 2-i2=fWa0y, 3 — i^HU^y 4-l4=f(Ub np)

Переменные х2 и х3 при t=TK будут принимать значения £д и Wr соответственно. Величина Тк определится из условия

Х1(7к)=0.(7.54)

Система (7.51) для удобства расчетов на ЭВМ была приведена к конечно-разностному виду

х^^ Г^^Ди^Ди,*;

(7.55)(7.55)Лг<+* ~ (1+7'гпд<)ЛЛ х^^х^ + r2(V)2,

(7.55)

(7.55)

где t—0, 1, 2, 3, ...; ^ = 1— МА; Д=—ВМ; F^=M.

Начальные условия для системы (7.55) представляются следующим образом:

^(0)= i(0); х2(0) = 0; л3(0) = 0.(7.56)

(7-57)(7-57)Интегрирование системы осуществляется до достижения соотношения

(7-57)

(7-57)

М^е,

где е —достаточно малая величина, близкая к нулю; при этом переменные х3 и х3* принимают значения £д и П7Д соответственно.

Варьирование формами напряжения приводит к получению различных значений ER и 1ГД.

22922916—6178

229

229

Проведенные расчеты, некоторые результаты которых показаны на рис. 7.2 и 7.3, позволяют сделать следующие

выводы:

Наиболее крутое спадание тока предохранителя от максимального значения /0 к нулю (кривая 4) и минималь

ное время дугогашения имеют место при прямоугольном напряжении на дуге ид.пр, равном максимально допустимой величине идтах. При этом достигается минимальное значе-

«Л0,Ь«Л0,ЬРис. 7.3. Зависимости энергии дуги от напряжения иа дуге, постоянной времени и индуктивности контура:/—т=ю мс; Z-=2 10-* Гн; Я=2Х ХЮ-2 Ом; 2—1=20 мс; L=1X Х10<Гн; R=5-10—3 Ом; 3 —т= = 10 мс; L=5 10-6 Гн; R=5XХ10-= ОмРис. 7.3. Зависимости энергии дуги от напряжения иа дуге, постоянной времени и индуктивности контура:/—т=ю мс; Z-=2 10-* Гн; Я=2Х ХЮ-2 Ом; 2—1=20 мс; L=1X Х10<Гн; R=5-10—3 Ом; 3 —т= = 10 мс; L=5 10-6 Гн; R=5XХ10-= Омние энергии дуги. Таким образом, расчетным путем подтверждаются ранее доказанные тео' ретические положения. Следует заметить, что если в отношении дугового интеграла такое утверждение в определенной степени обусловлено физическими соображениями, то применительно к энергии дуги остается довольствоваться лишь данными теории или расчета.

«Л0,Ь

«Л0,Ь

Рис. 7.3. Зависимости энергии дуги от напряжения иа дуге, постоянной времени и индуктивности контура:

/—т=ю мс; Z-=2 10-* Гн; Я=2Х ХЮ-2 Ом; 2—1=20 мс; L=1X Х10<Гн; R=5-10—3 Ом; 3 —т= = 10 мс; L=5 10-6 Гн; R=5X

Х10-= Ом

Рис. 7.3. Зависимости энергии дуги от напряжения иа дуге, постоянной времени и индуктивности контура:

/—т=ю мс; Z-=2 10-* Гн; Я=2Х ХЮ-2 Ом; 2—1=20 мс; L=1X Х10<Гн; R=5-10—3 Ом; 3 —т= = 10 мс; L=5 10-6 Гн; R=5X

Х10-= Ом

Из рис. 7.2 видно, что ток спадает к нулю за минимальное время 7К1 = 2,2314 мс, а энергия дуги £д имеет свой минимум, равный 0,759Х ХЮ4 Дж.

Энергия дуги существенно зависит от формы напряжения на ней даже при одном и том же среднем значении этого напряжения. Кривые токов 1, 2, 3 для трех различных по форме, но имеющих одно и то же среднее значение напряжений на дуге «а/, ггдо, zzp, существенно различны,

хотя спадание токов от одного и того же значения заканчивается практически в одной и той же точке. Длительность дугогашения при малых 7? в основном не зависит от формы напряжения. Однако уровни энергии дуги для трех указанных видов напряжения на дуге значительно отличаются, достигая значений, равных 1,35-104; 1,14-104 и 0,98-104 Дж. Расчеты показали, что независимо от абсолютных значений нд0, ицтаох, 10 и параметров контура КЗ при переходе от напряжения и^ к напряжению ид,пр энергия дуги уменьшается в 1,5—2,5 раза.

Численные значения энергии дуги существенно зависят от абсолютных значений индуктивности контура КЗ даже при неизменности постоянной времени контура т. Из рис. 7.3 видно, что при т=10 мс и индуктивностях 2-10 4

и 5-Ю-5 Гн значения энергии отличаются в 2—3 раза, причем большим абсолютным значением индуктивности соответствуют большие значения энергии.

Формализованный метод анализа режима коммутации в цепи переменного тока. Описанный выше формализованный метод анализа и оценки влияния отдельных факторов на энергию дуги и процесс коммутации в целом несколько ограничены принятыми допущениями о прямоугольности

Таблица 7.1

Параметр

ф

0е

0°

45°

45°

60°

60°

90°

90°

Ток контура, кА

50

145

50

145

50

145

50

145

Время плавления, мс

1,62

1,09

0,65

0,35

0.58

0,31

0.54

0,29

Ток плавления, кА

8,45

10,6

10,9

16,8

11.35

17,18

11,8

17,8

Время действия дуги, мс

Компонента энергии, поставляемая в дугу питающей сетью, кДж

0.41

0,15

0,87

0,41

1.07

0,53

1,03

0,59

0,92

0.28

4,15

2,82

5.9

4,24

6,21

5,47

Индуктивная компонента энергии дуги, кДж

1,57

0,92

2,78

2,31

3,02

2,42

3,26

2,60

Энергия дуги, кДж

2,58

1,2

6,94

5,11

8.89

6,63

9,41

8,02

Среднеинтегральное напряжение сети в период ду- гогашения, В

570

365

925

847

1005

970

973

1012

напряжения на дуге и об адиабатичности нагрева. Тем не менее этот метод позволяет выявить ряд принципиальных закономерностей и с учетом экспериментальных данных сделать соответствующие выводы для практики. Исходные данные и расчет этим методом описаны в гл. 4. Здесь ограничимся лишь анализом результатов расчета, приведенных в табл. 7.1, где угол ф соответствует моменту времени, при котором начинает протекать ток КЗ.

Зависимость компоненты энергии, поставляемой в дугу питающей сетью, от тока контура неоднозначна и значительно подвержена влиянию угла ф. Это связано с тем, что при различных ф различны и значения среднеинтегрального напряжения сети за время действия дуги, которое для различных углов может и увеличиваться, и уменьшаться с ростом тока контура. В общем случае для каждого из расчетных углов рост тока контура приводит к снижению как компоненты энергии, поставляемой в дугу питающей сетью, так и всей энергии дуги.

Как уже отмечалось, влияние угла ф проявляется через изменение напряжения сети как в преддуговой период, так и во время действия дуги. В табл. 7.1 представлены результаты расчета применительно к 7НОМ—400 А (S=0,5 мм2), 16* 231

(7ном=660 В (цд=1500 В). Время плавления при изменении угла ф от нуля до 90° снижается примерно втрое, и эта тенденция не зависит от тока контура и номинального тока предохранителя. Наиболее сильное изменение времени плавления имеет место в диапазоне ф=0—-30°, в котором оно снижается вдвое. В диапазоне ф=454-90° время плавления уменьшается лишь на 15—20 %. Ток плавления при изменении ф от нуля до 90° возрастает на 30—60 %, причем и в этом случае основное изменение тока относится к диапазону 0—30°. Отсюда следует, что при одном и том же токе контура изменение ф от 0 до 90° вызывает рост индуктивной компоненты энергии дуги, вдвое превышающий рост тока плавления. Особенно чувствительна компонента энергии, поставляемой в дугу питающей сетью, к изменениям среднеинтегрального напряжения цСи,д сети в период дугогашения

7^си. д = ^uc(t)dt.о

Например, при -ф=0° величина ыСи,д раииа 570 В при /к=50 кА, а при ф=90° в том же контуре «си,д=973 В. Рост напряжения составил около 70%, однако компонента энергии, поставляемая сетью, возросла с 916 до 6210 Дж, т. е. почти в 7 раз, хотя здесь нельзя не учитывать и роли роста тока. Этим обусловлен и рост энергии дуги в целом. При малых углах ф и, значит, малых ыСи,д индуктивная компонента составляет 60—65 % энергии дуги. Однако при ф=90° и, значит, большем Ыси.д индуктивная составляющая уже не превышает 30i—35% энергии дуги. Теория отдает приоритет в степени влияния иа энергию дуги углу ф по сравнению с током контура. При снижении /к энергия дуги должна была бы монотонно возрастать, однако наличие естественного перехода тока и напряжения сети через нулевое значение принципиально изменяет характер процесса при малых /к и становится причиной появления точки перегиба на зависимости энергии дуги от тока 7К; такой перегиб в цепи постоянного тока, вообще говоря, должен отсутствовать.

При больших иапряжеииях на дуге влияние угла ф и тока /к на энергию дуги резко снижается.

Увеличение сечения перешейков в п раз, т. е. увеличение номинального тока, вызывает приблизительно одинаковое уиеличение в |/п раз преддугового времени и тока плавления независимо от тока контура и угла ф. При этом компонента энергии, поставляемой сетью, растет сильнее, чем по параболическому закону, а индуктивная составляющая — несколько слабее, так что в целом энергия дуги растет

примерно пропорционально квадрату тока контура. Поскольку ток контура изменяется практически обратно пропорционально индуктивности, индуктивная составляющая энергии дуги уменьшается примерно пропорционально корню квадратному из тока контура во всем диапазоне изменения углов тр.

Экспериментальные исследования процессовкоммутации в предохранителях

Влияние геометрии плавкого элемента на напряжение ДУГИ.

Реальная стадия скачка напряжения на дуге, вызванная разрушением перешейков, весьма близка к теоретической модели этого процесса. Как только произошло испарение перешейков и напряжение на дуге в течение нескольких десятков микросекунд достигло уровня напряжения сети, полярность напряжения на индуктивности мгновенно изменяется на противоположную, а сама индуктивность из потребителя энергии (обычной нагрузки) превращается в источник напряжения.

На рис. 7.4 отмечено время скачка напряжения на дуге из-за разрушения перешейков. Точка tQ математически является точкой разрыва функции, в которой производные нарастающей ветви тока 1щ и спадающей ветви Ьд различны как по значению, так и по знаку, т. е.

_^1Д ^^2д1 ^о. (7.58) dt t=t0 di |<=<о ’

Кроме того, математический анализ показывает, а эксперимент подтверждает, что величины йд и di\Jdt особой роли не играют. В любом случае скачок ыд в этой точке обеспечен с помощью индуктивности в такой мере, чтобы произошло спадание тока от значения /о- Физически скачок напряжения, вызванный расплавлением перешейков, означает мгновенное преобразование электрического контура с предохранителем из цепи с доминирующей индуктивностью в цепь с чисто активной нагрузкой. Как правило, первичный скачок напряжения несколько превышает напряжение сети независимо от параметров контура. Однако после расплавления перешейков, когда начинается выгорание широких частей плавкого элемента, характер изменения напряжения на дуге может быть самым различным в зависимости от параметров контура и конструкции предохранителя, в частности от геометрии плавкого элемента.

При сравнительно небольших длине и ширине плавкого элемента типично довольно быстрое последующее спадание напряжения на дуге от уровня, достигнутого при расплавлении перешейков или несколько более высокого значения, что влечет за собой повышенное энерговыделение в процессе дугогашения. В ряде случаев подобная картина наблюдается в предохранителях ПП59 с шири

ной плавкого элемента 13 и длиной корпуса 36 мм. В то же время у предохранителей с тем же номинальным током (400 А), но с более длинными плавкими элементами и корпусом длиной 55 мм после расплавления перешейков и скачка напряжения на дуге до значения напряжения сети (700 В) отмечается дальнейший значительный рост напряжения на дуге, вызванный выгоранием широкой части элемента и иногда превышающий 1000 В. Таким образом, увеличение длины плавкого элемента позволяет за счет больших и длительных перенапряжений на дуге, не выходящих за допустимые пределы, ограничить энергию дуги посредством снижения ее компоненты, посылаемой сетью.

Если же плавкие элементы имеют большую ширину при небольшой плотности расположения параллельных перешейков, то процесс выгорания широкой части элемента характеризуется низкой скоростью и сравнительно небольшой плотностью плазмы. Длительный процесс выгорания широкого плавкого элемента происходит при стабильном значении напряжения на дуге.

Таким образом, рассматривая геометрию перешейков как важнейший фактор при определении начальных условий формирования дуги, необходимо учитывать, что размеры широкой части плавкого элемента также имеют исключительное значение с точки зрения характера изменения напряжения на дуге и его влияния на защитные характеристики предохранителя.

Влияние аварийного тока на энергию дуги. Экспериментальные и теоретические исследования показывают, что коммутация больших аварийных токов (60-4-300)/ном в цепях постоянного тока особых трудностей не вызывает. В то же время отключение малых аварийных токов (34-20) /ном связано с необходимостью решения ряда проблем, возникновение которых обычно объяснялось низким напряжением на дуге и локализацией энергии в малой области. Исследования авторов показали, что основной проблемой в этом случае является повышенное значение энергии, рассеиваемой дугой предохранителя при коммутации малых токов.

Приведенный в [7.3, 7.4] анализ показал, что индуктивная составляющая энергии дуги El резко возрастает при уменьшении тока контура (при T=const) и может быть описана зависимостью вида Еь=с11к'а, где n=const, а 0<а<1. Указанная зависимость показана на рис. 7.5. Физически изменение тока контура (в данном случае уменьшение) приводит к значительно более сильному изменению индуктивности контура по сравнению с изменением тока плавления. Например, в экспериментах авторов при /ном:=400 А, UHOM=660 В, /к=93 кА, т=35 мс ток плавления составлял /о=7 кА. В той же цепи при /к= = 4 кА ток плавления /о=3,8 кА. Таким образом, при изменении индуктивности контура более чем в 23 раза ток плавления увеличился менее чем вдвое. Очевидно, что при этом существенно возрастает как индуктивная составляющая энергии дуги, так и энергия дуги в целом. При больших значениях т= 35-4-50 мс индуктивная составляющая энергии достигает 30—100 кДж. В этом случае целесооб- 235

разно добиваться не снижения этой энергии, а уменьшения энергии, поставляемой в дугу питающей сетью.

При малой длине плавкого элемента (например, 36 мм) значительная компонента рассеиваемой в дуге энергии EL—UO2I2 вызывает его быстрое выгорание и перегрев наполнителя — песка, который теряет свои диэлектрические свойства. Это становится причиной резкого снижения напряжения на дуге, что в свою очередь приводит к дополнительному росту энергии, вызывающему прогар крышек предохранителя.

Рис. 7.5. Зависимости энергии дуги Ед и ее индуктивной составляющей El от тока контура /к при отключении постоянного тока:

и= А7~“; .1 = 36 мс; ГноМ=400А; UH0M = = 660 А

оплавление, взрывы и т. п. Таким образом, происходит авария, причиной которой являются небольшое максимальное напряжение на дуге и быстрое его спадание, вызванное недостаточной длиной плавкого элемента.

При достаточно длинном плавком элементе (в исследованиях авторов 55 мм) обеспечиваются условия для необходимого роста напряжения на дуге за счет выгорания широкой части элемента. При упомянутых выше испытаниях напряжение на дуге в контуре с 7К=5 кА достигало 1700 В при напряжении источника постоянного тока 690 В. Такое значение напряжения позволяет получить крутое спадание тока до нуля. Суммарная рассеянная в дуге энергия составляла около 90 кДж при индуктивной компоненте £/=53 кДж. Очевидно, что при меньшем напряжении на дуге ее энергия была бы существенно выше, что могло бы привести к взрыву предохранителя.

Интересно отметить, что в контуре с /к=100 кА напряжение на дуге предохранителя того же типа снижается с 1700 до 1100 В.

Отношение напряжений постоянного тока, допустимых для предохранителей с малой (36 мм) и большой (55 мм) длиной плавкого элемента, фактически совпадает с отношением этих длин. Наконец, при достаточно большой ширине широкой части плавкого элемента и небольшой плотности расположения параллельных перешейков дуга между широкими частями элемента представляется нелинейным элементом схемы аварийного контура и выступает в качестве параметрического стабилизатора напряжения во всем диапазоне аварийных токов независимо от индуктивности (в определенных пределах ее изменения). 236

Особенности отключения цепи переменного тока. Время и ток плавления предохранителя с номинальными параметрами 7Ном=400 А, ПНОМ = 660 В, полученные экспериментально при коммутации переменных токов 10— 150 кА, хорошо согласуются с результатами расчета [7.5].

Повышение экспериментальных значений энергии дуги относительно теоретических обусловлено отклонением реальной вольт-секундной характеристики дуги от прямоугольной формы и от предельно допустимого значения напряжения 1500 В. В широком диапазоне токов 1н=5ц- 50 кА энергия дуги отклоняется от своего максимума 33 кДж на 1—2 кДж. В зоне больших токов (до 100 кА) отклонение от максимума увеличивается до 7—8 кДж, а в области весьма малых токов (2-4-5) 7иом происходит существенное снижение энергии дуги.

Эти результаты получены для наихудшего с точки зрения выделения энергии случая ф=0°. Таким образом, в зоне больших и средних, токов отклонение от расчета сводится к снижению различий энергии дуги при различных токах контура. В области малых токов существенное снижение энергии дуги обусловлено малым током плавления и малым временем дугогашения, которое независимо от напряжения дуги не превышает 10 мс; поэтому естественный переход напряжения сети через нулевое значение резко снижает в этом случае компоненту, поставляемую сетью. Отсутствие этого фактора в цепи постоянного тока является одной из главных причин выделения большой энергии в дуге предохранителя. Еще одной особенностью коммутации малого тока (2,3^-2,8)/ном является значительная преддуговая энергия, которая в 4—5 раз превышает энергию дуги и может вызвать термическое разрушение корпуса. Однако уже при превышении 3/Ном преддуговая энергия резко уменьшается.

Экспериментально подтверждено, что степень воздействия изменений угла ф зависит от тока контура.

При токах 5—30 кА во всех экспериментах при ф = 90° энергия дуги была в несколько раз меньше максимального значения. Объяснение этого явления следует искать в следующем. В указанных контурах преддуговая стадия продолжается 3—4 мс, поэтому в момент образования дуги напряжение сети уже значительно спадает относительно своего максимума, что обеспечивает быстрое и эффективное гашение дуги при малом выделении энергии. При больших токах контура 30—100 кА и при ф = 90° предду- говой период оказывается незначительным (0,3—1 мс), так что напряжение сети к моменту образования дуги снизится незначительно относительно своего максимума. Та- 237"

кие условия усложняют процесс дугогашения, который характеризуется в этом случае большим выделением энергии (рис. 7.6).

Для наихудшего режима, который наблюдался при Ф=0°, повышенное выделение энергии происходит в контурах с токами 5—30 кА. Причины этого те же, что рассмотрены ранее.

С целью экспериментальной проверки влияния напряжения контура на энергию дуги предохранители типа

Ед, кДж

«Рис. 7.6. Зависимость энергии дуги от тока контура и угла ф начала аварии при отключении переменного тока для предохранителя ПП59 f/„OM=400 A; t/„OM=660 В)

ПП59 подвергались испытаниям при одном и том же действующем токе контура 100 кА, но двух напряжениях контура 380 В и 745 В. На рис. 7.7,а и б показаны осциллограммы процессов коммутации соответственно при напряжении 380 и 745 В. Из этого рисунка видно, что ток плавления при одном и том же значении угла ip практически не зависит от напряжения контура. Однако энергия дуги втрое меньше при напряжении контура 380 В, что подтвердило положения о более сильной, чем линейная, зависимости энергии дуги от напряжения контура.

Особого рассмотрения заслуживает случай коммутации малого тока 7It~5/IICM=2 кА. При ip=0° время плавления составляет 10 мс и момент дугообразования соответ- 238

Рис. 7.7. Коммутация предохранителем ПП59 цепи переменного тока (t/HOM=660 В; ZHOM=400 А; ^=0°):

а — отключение цепи при сниженном напряжении контура /к=100 кА; cos ф= =0,11; UK=380 В; /0= 10,1 кА; б — отключение цепи при полном напряжении контура /к=100 кА; cos ф=0,11; UK=745 В; 7о=1О,3 кА; в — отключение цепи малого критического тока /к=5 /ном=2 кА; cos ф=0,1; UK=730 В; <ПЛ=Ю мс

-ствует нулю напряжения сети. В этом режиме максимальной асимметрии (cosq> = 0,l) предохранитель расплавляется в момент достижения максимума тока (4500 А~ «2,5/ц) (рис. 7.7,в). Это легкий энергетический режим. Особенность же такого контура заключается в том, что при других углах чр процесс принципиально изменяется. Так, например, при чр=90°, когда первая амплитуда тока оказывается равной установившемуся значению тока КЗ 1(2,8 кА), и даже при меньших углах, когда в результате асимметрии первая амплитуда тока не выходит за пределы 3800 А, расплавление предохранителя происходит за значительное время, весьма превышающее 500—600 мс. Такие большие различия процессов в пределах одного и

239

того же тока контура объясняются нахождением тока контура 2 кА посредине диапазона 1—4 кА, в котором время плавления изменяется в 8000 раз (от 10-2 до 80 с по вре- мя-токовой характеристике). Во всяком случае, ток контура, равный 57НОМ, можно считать граничным, соответствующим нестабильной и " быстроизменяющейся части время-токовой характеристики. Анализ показывает, что подобное свойство характерно для быстродействующих предохранителей независимо от их конструкции. Особенно важно его учитывать при рассмотрении условий селективности.

Кратко выводы по особенностям коммутации быстродействующим предохранителем цепи переменного тока можно резюмировать следующим образом.

Значения энергии дуги и тока контура, в котором ее выделение максимально, зависят от напряжения сети, напряжения на дуге предохранителя и его номинального напряжения.

В диапазоне токов (12-г-100)/Ном энергия дуги колеблется вблизи максимума в пределах 10—15%. В зоне больших токов (1504-250)/ном энергия дуги снижается относительно ее максимума на 20—25%; в зоне малых токов (2,34-5)/ном энергия дуги уменьшается в 2—3 раза.

Влияние угла ф на энергию дуги и ток контура, в котором энергия дуги максимальна, зависит от ряда факторов, определяемых параметрами контура и конструкцией предохранителя. В различных сочетаниях параметры контура /к, /ном, Un, ипом, Uс, ф, cos <р влияют на условия выделения наибольшей энергии дуги. При значительном увеличении напряжения на дуге или значительном снижении напряжения сети влияние параметров контура существенно снижается. Максимум энергии дуги наблюдается в зоне малых токов при ф=0°. Относительный максимум энергии дуги при ф = 90° соответствует зоне больших токов.

В свете полученных результатов целесообразно уточнить рекомендации МЭК о том, что ток контура наибольшей энергии дуги должен в 3—4 раза превышать амплитуду импульса тока плавления, длительность которого составляет 10 мс. Кратность указанных токов должна быть расширена с 3—4 до 1,75—5.

Для предельного контура рекомендации МЭК предлагают обеспечить начало дугообразования при ф=404-65° (один опыт) или 65—90° (два опыта). Однако исследования показывают, что при достаточно высоком и стабильном напряжении на дуге при ф=40° обеспечиваются бла-

гоприятные с точки зрения энерговыделения условия коммутации, поскольку при этом напряжение сети достаточно далеко от максимума. При медленно нарастающем напряжении на дуге и малом его значении угол ф=90° не ■обеспечивает максимальное выделение энергии дуги, так как процесс дугогашения будет происходить в условиях значительно сниженного относительно максимума напряжения сети. Таким образом, указанные рекомендации МЭК в ряде случаев не соответствуют реальной картине физических процессов, происходящих в быстродействующих предохранителях.

Выгорание плавкого элемента и габаритыпредохранителя

Благодаря высокой плотности тока КЗ нагрев, плавление и испарение перешейков плавкого элемента предохранителя реализуются на основе действия джоулева тепла RP. Для широкой части плавкого элемента подобный механизм выгорания возможен лишь при больших токах плавления (100—500 кА), в 10—20 раз превышающих значения, реально встречающиеся на практике. Например, при температуре плавления удельное сопротивление серебра ро=8-1О-6 Ом-см и в одном из шести плавких серебряных элементов предохранителя ПП59 длиной 4 см, сечением 0,014 см в течение 10 мс при токе 3 кА выделится лишь около 30 Дж тепла. Поэтому выгорание •широкой части плавкого элемента за счет действия джоулева тепла можно пренебречь. Выгорание за счет теплопередачи от дуги также достаточно мало; если в первом приближении принять температуру обращенного к дуге конца плавкого элемента, равной температуре дуги, т. е. примерно 10 °C, то в соответствии с законом Фурье за время <Д=10 мс через сечение элемента 5=0,014 см2 в направлении нормали на длине А/=0,5 см будет передана энергия (Дж)

ся через приэлектродные явления, т. е. под непосредственным воздействием дуги на плавкий элемент.

Мощность, расходуемая на плавление и испарение широкой части плавкого элемента, определяется произведением тока дуги на приэлектродное падение напряжения. При приэлектродном падении напряжения порядка 50 В и токе 3000 А мощность, необходимая для выгорания единицы сечения плавкого элемента, составляет примерно 120 кВт/мм2, что значительно больше мощности, действующей в перешейках. Однако из-за влияния большого давления, выплескивающего жидкий металл в наполнитель и препятствующего его испарению, по-видимому, испаряется не более 10—20% расплавившейся части элемента.

Энергия, поступающая в дугу, расходуется на расплавление металла плавкого элемента с последующим преобразованием энергии расплавленного металла в энергию нагрева и расплавления наполнителя и на непосредственное воздействие на наполнитель.

В [7.9] было введено допущение о том, что скорость выгорания электродов плавкого элемента пропорциональна плотности проходящего через него тока

dl/dt=aJ, (7.60)

где dl]dt — скорость выгорания плавкого элемента, равная скорости увеличения длины дуги; а — удельная константа выгорания.

Отсюда длина дуги (и, значит, плавкого элемента) представлялась

в виде

(7.61)

где q — поперечное сечение плавкого элемента.

На основании (7.61) был сделан вывод о том, что масса эродировавшего металла плавкого элемента пропорциональна электрическому заряду, прошедшему через столб дуги. К аналогичному выводу пришли и другие исследователи, предложившие выражение для скорости выгорания плавкого элемента, содержащее дополнительный член, пропорциональный либо квадрату тока, либо току в степени 1,6.

Ряд авторов предлагали выгорание материала плавкого элемента предохранителя под воздействием дуги рассматривать как процесс эрозии, аналогичный процессу эрозии контактов и описываемый тем же законом. При построении модели по (7.61) для анализа и оценки процесса выгорания плавкого элемента принято допущение адиабатичности процесса расплавления металла ввиду его кратковременности. 242

В общем виде скорость изменения длины дуги под воздействием выгорания металла была представлена в [2.19]

dl

——=uoik, (7.62) at

где «о — приэлектродное падение напряжения; к — константа, зависящая от тока, сечения элемента и физических свойств его материала.

Подобный подход, предложенный в [2.19], не позволяет осуществить даже приближенную априорную оценку параметров плавкого элемента, определяющих габаритные размеры и характеристики предохранителей.

Представляется рациональным принять величину выгорания плавкого элемента пропорциональной энергии дуги, аккумулирующей влияние всех остальных факторов. Это полностью соответствует феноменологии процесса коммутации, результатам экспериментальных и теоретических исследований.

Энергия, рассеиваемая в дуге предохранителя, затрачивается на расплавление плавких элементов, части наполнителя, нагрев предохранителя и части окружающего пространства. Очевидно, что выгорание элемента пропорционально всей энергии дуги. Подобный энергетический подход обладает многими преимуществами.

Во-первых, габаритные размеры предохранителя однозначно определяются одним расчетным параметром — энергией дуги, которая может быть весьма просто рассчитана при идеализированной вольт-секундной характеристике. Результаты такого расчета могут служить и для качественной оценки, и как эталон, и как рекомендация для проектирования.

Во-вторых, устанавливается система приоритетов параметров конструкции предохранителя, основанная на результатах проведенных ранее теоретических и экспериментальных исследований.

Исходя из сказанного можно отметить факторы, позволяющие оценить особенности геометрии плавкого элемента и его роль в определении габаритов предохранителя. С точки зрения улучшения защитных характеристик предохранителя во всех режимах работы желательна минимальная толщина плавкого элемента. Минимальная толщина при неизменном сечении обеспечивает большую наружную поверхность плавкого элемента, что способствует лучшему отводу тепла и интенсивному гашению дуги. Нижний предел толщины плавкого элемента обусловливается габаритами корпуса, прочностью и механическими

свойствами примененного материала. Для серебра и меди ■оптимальное значение толщины плавкого элемента лежит в пределах 0,08—0,14 мм. Количество параллельно соединенных перешейков должно быть максимальным, что способствует получению наилучших защитных характеристик предохранителя. Ширина одного перешейка составляет обычно 0,1—0,2 мм и лимитируется технологическими -факторами.

В ряде работ указывается на незначительную роль ширины плавкого элемента и расстояния между параллельными перешейками. Тем •не менее исследования показывают, что плотность размещения параллельных перешейков в значительной степени определяет характер изменения напряжения на дуге и энергию дуги. Отметим, что с точки зрения исключения взаимного влияния перешейков в режиме коммутаций достаточно их располагать на расстоянии 2—3 мм, на которое обычно проникает плазма. Однако тепловое воздействие перешейков друг на друга и интенсивность выгорания при таком расстоянии еще значительны, что отрицательно сказывается на стабильности напряжения дуги. С учетом конструктивных соображений желательно максимально ■возможное расстояние между перешейками по фронту, хотя это требует дополнительного расхода материала плавкого элемента.

Количество последовательных рядов перешейков, как правило, определяется номинальным напряжением предохранителя. Принимая во внимание высокую скорость роста напряжения на дуге предохранителя при расплавлении перешейков, желательно, чтобы максимально допустимое напряжение на дуге достигалось именно таким путем. Рационально такое количество сериесных рядов перешейков, при котором скачок напряжения на дуге при их расплавлении был бы близок к значению напряжения сети. Повышенное количество перешейков вызывает лишь кратковременные перенапряжения и практически не приводит к изменениям уровня выгорания плавкого элемента, что хорошо согласуется с теорией и экспериментом при числе сериесных перешейков 4—8.

Принято считать, что длина предохранителя определяется его номинальным напряжением. Строго говоря, это не совсем так. В крайних теоретически возможных случаях коммутации безындуктивной цепи и коммутации при бесконечно большом напряжении на дуге выгорание широкой части элемента вообще не должно произойти. В зависимости от номинального напряжения предохранителя следует определять только количество последовательных перешейков и интенсивность выгорания плавкого элемен- 244

та. Длина же плавкого элемента определяется прежде всего энергией дуги. Поэтому даже при одном и том же номинальном напряжении предохранители, предназначенные для работы в условиях значительной энергии дуги (например, при больших т и малых постоянных токах), имеют и большую длину при одном и том же количестве сериесных перешейков. Форма же перешейков от энергии дуги зависит слабо.

Таким образом, при известном количестве сериесных рядов перешейков максимальная энергия дуги будет определять минимально допустимое расстояние между сериесными перешейками элемента. В случае превышения этой энергии произойдет слияние сериесных дуг в средней части элемента. При этом дуги, горящие вблизи выводов, непосредственно воздействуют на выводы и крышки, что вызовет прогар и последующий взрыв предохранителя. При предварительных расчетах может быть использовано полученное авторами эмпирическое выражение для энергии дуги

т

Ед=а У ^ (О «д (f)dt=m [Опл + QHCn 4- (Тш — Т^сУ о

где m— масса плавкого элемента предохранителя; ^пл, Qncn — теплота плавления и испарения материала плавкого элемента соответственно; Тпл— температура плавления материала; То — начальная температура плавкого элемента; с — удельная теплоемкость материала элемента; а—■ эмпирический коэффициент; Т— время дугогашения.

Величина и характер изменения во времени остаточной проводимости быстродействующего предохранителя после гашения дуги имеют важное значение. Это связано с тем, что вентильная прочность защищаемого предохранителем силового полупроводникового прибора после протекания через него импульса аварийного тока значительно снижена и в случае перемены знака напряжения, прикладываемого к полупроводниковому прибору, возникает опасность пробоя этого прибора, если ток утечки предохранителя достаточно большой. Исследования авторов показали, что после погасания дуги сопротивление изоляции предохранителя резко возрастает в результате деионизации заряженных частиц в плотно упакованном наполнителе. Уже через несколько миллисекунд после погасания дуги ток утечки снижается до нескольких десятков миллиампер, а через 1—2 мин составляет несколько микро.245

ампер при напряжении до 1000 В. Благоприятное воздействие на процесс деионизации в быстродействующем предохранителе оказывают мощные шинопроводы защищаемых преобразователей, выполняющие роль эффективных теплоотводов. Эти выводы подтверждаются и опытом эксплуатации силовых преобразовательных агрегатов, свидетельствующим о том, что случаи пробоя вентилей происходят только из-за их недостаточной термодинамической прочности при протекании больших аварийных токов или из-за недостаточной токоограничивающей способности предохранителей.

Глава восьмая

ЖИДКОМЕТАЛЛИЧЕСКИЕ КОММУТАЦИОННЫЕУСТРОЙСТВА И САМОВОССТАНАВЛИВАЮЩИЕСЯ

ПРЕДОХРАНИТЕЛИ

Особенности коммутации в устройствахс жидкометаллическими контактами

В последние 10—20 лет значительно повысился интерес к жидкометаллическим коммутационным устройствам. В устройствах этого типа рабочим телом, осуществляющим коммутацию электрического тока, являются металлы или сплавы, находящиеся в жидкой фазе. В предохрани* телях таким рабочим телом является плавкий элемент, в выключателях и других электромагнитных аппаратах — контакты. Рабочее тело при нормальных условиях без нагрузки может находиться в твердом, порошкообразном или жидком состоянии. В некоторых случаях функции рабочего тела выполняют частицы ферромагнитных веществ, которые находятся в диэлектрической жидкости и управление которыми для замыкания и размыкания контакта осуществляется магнитным полем. Применение жидкометаллического контакта в электромеханических коммутационных устройствах имеет ряд достоинств, в числе которых отсутствие механического и электрического износа рабочего тела, отсутствие необходимости в применении благородных металлов (золота, платины, серебра) и узлов, создающих контактное нажатие, отсутствие вибрации контактов и связанных с ней явлений, простота обеспечения требуемого теплового режима и гашения дуги, отсутствие 248

Неблагоприятных воздействий окружающей среды (окисления и т. п.). При этом удельная нагрузка (отношение коммутируемого тока к массогабаритным показателям) может быть значительно выше, чем для традиционных электромеханических аппаратов аналогичного назначения. Жидкометаллические самовосстанавливающиеся предохранители обладают дополнительными преимуществами: многократностью срабатывания, высоким быстродействием, возможностью автоматического повторного включения.

Устройства с жидкометаллическим контактом обладают и рядом недостатков, например требуют определенного пространственного положения коммутирующего узла, соблюдения заданных температурных условий эксплуатации, герметизации. Имеются трудности, связанные со спецификой технологии производства, выбором контактных материалов и конструктивными особенностями, что в определенной мере ограничивает возможности применения этого вида аппаратов как у нас, так и за рубежом.

Контактные материалы и их свойства. Натрий. Натрий — серебристо-белый мягкий металл, на воздухе быстро окисляется с поверхности. При обычной температуре кристаллизуется в кубической решетке.

Плотность натрия 0,968 г/см8 (при 20'°C), температура плавления 98 °C, температура кипения 883 °C, удельная теплоемкость 1,23 кДж/(кг-К), температурный коэффициент длины 7,1-10-6 1/'С, удельное электрическое сопротивление 4,3-10~8 Ом-м. Натрий весьма пластичен, легко режется. С понижением температуры его прочность несколько возрастает, а пластичность сохраняется относительно высокой; например, при t=—23°C ,ов=7-106 Па; 6=145%, а при t= =—196°С 0в=9-Ю6 Па; 6=80%. Высокая проводимость при низкой температуре, низкие температуры плавления и кипения, высокое электрическое сопротивление и большая теплоемкость в парообразном состоянии делают натрий пригодным для использования в качестве рабочего тела жидкометаллических самовосстанавливающихся предохранителей. Во всех известных соединениях натрий одновалентен и отличается высокой химической активностью. При взаимодействии с кислородом образует оксид Na2O или перекись Na2O2 — бесцветные кристаллические вещества. Интенсивно реагирует с водой, образуя гидрооксид NaOH и Н2. Реакция может сопровождаться взрывом. Реакция натрия с водородом начинается дри 200 °C.

Активно реагирует с серой; с фтором и хлором взаимодействует уже при обычной температуре. Вследствие большой .химической активности требует осторожного обращения и хранения в защитной среде (керосине), что является его недостатком как контактного

материала.

Калий. Калий также принадлежит к щелочной группе металлов и во многом обладает такими же свойствами, как и натрий. Это серебристо-белый, легкий, мягкий и легкоплавкий материал. Плотность калия 0,862 г/см3 (при 20°C), температура плавления 63,5°C, точка кипения 760 °C, температурный коэффициент линейного расширения 8,33-10-5, теплопроводность 97,13 Вт/(м-К), удельная теплоемкость 741,2 Дж/(кг-К), удельное электрическое сопротивление 7,12Х XI О-8 Ом-м, температурный коэффициент электрического сопротивления, 5,8-10-5. Единственный валентный электрон атома калия более удален от ядра, чем валентный электрон натрия, поэтому химическая активность калия выше. На влажном воздухе калий быстро окисляется. Поверхность свежего среза калия может покрываться углекислой солью КНСО3 за счет поглощения углекислого газа. В сухом воздухе образуется желтовато-белый оксид КгО или оранжевая перекись КО2. Весьма энергично реагирует с водой (иногда со взрывом), выделяя при этом водород.

Сплавы натрий — калий, содержащие 40—90% калия (по массе) при температуре около 25 °C,—серебристо-белые жидкости, отличающиеся высокой химической активностью и воспламеняющиеся на воздухе. Электро- и теплопроводность этих сплавов' ниже, чем у натрия и калия. Эти сплавы имеют высокую температуру кипения и высокий коэффициент теплопередачи и не взаимодействуют с конструкционными материалами при высокой температуре.

Определенное распространение получили также и некоторые другие материалы, относительно близкие по свойствам к вышеописанным, например галлий и эвтектика галлия (60% галия, 25% индия, 13% олова).

. Ртуть. Ртуть—серебристо-белый тяжелый металл, жидкий при нормальной температуре. Плотность 13,52 г/см3, температура плавления — 38,9 °C, температура кипения 357 °C, удельная теплоемкость 0,139 кДж/(кг-К), температурный коэффициент линейного расширения 1,826 • Ю-4, теплопроводность 8,24 Вт/(м-К), удельное электрическое сопрелвление 94-1О-8 Ом-м.

Химическая активность ртути невелика. Соединяясь с кислородом, ртуть образует черную закись Hg2O и красный оксид HgO.

Закись появляется на поверхности при действии озона, оксид—при нагреве на воздухе при 300—350°С. При взаимодействии с металлами, которые ртуть смачивает, образуются амальгамы. В жидкометаллических коммутационных устройствах перспективны технические решения [8.1], основанные на использовании свойства ртути изменять свое электрическое сопротивление в 105—106раз при критическом давлении 1,5-10® Па и критической темпера-

туре 1753 К. Под критической понимается температура, при превышении которой невозможно сжижение газа с помощью воздействия только давления. Критическим считают такое давление, ниже которого вещество в виде газа может существовать в равновесии с жидкостью. На рис. 8.1 показаны зависимости удельной электрической проводимости у и плотности ртути р от давления р при различ-

Рис. 8.1. Изменение удельной электрической проводимости у (а) и плотности ртути р (б) в зависимости от давления р и температуры ТРис. 8.1. Изменение удельной электрической проводимости у (а) и плотности ртути р (б) в зависимости от давления р и температуры Т

Рис. 8.1. Изменение удельной электрической проводимости у (а) и плотности ртути р (б) в зависимости от давления р и температуры Т

Рис. 8.1. Изменение удельной электрической проводимости у (а) и плотности ртути р (б) в зависимости от давления р и температуры Т

ной температуре (уо— удельная электрическая проводимость при нормальных давлении и температуре). При температуре свыше 1200—1400 °C электрическая проводимость сильно зависит от давления и температуры.

Наибольшее снижение электрической проводимости ртути при повышении температуры оказывается возможным только в том случае, когда критическая плотность достигается при минимально возможной температуре Тс. Это происходит при квазистационарном состоянии ртути. Однако ртуть как материал плавкого элемента нагревается проходящим номинальным током. При быстром повышении температуры из-за джоулева тепла образуется инерционное давление, препятствующее расширению рту- 17—6178 249

ти. Инерционное давление Др становится препятствием для достижения однородной плотности, если его не снизить до определенного значения.

Установлено, что инерционное давление можно уменьшить, если параллельно жидкометаллическому контакту включен резистор. Сопротивление этого резистора весьма критично с точки зрения надежной работы устройства.

При расчете инерционного давления [8.1] делаются допущения о том, что жесткая непроводящая трубка заполнена ртутью при статическом давлении 2-10® Па, адиабатический нагрев обусловлен прохождением тока через столб ртути, а ее расширение связано со снижением плотности. В основе расчета три основных уравнения: уравнение движения Навье—Стокса, уравнение непрерывности и уравнение баланса энергии. Одномерное уравнение движения имеет вид

ди < дидр,о ,.

Р—+Pf—= (8.1) dt дхдх

где р — плотность, кг/м3; и — скорость, м/с; р— давление, Н/м2; х — координата по оси движения.

Уравнение непрерывности

-^-+divpv=0.(8.2)

Исходя из этого инерционное давление

гт из /,2 у 2 г д» у ( dT уa2? / ат у _ О» d2T )g3

— 8 [ р \ дг / \ ^ /ат2 \ at ) at at2 V ' "

Уравнение баланса энергии при адиабатическом нагреве элементарного проводника из ртути, через который протекает электрический ток /(/), имеет вид

(8.4)(8.4)ат14

(8.4)

(8.4)

dt ~ YP(7)cp(7)S= ’

где Ср (7)—удельная теплоемкость ртути при температуре 7 и давлении р; уР(Т) —зависимость удельной электрической проводимости от температуры; S, L — поперечное сечение и длина керамической трубки.

После преобразований и анализа полученных выражений можно сделать следующие выводы:

рассчитываемое давление справедливо для случая, когда градиент ,р=0, т. е. для случая равномерного нагрева;

для несжимаемой жидкости справедливо равенство (др/др)т=0, и поэтому (др/дх)т не обязательно должно быть равным нулю. При

температуре ниже 1200°C для ртути (др/др) т^О. При более высокой температуре величиной др/др пренебрегать нельзя;

значение Др можно уменьшить уменьшением длины трубки L. Однако длину трубки нельзя снизить менее некоторого значения из-за возможности пробоя по напряжению. Максимальное статическое давление ограничено температурой ионизации, приводящей к меньшему уменьшению проводимости. Таким образом, наилучшим способом снижения давления Др является уменьшение скорости нагрева dT/dt.

Исследования показали, что при рационально выбранном сопротивлении R шунтирующего резистора можно достичь режима практически стационарного нагрева. Такие результаты были получены при следующих параметрах: длина керамической трубки 1=1 см, сечение трубки S= — -101-2 см, статическое давление 2-10я Па, ожидаемый ток КЗ 2350 А, сопротивление шунтирующего резистора 80-10-3 и 200-10-3 Ом для Др=1,5-107 и 1,0'108 Па соответственно.

Приведенные теоретические положения проверены экспериментально на установке, показанной на рис. 8.2. Та

кая установка может быть рекомендована для проведения аналогичных экспериментальных исследований.

Прочный керамический сосуд заполнен ртутью, находящейся под статическим давлением 2-108 Па, создаваемым водяным нагнетательным насосом 1. Керамическая трубка выполнена из оксида алюминия и помещена в корпус 2 из нержавеющей стали. Область статического давле-

Рис. 8.2. Установка для исследований условий коммутации тока самовосстанав- ливающихся предохранителейРис. 8.2. Установка для исследований условий коммутации тока самовосстанав- ливающихся предохранителейния и расширяющийся сосуд 3 обеспечивают регулировку статического давления.

Рис. 8.2. Установка для исследований условий коммутации тока самовосстанав- ливающихся предохранителей

Рис. 8.2. Установка для исследований условий коммутации тока самовосстанав- ливающихся предохранителей

Кроме того, на рис. 8.2 показаны области динамическо-

го давления 4, формируемого при прохождении электрического тока через ртуть, и изолирующая система 5. Через ртуть 6 пропускают электрический ток /. В качестве источника тока частотой 50 Гц используется конденсаторная батарея емкостью 19 мФ и индуктивностью 52 мГн.

В экспериментах, описанных в [8.1], ток КЗ составлял /=2350 А, шунтирующий резистор имел сопротивление 80-10-3 Ом.

После экспериментов ухудшение состояния керамической трубки не было обнаружено. При этом установка позволяет достичь довольно высокой воспроизводимости результатов опытов. При более высоких значениях токов КЗ и сопротивления шунтирующего резистора наблюдалось резкое ухудшение состояния керамической трубки и воспроизводимость результатов практически не достигалась.

Жидкометаллические (самовосстанавливающиеся)предохранители

Принцип действия. В самовосстанавливающихся жидкометаллических предохранителях многократного действия плавкий элемент выполнен из материала с низкой температурой плавления (натрий, калий, ртуть и т. п.) и расположен в капиллярном отверстии диэлектрической втулки. При протекании аварийного тока жидкометаллический плавкий элемент испаряется и пары металла, обладающие высоким электрическим сопротивлением, ограничивают аварийный ток. Образующаяся электрическая дуга гасится при переходе тока через нулевое значение. Через 2—4 мс в результате охлаждения пары металла конденсируются и электрическая цепь восстанавливается. Если причина аварии к этому моменту не будет устранена, произойдет повторное срабатывание предохранителя. Это обстоятельство требует использования вспомогательного коммутационного аппарата, работающего в облегченном режиме и отключающего обесточенную цепь после срабатывания предохранителя.

Резкое повышение давления в диэлектрической втулке компенсируется с помощью демпфирующего устройства, в котором энергия давления затрачивается на упругое деформирование пружины или на расширение в большем объеме. Жидкометаллические самовосстанавливающиеся предохранители могут использоваться самостоятельно в различного рода распределительных системах, где требуется обеспечение селективности между фидерными выключателями или предохранителями отдельных ветвей, а также в преобразовательных установках, в которых перерыв питания не допускается, например для мощных ЭВМ, раз-

личных непрерывных производств и где авария вызывается случайной помехой и ликвидируется самостоятельно.

В таких случаях автоматическое повторное включение через несколько миллисекунд, которое обеспечивается самим принципом работы самовосстанавливающегося предохранителя, оказывается весьма благоприятным. Для использования самовосстанавливающихся предохранителей в качестве защитных аппаратов, способных самостоятельно отключить электрическую цепь, необходимо решить сложную проблему управления временем восстановления проводимости предохранителя.

Ь, позволяющий регулировать давление кого элемента и снижать таким образом глотитель давления может содержать азотом или аргоном при определенном давлении, или поршень. Плавкий элемент может заполнять не весь объем камеры, ее свободная часть заполняется инертным газом или вакуумируется. Кроме того, камера может содержать участок с уменьшенной площадью поперечного сечения, что позволяет инициировать процесс испарения материала плавкого элемента именно в данном месте и улучшить характеристики то- коограничения. Корпус может быть изготовлен из упругих или пластичных ма-Ь, позволяющий регулировать давление кого элемента и снижать таким образом глотитель давления может содержать азотом или аргоном при определенном давлении, или поршень. Плавкий элемент может заполнять не весь объем камеры, ее свободная часть заполняется инертным газом или вакуумируется. Кроме того, камера может содержать участок с уменьшенной площадью поперечного сечения, что позволяет инициировать процесс испарения материала плавкого элемента именно в данном месте и улучшить характеристики то- коограничения. Корпус может быть изготовлен из упругих или пластичных ма-Рис. 8.3. Конструкция са- иовосстанавливаюшегося предохранителя на основе щелочного металла фирмы «Мицубиси дэнки»Рис. 8.3. Конструкция са- иовосстанавливаюшегося предохранителя на основе щелочного металла фирмы «Мицубиси дэнки»Конструкции жидкометаллических самовосстанавливающихся предохранителей. Плавкие элементы из щелочных металлов. На рис. 8.3 показана конструкция одного из первых самовосстанавливающихся предохранителей, запатентованных японской фирмой «Мицубиси дэн- ки» {8.3]. В отверстии (камере) корпуса 1 из изоляционного материала размещен токоограничивающий плавкий элемент 2. Металлические фланцы 3, 4 одновременно являются электродами. Соединение корпуса с фланцами выполняется герметичным с помощью уплотняющих колец. Расстояние между фланцами 3 и 4 регулируется с помощью винта. На одном из фланцев установлен поглотитель давления паров материала плав- давление в камере. По- сильфон 6, заполненный

Ь, позволяющий регулировать давление кого элемента и снижать таким образом глотитель давления может содержать азотом или аргоном при определенном давлении, или поршень. Плавкий элемент может заполнять не весь объем камеры, ее свободная часть заполняется инертным газом или вакуумируется. Кроме того, камера может содержать участок с уменьшенной площадью поперечного сечения, что позволяет инициировать процесс испарения материала плавкого элемента именно в данном месте и улучшить характеристики то- коограничения. Корпус может быть изготовлен из упругих или пластичных ма-

Ь, позволяющий регулировать давление кого элемента и снижать таким образом глотитель давления может содержать азотом или аргоном при определенном давлении, или поршень. Плавкий элемент может заполнять не весь объем камеры, ее свободная часть заполняется инертным газом или вакуумируется. Кроме того, камера может содержать участок с уменьшенной площадью поперечного сечения, что позволяет инициировать процесс испарения материала плавкого элемента именно в данном месте и улучшить характеристики то- коограничения. Корпус может быть изготовлен из упругих или пластичных ма-

Рис. 8.3. Конструкция са- иовосстанавливаюшегося предохранителя на основе щелочного металла фирмы «Мицубиси дэнки»

Рис. 8.3. Конструкция са- иовосстанавливаюшегося предохранителя на основе щелочного металла фирмы «Мицубиси дэнки»

териалов, которые при увеличении давления во время отключения тока КЗ изгибаются или расширяются и таким путем увеличивают внутренний объем камеры, за счет чего давление в нем снижается. В этом случае можно использовать нейлон, этиленовую четырехфтористую смолу, эпоксидную смолу и сам корпус армировать железной проволокой. Работает предохранитель следующим образом. При достижении током КЗ определенного уровня происходит испарение щелочного материала плавкого элемента. В результате давление в ка-

мере резко возрастает и сжимает сильфон или поршень поглотителя давления 5, что приводит к увеличению объема, занятого щелочными парами. После ограничения аварийного тока до нуля и отключения цепи щелочные пары охлаждаются и конденсируются под воздействием обратного давления, создаваемого сильфоном или поршнем, и устрой

ство возвращается в исходное состояние.

Наличие включенного параллельно предохранителю дополнитель

ного сопротивления, значениеного сопротивления, значение23 45 6 7 6 923 45 6 7 6 9Рис. 8.4. Усовершенствованный вариант самовосстанавливаю- щегося предохранителя на основе щелочного металла фирмы «Мицубиси дэнки»Рис. 8.4. Усовершенствованный вариант самовосстанавливаю- щегося предохранителя на основе щелочного металла фирмы «Мицубиси дэнки»которого соизмеримо с сопротивлением

ного сопротивления, значение

ного сопротивления, значение

23 45 6 7 6 9

23 45 6 7 6 9

Рис. 8.4. Усовершенствованный вариант самовосстанавливаю- щегося предохранителя на основе щелочного металла фирмы «Мицубиси дэнки»

Рис. 8.4. Усовершенствованный вариант самовосстанавливаю- щегося предохранителя на основе щелочного металла фирмы «Мицубиси дэнки»

щелочных паров, позволяет предотвратить большие перенапряжения при отключении аварийного тока и рассеять часть энергии отключаемого контура. Конструктивно сопротивление может быть расположено отдельно от предохранителя или сам корпус или его часть могут выполнять функции такого сопротивления. В качестве материала корпуса были предложены как неорганические, так и органические материалы (оксид алюминия AI2O3 и бериллия ВеО, коэлит 2MgO■2Al2O3-5SiO2, силиконовая ке

рамика, стеатит MgO->-SiO2, слоистый пластик, упрочненный стекловолокном, тефлон, графит и др.).

Другой вариант самовосстанавливающегося токоограиичивающего предохранителя показан на рис. 8.4 [8.4]. В корпусе 7 из немагнитного материала (например, меди, латуни) размещены электрод / в форме круглого стержня и электрод 5 в виде колпачка. Электрод 1 изолирован от 'корпуса 7 крышкой 2 из стекла, эпоксидной смолы или другого аналогичного материала и имеет фланец 6. Втулка 3 ввинчена в корпус 7. Электрод 1 имеет радиальный фланец 4. Электрод 5 с уплотнительным кольцом 6 плотно входит в широкую внутреннюю полость корпуса 7. 'Пространство между корпусом 7, втулкой 3 и электродами заполнено твердым изоляционным материалом (стеклом, смешанным со слюдой, и т. п.). Токоограничивающий материал плавкого элемента находится в отверстии 11 и зазоре 10 и может находиться в твердом, жидком или порошкообразном состоянии. В узкой части корпуса имеется устройство снижения давления, содержащее камеру с газом и поршень 8 со стержнем 9, который может двигаться по скользящей посадке. Поршень 8 находится в контакте с материалом плавкого элемента.

Работа устройства осуществляется следующим образом. В номинальном режиме ток течет от электрода 1 через токоограиичивающий материал к электроду 5, а затем к нагрузке. При появлении аварийного тока заданного значения токоограничивающий материал нагре-

вается до температуры кипения и испаряется. При этом электрическая связь между электродами 1 и 5 разрывается. Вследствие испарения материала давление в зазоре 10 повышается и поршень 8 перемещается вправо, сжимая пары в устройстве снижения давления н понижая давление в зазоре. Движение стержня 9 передается на выключатель или другой защитный аппарат.

Уплотняющее кольцо 6 служит для предотвращения утечки испаряющегося материала через зазор между внутренней поверхностью корпуса 7 и наружной поверхностью электрода 5. Через определенный

Рис. 8.5. Самовосстанавливающийся предохранитель для автоматического выключателя типа NFU

интервал времени после разрыва цепи между электродами и ограничения тока токоограничивающий материал конденсируется и переходит в исходное состояние. Электрическая цепь между электродами восстанавливается. Во время конденсации сжатый газ в устройстве снижения давления перемещает поршень 8 влево до контакта с токоограничивающим материалом. После завершения конденсации устройство вновь готово к работе.

В настоящее время, по данным авторов, освоены в промышленном производстве и нашли практическое применение лишь самовосстанав- ливающиеся предохранители фирмы «Мицубиси дэнки», используемые совместно с автоматическими выключателями типа NFU. Конструкция такого предохранителя с плавким элементом из натрия показана на рис. 8.5 [8.5], а габаритные размеры для модификаций на разные токи приведены в табл. 8.1.

Токоограничивающий элемент из натрия выполнен в виде цилиндра диаметром 3,5 мм, который уменьшается до 1,3 мм на длине 5 мм. В других исполнениях натриевый элемент имеет диаметр 2,8 мм без сужения и длину 17 мм.

В номинальном режиме ток протекает от электрода 1 к электроду 2 через токоограничивающий элемент 3 (путь тока указан пунктирной линией). При возникновении тока КЗ материал элемента 3 (натрий) испаряется и превращается в высокотемпературную плазму высокого

давления. Под действием этого давления поршень 4 перемещается вправо, сжимая инертный газ в камере 5. При движении поршня давление, возникшее в результате испарения натрия, уменьшается. Высокое электрическое сопротивление плазмы натрия приводит к резкому ограничению аварийного тока. После ограничения тока КЗ пары натрия быстро охлаждаются, и в результате обратного хода поршня восстанавливается исходное состояние предохранителя.

Таблица 8.1

Обозначение по рис. 8.5

Размеры, мм, при номинальном токе. А

100

500

800

л

29

41

60

в

94

165

287

с

64

90

144

D

20

30

30

Е

9

16

30

Благодаря смещению поршня контактное сопротивление между натриевым элементом и металлическими электродами уменьшается, сопротивление самого натриевого элемента стабилизируется и, таким образом, предотвращается образование расслоений под действием циклического нагрева. Средняя скорость движения поршня 15 м/с при времени хода 4-Ю-4 с. В электроде 2 может находиться стержень, соединенный с поршнем и приводящий в действие механизм расцепления автоматического выключателя. Поршень снабжен уплотняющими прокладками 9.

Весьма высокое давление (до 3,5-108 Па), действующее в предохранителе, диктует необходимость изготовления изолирующей трубки 6 из оксида бериллия и упрочнения ее с помощью металлического цилиндра 7 и специального керамического узла 8. Кроме того, применение оксида бериллия обусловлено его высоким коэффициентом теплопроводности, что обеспечивает хорошую теплопередачу от плавкого элемента к электродам предохранителя.

Сопротивление R резистора, параллельного самовосстанавливаю- щемуся предохранителю, выбирается в пределах

ад</?<3ад, (8.5) где /о — максимальное значение тока КЗ; Пф—максимальное фазное напряжение.

Наличие параллельно включенного резистора практически не снижает токоограничительной способности предохранителя, но позволяет уменьшить перенапряжения и механические нагрузки, действующие на элементы его конструкции при отключении аварийного тока.

Стабильность работы самовосстанавливающего предохранителя связана с эрозией керамической трубки под воздействием высокотемпе- 256

ратурной плазмы, образующейся при испарении щелочного металла. Наибольшая интенсивность эрозии и разрушения стенок трубки наблюдается в ее суженной части. Вызванное разрушением стенок увеличение диаметра трубки приводит к ухудшению защитных характеристик са- мовосстанавливаюЩегося предохранителя (пропускаемого тока, джоулева интеграла отключения).

Относительное уменьшение сопротивления токоограничивающего материала из-за увеличения диаметра трубки в результате эрозии составляет примерно 1,5 %, а относи- _

тельное увеличение пропускаемого тока достигает 1 % на одно отключение тока КЗ.

С учетом частоты возникновения токов КЗ в защищаемых системах и степени износа керамической трубки фирма установила ресурс само- восстанавливающегося предохранителя около 30 лет.

В [8.6] приведены результаты исследований взаимодействия жидкометаллического плавкого элемента с диэлектрическими втулками из кварцевого стекла, корундовой керамики, стеатитовой керамики, кордиеритовой керамики и керамики на основе оксида бериллия. На основе экспериментальных исследований найдены оптимальные сочетания ма

териалов втулки и плавкого эле- _„ „ „

Рис. 8.6. Самовосстанавливаю- мента, для натрия это керамика щИйСя предохранитель на осно- на основе оксида бериллия с тем-ве ртути

пературой плавления 2670 °C, для эвтектического состава галлий — индий =» олово (60 % Ga, 25 % In, 13% Sn) это кварцевое стекло с температурой плавления 1710 °C и керамика на основе оксида бериллия.

Оптимальные сочетания определены по наличию устойчивого разрыва цепи длительностью не менее 2 мс перед повторным самовосстановлением плавкого элемента. При нарушении этих сочетаний диаметр втулки увеличивается до 5 мм после двух-трех срабатываний, возникают затяжка дуги и отказы из-за загрязнения жидкого металла про

дуктами разложения втулки.

Ртутные плавкие элементы. Первые жидкометаллические самовос- станавливающиеся предохранители на основе применения ртути запатентованы фирмой General Electric в 1964 г. Одна из конструкций такого предохранителя показана на рис. 8.6 [8.7].

В состав предохранителя входят чередующиеся между собой металлические пластины 1 и изолирующие детали 2, зажатые между верхней 3 и нижней 4 головками из высокопрочного материала с пределом текучести порядка 2-10s Па. Головки 3 и 4 стянуты болтами 5 из того же материала. Головки изолируются друг от друга и от болтов 5 изолирующими диском 6 и втулками 7.

Токоограничивающий материал (ртуть) помещен в канал 9, образованный в металлических пластинах 1 и изолирующих деталях 2.

Головки 3, 4 имеют отверстия 10, 11, заканчивающиеся суженны ми частями. Эти отверстия связаны с главным каналом 9 и емкостями 12 12а в головке 3, и 13 и 13а в головке 4. Емкость 13а соединена с отверстием 14, которое переходит в канал 15, закрытый винтом 16. В отверстиях 10 и 11 находятся поршни 17 и 18. Между поршнями и болтами 19, 20, которые закрывают отверстия 10 и 11, расположены демпфирующие детали 21.

Металлические пластины 1, воспринимающие высокое давление при испарении ртути, и изолирующие детали 2 образуют сегментные структуры высокой жаропрочности. Стенки канала 9 выполнены из чередующихся слоев оксида алюминия и карбида вольфрама, снаружи которых расположены детали из пирофилита или талька. Детали из пнрофи- лита или талька служат для уплотнения зазоров, которые могут образоваться в канале 9 между деталями из оксида алюминия и карбида вольфрама при высоком давлении.

Таким образом, герметизация канала 9 цилиндра 8 при отключении тока короткого замыкания -обеспечивается за счет текучести пирофилита или талька при действии высокого давления.

При сборке данного самовосстанавливающегося токоограиичиваю- щего устройства после введения демпфирующих деталей 21 и 22, а затем и поршней 17 и 18 в отверстия 10 и 11 головок 3 и 4 соответственно вся структура стягивается с помощью винтов 5 (перед этим отверстия Ю и 11 закрываются болтами 19, 20). Ртуть, используемую в качестве токоограничивающего элемента, вводят в устройство под давлением в несколько атмосфер через отверстие 15, которое после этого закрывают болтом 16.

При высокой температуре дуги, образованной в результате испарения ртути [которая достигает (1Q+-2O)-1№°С], имеет место полная ионизация -паров ртути. Так как тепловая энергия дуги вызывает эрозию стенок канала 9, необходимо обеспечить быстрое гашение остаточной дуги. С этой целью последовательно с данным предохранителем можно включать дополнительный коммутационный аппарат. Собственно предохранитель ограничивает ток КЗ до малой величины за время около 0,3—1,5 ме при номинальном напряжении до 600 В и токе КЗ до 160 кА, а дополнительный коммутационный аппарат завершает отключения аварийного тока за несколько миллисекунд.

Жидкометаллические выключатели

Рис. 8.7. Жидкометаллический выключательРис. 8.7. Жидкометаллический выключательПринцип действия жидкометаллических коммутационных аппаратов состоит в том, что замыкание и размыкание твердотельных контактов (электродов) осуществляются жидкометаллическим рабочим телом. При этом для перемещения твердотельных контактов или жидкометаллического рабочего тела используется электромагнитный, электродинамический, индукционный, гидравлический, пневматический, взрывной и аналогичные приводы.

Рис. 8.7. Жидкометаллический выключатель

Рис. 8.7. Жидкометаллический выключатель

В настоящее время промышленное производство таких аппаратов пока не освоено, хотя многие технические решения и конструкции запатентованы, а отдельные образцы применяются при научных исследованиях. Эти аппараты перспективны и для защиты полупроводниковых преобразователей различной мощности. Ниже кратко описываются некоторые разновидности жидкометаллических коммутационных аппаратов, известные из патентной литературы. Жидкометаллический выключатель [8.8] содержит (рис. 8.7) неподвижные твердотельные электроды 1 и 2, между которыми крепится изоляционная насадка 3 со сквозными отверстиями 4 в виде капиллярных кольцевых зазоров.

Внутри межэлектродного объема помещены поршень 8, жидкий металл 9 и жидкая инертная среда 6, находящаяся под давлением, создаваемым штоком 7. Приводные устройства штока и поршня, а также катушка магнитного дутья, охватывающие корпус 5, на рисунке не показаны.

Работа жидкометаллического выключателя осуществляется следующим образом. Во включенном положении поршень 8 находится в крайнем нижнем положении, в результате чего жидкий металл 9 замыкает твердометаллические электроды 1 и 2. Жидкая инертная среда 6 находится под действием силы F, приложенной к штоку 7 и препятствующей просачиванию жидкого металла 9 в зазоры 4. Для отключения выключателя поршень 8 поднимается приводным устройством, включается магнитное дутье, а жидкий металл 9 под действием сил

гравитации начинает поступать вниз, размыкая электроды. Одновременно с этим к штоку 7 прикладывается усилие, обеспечивающее прокачку жидкой среды 6 через зазоры 4 и поступление ее на внутреннюю изоляционную поверхность насадки 3. Электрическая дуга отключения, возникающая в изоляционном канале, образованном насадкой 3 и поршнем 8, растягивается по окружности под воздействием магнитного дутья. При этом происходит охлаждение дуги и ее гашение. Процессу гашения дуги способствует и жидкая инертная среда 6, улучшающая теплообмен. Кроме того, за счет поступления жидкой инертной среды на изоляционную поверхность повышается уровень изоляции между электродами.

Рис. 8.8. Жидкометаллическое коммутационное устройство: а —по [8,91; б'—по [8,10]

Характеристика жидкометаллического коммутационного устройства [8.9] близка к характеристикам тиристорного выключателя. Корпус 1 (рис. 8.8,а) из электроизоляционного материала частично заполнен жидким металлом 2, например эвтектическим составом галлия, индия, олова, и частично дугогасящей жидкостью 3, плотность которой меньше плотности жидкого металла (например, трансформаторным маслом). Над поверхностью жидкого металла закреплены два электрода 4; остальной объем корпуса заполнен инертным газом 5. Привод устройства выполнен в виде катушек 6 и 7 переменного тока, включенных встречно. Над корпусом 1 установлена дополнительная катушка 8, включенная последовательно с электродами 4.

Работает это жидкометаллическое устройство в номинальном режиме следующим образом. Для замыкания электродов 4 подают напряжение на катушки 6 и 7. Вследствие взаимодействия токов катушек 6, 7 и токов, индуцированных в жидком металле 2, а также благодаря силам поверхностного натяжения в жидком металле последний приоб-

ретает шарообразную или грушевидную форму и переходит во взвешенное состояние. При этом электроды 4 замыкаются. Перемещение жидкого металла в горизонтальном направлении ограничивается воздействием верхней катушки 8, формирующей потенциальную яму.

Для размыкания электродов 4 снимается напряжение с катушек 6, 7, в результате чего жидкий металл под воздействием силы тяжести возвращается на дно корпуса. Электрическая .дуга отключения, образовавшаяся между жидким металлом 2 и электродами 4, гасится дугогасящей жидкостью 3. При появлении тока короткого замыкания электромагнитная сила, создаваемая катушкой 8 и направленная согласно с силой тяжести, ускоряет размыкание цепи между электродами 2 и 4 и тем самым повышает быстродействие устройства. Определенным недостатком данного устройства является сложность технологии его изготовления.

На ином принципе построено жидкометаллическое коммутационное устройство, показанное на рис. 8.8,6 [8.10]. Оно содержит металлический корпус 1, внутри которого находится изоляционная вставка 2, выполненная из несмачиваемого жидким металлом материала и отделяющая электроды 3 друг от друга и от корпуса. Внутри цилиндрической полости расположен поршень 4 из дугостойкого металла. На наружной поверхности поршня выполнен кольцевой паз, заполненный жидким металлом 5. Поршень 4 соединен со штоком 6. Над поршнем находится дугогасящий газ 7, который вводится в полость с помощью трубки 8.

Работа устройства происходит следующим образом. Для замыкания электродов 3 поршень 4 с помощью штока 6 переводится в крайнее верхнее положение, при котором происходит сжатие дугогасящего газа 7 и срабатывание защелки. В этом положении поршня замыкание электродов осуществляется посредством жидкого металла. Для размыкания электродов необходимо освобождение поршня от защелки, после чего он под давлением сжатого дугогасящего газа с большой скоростью перемещается вниз. После этого электроды размыкаются, возникающая между электродом 3 и дугостойкой частью поршня 4 дуга гасится потоком дугогасящего газа 7.

В жидкометаллическом контактном устройстве [8.11] на изоляционном основании / (рис. 8.9) укреплены неподвижные электроды 2 с углублением 3, частично заполненным жидким металлом 4. Сальники 5, 6 разделены изоляционной прокладкой 7 в виде кольца, образующего замкнутую полость. По сальникам 5, 6 скользит выступ 8 подвижного электрода 9. Привод подвижного электрода 9

(на рисунке не показан) обеспечивает возможность вертикального перемещения.

Работает устройство следующим образом. Во включенном положении подвижный электрод находится в крайнем положении и его контактные выступы 8 погружены в жидкий металл 4. При отключении привод сначала поднимает электрод 9 на первую ступень, когда выступы 8 из-

Рис. 8.10. Жидкометаллический контактный узелРис. 8.10. Жидкометаллический контактный узелвлечены из жидкого металла, но остаются обжатыми сальниками 6. При этом жидкий металл стекает с выступов 8, приходит в устойчивое состояние и цепь размыкается. Затем электрод 9 поднимается на вторую ступень, когда выступы 8 извлечены из сальников 6, оставаясь обжатыми сальниками 5, что обеспечивает надежное размыкание цепи.

Рис. 8.10. Жидкометаллический контактный узел

Рис. 8.10. Жидкометаллический контактный узел

В современной патентной литературе описывается большое количество отдельных жидкометаллических контактных узлов. Один из таких узлов [8 12] показан на рис. 8.10.

Узел состоит из подвижного цилиндрического электрода 1 с изоляционной насадкой 2 н неподвижного электрода 3, впрессованного в изоляционный корпус 4. В корпусе 4 находится жидкий металл 5, защищенный от окружающей среды герметичной перегородкой 6 из эластичного изоляционного материала. Во включенном положении электрод 1 находится в объеме жидкого металла 5 и цепь замкнута. При отключении электрод 1 перемещается вверх и цепь размыкается. Изоляционная насадка 2 закрывает отверстие в эластичной перегородке, чем обеспечивается сохранение герметичности объема жидкого ме

талла.

На рис. 8.11 показан жидкометаллический контактный узел частотного коммутатора [8.13]. Электрод 1 с герметичным резервуаром 3 переменного объема заполнен жидким металлом 5. Электроды 1 и 2 расположены с воздуш- 262

Рис. 8.11. Жидкометаллический контактный узел частотного коммутатораРис. 8.11. Жидкометаллический контактный узел частотного коммутатораным зазором 4, который охвачен электромагнитной катушкой (на рисунке не показана). Герметичный корпус 6 заполнен инертной средой. Работа коммутатора осуществляется следующим образом. К резервуару 3 переменного объема прикладывается сила, которая перемещает жидкий металл 5 со скоростью, необходимой для струйного замыкания электродов / и 2. Электромагнитная катушка во время работы аппарата находится под напряжением. Сила взаимодействия магнитного поля и тока в жидкометаллическом токопроводе отклоняет его вниз, чем обеспечивается размыкание цепи. В следующий момент электроды 7 и 2 замыкаются струей жидкого металла, и процесс отключения повторяется. Жид

Рис. 8.11. Жидкометаллический контактный узел частотного коммутатора

Рис. 8.11. Жидкометаллический контактный узел частотного коммутатора

кий металл стекает в корпус 6. Возникающая при отключении дуга гасится в инертной среде растяжением.

Объем публикаций, посвященных теории и практическому применению жидкометаллических устройств, весьма ограничен. С точки зрения использования жидкометаллических контактов в устройствах защиты силовых преобразователей может представить интерес работа [8.14]. В ней приведен краткий анализ конструкций контактных узлов, рассмотрены вопросы магнитогидродинамической устойчивости, расчета термической стойкости жидкометаллического токопровода и т. п.

Заключение

Для выполнения аппаратами защиты силовых полупроводниковых устройств своих функций необходимо, чтобы их характеристики не менялись в течение срока службы. Статистические и вероятностные характеристики надежности отдельных аппаратов защиты в настоящее время уже не удовлетворяют в полной мере современным требованиям.

Например, для автоматических выключателей серий А37О0, ВАБ-42, ВАТ-42 характеристики надежности в технической документации вообще не нормируются. Для автоматических выключателей А3700 лишь гарантируется 5—15- тыс. циклов коммутаций номинального тока и один цикл коммутации аварийного тока, хотя опыт многолетней 263

эксплуатации свидетельствует об их достаточно высокой надежности. Гарантированный разброс времени и тока срабатывания выключателей А3700 составляет ±10% при отключении токов КЗ и ±15-т-20% при отключении токов перегрузки (6ч-10)/„ом. Ресурс электрической износостойкости быстродействующих выключателей типов ВАБ-42, ВАТ-42 составляет 15 отключений токов до 45 кА без зачистки и регулировки контактов. Ресурс по механической износостойкости тех же выключателей составляет 5—10 тыс. циклов при сроке службы 20 лет.

Разбросы по времени срабатывания (2 мс) и по потерям мощности на контактах выключателей ВАБ-42, ВАТ-42 удовлетворяют требованиям эксплуатации, хотя также не гарантируются техническими условиями. Тем ие менее, по данным авторов, серьезные аварии, вызванные отказом этих выключателей, не зарегистрированы.

В соответствии с современными требованиями для единой серии быстродействующих токоограничивающих автоматических выключателей на номинальные токи до 16 кА, напряжением до 1050 В предусматривается наработка на отказ 25 тыс. ч. При этом под отказом понимается отсутствие включения или отключения выключателя при соответствующей команде.

Среди аппаратов защиты наибольшее количество отказов зарегистрировано у быстродействующих предохранителей, по крайней мере по опыту эксплуатации полупроводниковых преобразователей в СССР. Одной из причин этого можно считать число предохранителей в преобразовательных агрегатах, как правило, превышающее в 10—300 раз число других аппаратов защиты.

Другими причинами отказов быстродействующих предохранителей являются недоработки их конструкции (например, плавкого элемента), технологии изготовления (например, утечка наполнителя, некачественная сварка) и неправильный выбор режима эксплуатации. В соответствии с ГОСТ 17242—79 показателем надежности предохранителей принят контрольный норматив вероятности безотказной работы при выполнении защитных функций Р*=0,95. У предохранителей ПП59 и ПП60 при контрольном нормативе гамма-процентиый ресурс составляет 63 тыс. ч.

Разброс сопротивления предохранителей составляет 5—10% н, как правило, зависит от партии поставляемой фольги и технологии изготовления плавких элементов (сварки, сборки, засыпки наполнителем и т. п.). Для одной партии этот разброс не превышает 2—5%. При подборе предохранителей при параллельной работе разброс по их сопротивлению ие должен превышать 5%. По этой причине параллельно включаемые предохранители должны выбираться из одной партии. Подбор предохранителей для параллельной работы аналогичен подбору параллельно работающих тиристоров, когда разброс прямых падений напряжения составляет 0,02—О',04 В. Следует отметить, что при измерении омического сопротивления предохранителей можно не

обнаружить разрушения перешейков, возникшие в процессе изготовления, поскольку контакт между разрушенными участками может сохраняться. В процессе эксплуатации разрушенные участки отходят друг от друга, сопротивление предохранителя возрастает и в конечном счете произойдет его ложное срабатывание.

Преждевременные, иногда даже массовые отказы предохранителей могут возникать, если не учтены особенности их работы при циклических изменениях нагрузки. Чаще всего причиной отказов в этом случае служит либо ис-

Таблица 3.1

Номинальное напряжение, В

Номиналь-

Ток короткого замыкания, А

переменного тока

постоянного тока

преобразователя

к и

электропривода

с д

ный ток предохранителя

^ном*

переменный

постоянный

127—240

380—730

570—710

710—1375

220

660

1000

1250

но

440

600 750—900

115

460

660

900

10—100

400—2000

400—1000

1250—2500

Не более 15м /ном» где п—число параллельных ветвей

Не более (12-г- 16) /^нол, / dHOM—номинальный ток электродвигателя

пользование предохранителей, не предназначенных для длительной эксплуатации в циклическом режиме (например, предохранителей с плоскими плавкими элементами), либо недостаточное снижение номинального тока предохранителя при эксплуатации в циклическом режиме. К преждевременному срабатыванию предохранителей может привести и их недостаточная селективность, определяемая отношением интегралов плавления и отключения. Недостаточное заполнение наполнителем в результате его утечки или нарушений технологии может привести к взрыву предохранителя и аварии всей установки. В табл. 3.1 приведены типичные значения параметров преобразователей для электроприводов постоянного тока мощностью до 25 000 кВт (третье поколение комплектных тиристорных электроприводов) и предохранителей для их защиты.

Осваиваемые в настоящее время промышленностью предохранители серии ПП59, ПП60 могут быть использованы как для вентильной, так и для фидерной защиты. Характеристики интегралов отключения и наибольшего пропускаемого тока предохранителей ПП59 на номиналь- 1Я—R17R 265

Рис. 3.1. Характеристики джоулевых интегралов отключения предохранителей ПП59 на исполнения по постоянному току:

а—460 В; 6—600 В

Рис. 3.2. Характеристики пропускаемого тока предохранителей ПП59 на исполнения по постоянному току.

а—460 В; 6— 600 В; 1тах—наибольший пропускаемый ток, мгновенное значение;

10 — ток отключения (действующее значение тока контура — симметричная составляющая)

ные токи 250—1600 А при восстанавливающемся переменном напряжении 730 В приведены на рис. 3.1, 3.2. Предохранители ПП59 имеют малые значения джоулева интеграла отключения и обладают повышенным быстродействием. В настоящее время осваиваются в производстве быстродействующие предохранители ПП60 на номинальные токи 500, 630 А и номинальные напряжения 380, 660 В. Они имеют большие преддуговой джоулев интеграл

Рис. 3 3. Характеристики пропускаемого тока предохранителей типа ПП60М на номинальное напряжение 660 В, номинальные токи 500 и 630 А при восстанавливающемся напряжении 730 В переменного токаРис. 3 3. Характеристики пропускаемого тока предохранителей типа ПП60М на номинальное напряжение 660 В, номинальные токи 500 и 630 А при восстанавливающемся напряжении 730 В переменного токаРис. 3.5 Джоулевы интегралы отключения предохранителей типа ПП60М на номинальные токи 500 и 630 А при восстанавливающемся переменном напряжении 730 ВРис. 3.5 Джоулевы интегралы отключения предохранителей типа ПП60М на номинальные токи 500 и 630 А при восстанавливающемся переменном напряжении 730 В18*18*

Рис. 3 3. Характеристики пропускаемого тока предохранителей типа ПП60М на номинальное напряжение 660 В, номинальные токи 500 и 630 А при восстанавливающемся напряжении 730 В переменного тока

Рис. 3 3. Характеристики пропускаемого тока предохранителей типа ПП60М на номинальное напряжение 660 В, номинальные токи 500 и 630 А при восстанавливающемся напряжении 730 В переменного тока

Рис. 3.5 Джоулевы интегралы отключения предохранителей типа ПП60М на номинальные токи 500 и 630 А при восстанавливающемся переменном напряжении 730 В

Рис. 3.5 Джоулевы интегралы отключения предохранителей типа ПП60М на номинальные токи 500 и 630 А при восстанавливающемся переменном напряжении 730 В

18*

18*

и джоулев интеграл отключения и могут быть отнесены к так называемым инерционно-быстродействующим предохранителям. Отношение этих интегралов близко к идеальному (3,1—3,3), что обеспечивает селективность между предохранителями один к двум при токах КЗ не более 32 /ном. Предохранители ПП60 отличаются высокой стойкостью к циклическим перегрузкам без снижения номинального тока. Предохранители ПП60С имеют плавкий элемент из серебра, предохранители ПП60М выполняются с медным плавким элементом и твердым наполнителем.

Защитные характеристики предохранителей ПП60 приведены на рис. 3.3—3.5.

В некоторых случаях, например в полупроводниковых преобразователях на номинальное напряжение 380 В и номинальный ток до 1000 А, защита от аварийных токов может быть обеспечена без

До, к А

Рис 3.4. Время-токовые характеристики предохранителей типа ПП60М на номинальное напряжение 660 В, номинальные токи 500 и 630 А

26 7

предохранителей, с помощью двух трехфазных автоматических выключателей, например серии А370О, каждый из которых включен в полуфазы преобразователя. Последовательно с каждым выходным полюсом автоматического выключателя включается пара встречно включенных тиристоров, а входные полюсы обоих выключателей подключены к трем фазам питающего трансформатора. При внутреннем коротком замыкании преобразователя используется сеточная защита, что делает необходимым выбор тиристоров с достаточным запасом по току. Автоматические выключатели обеспечивают защиту преобразователя при различных видах опрокидывания в инверторном режиме. При токе нагрузки, равном 1 кА, через каждый полюс выключателя протекает ток 580i А при токе в фазе трансформатора 820' А. Это выгодно отличает указанную схему с точки зрения экономичности использования выключателей. Вместе с тем для схемы требуется синхронное отключение обоих выключателей. При выходе из строя только одного из тиристоров необходимо отключать весь агрегат, что является недостатком схемы.

При отсутствии трехфазных автоматических выключателей переменного тока, обладающих достаточно высоким быстродействием, можно использовать классический вариант защиты, содержащий автоматический выключатель и предохранитель. В этом случае на стороне переменного тока преобразователя можно включить, например, малогабаритный автоматический выключатель серии ВА с невысоким быстродействием, а последовательно с каждым полюсом выключателя включить быстродействующий предохранитель. Защита при внутреннем КЗ обеспечивается быстродействующим предохранителем, а при других аварийных режимах—автоматическим выключателем.

В связи с рядом трудностей при реализации многополюсных быстродействующих автоматических выключателей на большой номинальный ток (1000—12 500 А) в силовых полупроводниковых преобразователях пока чаще всего используются однополюсные выключатели в цепи постоянного тока, например ВАБ-42 или ВАТ-42. Трудности создания многополюсных быстродействующих автоматических выключателей для цепей переменного тока сохраняются как при контактном, так и при бесконтактном (на тиристорах) способе их выполнения.

С учетом современных тенденций к минимальным затратам электроэнергии рассмотрим потери энергии в защитной аппаратуре. Эти потери для различных режимов работы могут быть рассчитаны по соответствующим характеристикам защитных аппаратов. Например, в предохранителях ПП59 на /Ном=400 А, ПНом=660 В потери мощ-

ности при номинальном режиме составляют 55—60 Вт, в автоматических выключателях на такой же ток они еще меньше. В то же время потери мощности на силовых полупроводниковых приборах намного превышают эти значения и в зависимости от протекающего тока составляют при номинальном режиме 400—3500 В. Поэтому проблемы потерь мощности в защитных аппаратах преобразователей не возникают.

В качестве быстродействующих аппаратов защиты на большие номинальные значения постоянного тока (2— 20 кА) в ближайшем будущем скорей всего останутся электромагнитные автоматические выключатели по типу ВАТ-42. При неизменных принципиальных решениях будут совершенствоваться отдельные узлы и детали таких выключателей с целью повышения надежности и увеличения номинального тока.

Оснащение выключателей микро-ЭВМ при высокоэффективных алгоритмах и соответствующих первичных преобразователях может обеспечить практически любые виды и характеристики защиты.

Принципиально возможно создание в ближайшее время трехфазных электромагнитных автоматических выключателей переменного тока с высоким быстродействием (собственное время срабатывания порядка 1 мс), достигаемым, например, с помощью разряда конденсатора через тиристор на катушку исполнительного элемента, воздействующего на контакты, или с помощью непосредственного электромагнитного, индукционного или электродинамического воздействия разрядного импульса на контакты. И в этих аппаратах применение микро-ЭВМ сулит большие возможности.

Тиристорные автоматические выключатели перспективны как быстродействующие аппараты защиты на номинальный постоянный ток до 2 кА. Их высокое быстродействие, малая мощность управления, высокая надежность и стабильность защитных характеристик слабо зависят от технологии изготовления и должны в каждом конкретном случае соотноситься с довольно высокой стоимостью и большими габаритами. В связи с этим в настоящее время не всегда рационально создание трехфазных тиристорных выключателей на номинальные токи 2—5 кА и тиристорных выключателей постоянного тока на номинальные токи до 20 кА при напряжениях до 1 кВ. В некоторых случаях сопротивление изоляции тиристорных выключателей меньше, чем у контактных аппаратов, есть токи утечки, 269

нет гальванической развязки цепей, больше потери энергии.

Перспективны гибридные автоматические выключатели, сочетающие достоинства контактных и тиристорных аппаратов, а также электромагнитные аппараты с искусственным инициированием дуги.

Определенные перспективы имеют вакуумные, элегазовые и герметизированные контактные аппараты для групповой защиты цепей переменного тока. В ряде случаев эффективно сочетание аппаратов групповой и индивидуальной защиты.

В развитии быстродействующих плавких предохранителей будет преобладать тенденция усложнения возлагаемых на них функций при сложных аварийных ситуациях. Так, если раньше предохранители включались последовательно с защищаемым полупроводниковым прибором, то в настоящее время предохранители включаются также в фазы переменного тока и в нагрузке.

Можно полагать, что быстродействующие плавкие предохранители сохранят свое значение как аппараты защиты, отличающиеся простотой конструкции и низкой стоимостью.

Подобно силовым полупроводниковым приборам быстродействующие предохранители будут развиваться в направлении увеличения номинальных параметров и единичной мощности. В связи с этим широкое распространение должны получить так называемые таблеточные предохранители с принудительным охлаждением на номинальные токи до 2,5—3,5 кА и номинальное напряжение до 1,5 кВ в одном модуле. Применение таблеточных предохранителей позволяет значительно снизить габариты преобразовательных агрегатов и упростить систему их управления. Вместе с тем использование мощных вентилей и предохранителей может значительно снизить надежность работы преобразовательных агрегатов, обеспечивающих непрерывный технологический процесс, нарушение которого обходится дороже, чем применение нескольких параллельно включенных менее мощных вентилей.

Для преобразовательных агрегатов малой мощности с одним полупроводниковым вентилем в каждой полуфазе актуальна разработка предохранителей для индивидуальной защиты таких вентилей.

Исключительно важно комплексное совершенствование технологии производства предохранителей. Для этого необходимо одновременное решение технологических во-

просов повышения производительности и точности отдельных операций, использования прогрессивных безотходных технологий и автоматизации производства и вопросов экономии сырья и замены дефицитных материалов при постоянном улучшении эксплуатационных характеристик предохранителей.

Стремление к экономии ресурсов диктует необходимость создания универсальных серий предохранителей, применяемых для преобразовательных агрегатов самых различных видов. Однако специальные требования к агрегатам, работающим в различных режимах и условиях, вызывают необходимость создания специализированных серий и отрезков серий узкого назначения. Б такой ситуации важное значение приобретает согласованность технической политики между разработчиками вентилей, аппаратов защиты и преобразовательных агрегатов.

Список литературы

Резинский С. Р., Евзеров И. X., Лабковский В. С. Преобразователи на тиристорных блоках ВВП для электроприводов постоянного тока. М.: Энергоатомиздат, 1983. 95 с.

Силовые кремниевые полупроводниковые вентили// Электротехника СССР/ Интерэлектро. М. 1982. 14 с.

Рабинерсон А. А., Ашкинази Г. А. Режим нагрузки силовых полупроводниковых приборов. М.: Энергия, 1976. 296 с.

Тепман И. А. Оптимизация теплоотвода от СПП—путь повышения технического уровня и экономии материалов при производстве преобразователей// Электротехническая промышленность. Преобразовательная техника. 1983. № 7. С. 8—11.

Фридман Г. В., Саньков С. А. Оценка оптимальной токовой загрузки силовых полупроводниковых приборов// Электротехническая промышленность. Преобразовательная техника 1980 № 6. С. 14—15.

Чебовский О. Г., Моисеев Л. Г., Недошивин Р. П. Силовые полупроводниковые приборы: Справочник. М.: Энергоатомиздат, 1985. 401 с.

Шпер В. Л. Об эквивалентном импульсе мощности// Электротехническая промышленность. Преобразовательная техника. 1980. №6.

Глух Е. М., Зеленев В. Е. Защита полупроводниковых преобразователей. М.: Энергоатомиздат, 1982. 153 с.

Мощные тиристорные выпрямители для электроприводов постоянного тока/ Э. М. Аптер, Г. Г. Жемеров, И. И. Левитан и др. М.: Энергия, 1975. 209 с.

Исследование электродинамических процессов в силовых полупроводниковых приборах при воздействии сверхтоков/ С. П. Сав чеико, В. И. Пузаков В Ф. Задымидченко и др // Электротехническая промышленность. Преобразовательная техника. 1975. № 12. С. 3—5.

Чунихин А. А. Электрические аппараты. М.: Энергия, 1975. 648 с.

Выключатели серии ВАБ-42 и ВАТ 42. Техническое описание и инструкция по эксплуатации. М.: Внешторгиздат. 1976. 22 с.

Элькин А. Г., Куссуль М. М., Рождественский С. В. Характеристики быстродействия выключателя ВАТ-42 в контуре постоянного тока// Электрическая промышленность. Аппараты низкого напряжения. 1977. № 9 (67). С. 14—15.

Автоматические выключатели серии А3700: Техническое описание и инструкция по эксплуатации. М.: Внешторгиздат. 1976. 20 с.

Кузнецов Р. С. Аппараты распределения электрической энергии на напряжение до 1000 В. М.: Энергия, 1970. 543 с.

Бесконтактные устройства защиты для НВА/ Г. В. Могилевский, В. Е. Райнин, А Г Сосков. М.: Энергия, 1971 89 с.

Дзежбицки С., Вальчук Е. Токоограничивающие выключатели переменного тока- Пер с польск. Л.: Энергоиздат, 1982 116 с.

Голубев А. И. Быстродействующие автоматические выключатели. М.: Энергия, 1969. 240 с.

Рожещенко Е. В. Расчет усилий в электродинамической петле автоматического выключателя// Вестник Харьковского политехнического института. 1970. № 46 (94). Вып. 4. С. 68—75.

Бела-Белов А. М. Расчет электродинамических усилий, возникающих в компенсаторных селективных выключателях переменного тока повышенной частоты// Тр. ВНИИнизковольтного аппаратострое- ния. 1967. Вып. 1. С. 129—133.

Применение методов тензометрии к исследованию вопросов электродинамической устойчивости автоматических выключателей/ К. К. Намитоков, Н. Н. Смага, В. В. Немов и др.// Тр. ВНИИнизко- вольтиого аппаратостроеиия 1967. Вып. 1. С. 89—95.

Богуславский В. А., Спилка В. К., Замелан А. И. К вопросу определения электродинамических сил отброса в контактах// Тр. ВНИИнизковольтного аппаратостроеиия. 1970. Вып. 2. С. 283—290.

Намитоков К. К., Юрченко С. М. Расчет электродинамической силы иа многоточечном контакте// Низковольтное аппаратостроение. Чебоксары: ВНИИР, 1977. С. 39—49.

Гущин В. Я- Повышение коммутационной способности автоматических выключателей за счет электродинамических устройств: Автореф. дис. канд. техи.-наук. Харьков, ХПИ, 1970. С. 16.

Противодействующая включению сила при трехфазном коротком замыкании/ Г. Ф. Мицкевич, Н. Н. Смага, В. В. Немов и др.// Тр. ВНИИнизковольтного аппаратостроеиия. 1970. Вып. 2. С. 139—149.

А. с. 743070 СССР. Автоматический выключатель./ В. А. Барский, А. С. Горобец, А. П. Замула и др.// Открытия. Изобретения. 1980. № 23.

Управление интегральными характеристиками быстродействующих предохранителей/ К- К. Намитоков, Н. А. Ильина, И. Г. Шкловский и др.// Электричество. 1980. № 8. С. 34—38.

Оптимизация параметров дугогасительной камеры электрического аппарата/ И. С. Таев, Е. Г. Егоров, Ю. Г. Горшков и др.// Электротехническая промышленность. Аппараты низкого напряжения. 1981. № 1 (92). С. 1—2.

Намитоков К. К., Шкловский И. Г. Электрическая дуга в плавких предохранителях. М.: Информэлектро. 1981. 82 с.

Мотидзуки Е., Икунобу И., Янн С. и др. Моделирование распределения температуры в автоматическом выключателе// Мицубиси Дэнко Гихо. 1980. Т. 54. № 8. С. 14—17.

Lutz F. Ein neues verfahren zur Berechnung der Druckausbrei- tung bei storlichtbogen// ETZ-Archiv. 1979. № 5. S. 165—167.

Кузнецов P. С. Исследование влияния формы рабочей поверхности контакта иа время дуги постоянного тока// Электротехническая промышленность. Аппараты низкого напряжения. 1983. № 1 (104). С. 13.

Брон О. Б., Сушков Л. К. Потоки плазмы в электрической дуге выключающих аппаратов. М.: Энергия, 1975. 212 с.

Бела-Белов А. М. Аппараты низкого напряжения повышенной частоты. М.: Энергия, 1968. 135 с.

Могилевский Г. В. Приводы быстродействующих автоматических выключателей// Исследование, разработка и технология производства аппаратов низкого напряжения. Чебоксары: ВНИИР, 1984. С. 13—33.

Булавина Т. Г., Карпенко Л. Н. К вопросу о проектировании оптимальных индукционно-динамических приводов// Изв. вузов. Сер. Электромеханика. 1985. № 12. С. 105—108.

Ильина Н. А. Метод расчета температуры и сопротивления контактов произвольной формы в аппаратах защиты// Исследование, разработка и технология производства аппаратов низкого напряжения. Чебоксары: ВНИИР. 1984. С. 95—103.

Р. Kouitya, I. I. Lowke, A. D. Stokes. Theory of ablation stabilised arcs// Elec. Eng.Trans. Inst. Eng. Austral. 1978. Vol. 14. № 2. P. 37—41.

B. Sporckmann. Ein Verleich neuerer numerischer Integrations— verfahren zur Berechnung von. Ausschaltvorgangen mit Hochspannungs- leistungsschaltern// ETZ-Archiv. 1980. Bd. 2. № 9. S. 261—265.

L. Niemeyer. Berechnung des Schaltverhaltens von strombegren renden Selbstshaltern// ETZ-Archiv. 1979. № 6. S. 191—196.

H. Kopplin. Mathematische Modelle des Schaltlichtbogens// ETZ-Archiv. 1980. Bd 2. № 7. S. 209—213.

F. Perdoncin, L. Niemeyer. Computer simulation of low voltage circuit breaker interruption// ETZ-Archiv. 1984. Bd. 6. S. 57—63.

Могилевский Г. В., Райиин В. Е., Гребенник В. И. Полупроводниковые аппараты защиты. М.: Энергия, 1980. 175 с.

Импульсно-дуговые коммутаторы для защиты тиристорных преобразователей/ К- К- Намитоков, Ю. И. Онуфриенко, И. Г. Шкловский и др. М.: Информэлектро, 1973. 56 с.

А. с. 447767 СССР. Трехфазный импульсный дуговой коммутатор/ К- К- Намитоков, И. Г. Шкловский, Ю. И. Онуфриенко и др.// Открытия. Изобретения. 1974. № 39.

Намитоков К. К., Шевченко С. М. Вакуумные контакторы. М.: Информэлектро, 1974. 112 с.

Bretting J., Kindler Н. Neue vakuum chaltkammern fflr Mit- telapannung chaltanlagen// ETZ. BM. 1982. i№ 12. S. 532—536.

Tauda H., Kurozawa Y. Vacuum circuot-breaker technology-present and future// Hitachi Rev. 1982. Vol. 31. № 3. P. 163—168.

Корольков В. Л., Сивков А. А. Ограничение перенапряжения во взрывном предохранителе// Электротехническая промышленность. Аппараты низкого напряжения. 1979. № 3 (79). С. 5—6.

Pyristor. Каталог фирмы L. Ferraz, Gen-Pyro-01F, 09/81.

Корольков В. Л., Сивков А. А. Исследование образования меж- контактиого промежутка во взрывном коммутаторе// Электротехника. 1983. № 4. С. 21—23.

Предохранители многократного действия: Отчет о НИР (за- ключ.)/ ВНИИэлектроаппарат. № Г. Р. 79046254: Инв. № Б880951. Харьков. 1980.

А. с. 1023440 СССР. Плавкий предохранитель и способ его изготовления/ Ю. П. Панченко, Р. С. Хмельницкий, И. Г. Шкловский// Открытия. Изобретения. 1983. № 22.

Ильина Н. А., Шкловский И. Г., Хмельницкий Р. С. Влияние некоторых факторов на характеристики предохранителей/ Изв. вузов. Сер. Электромеханика. 1981. № 7. С. 782—787.

Ильина Н. А. Об одном методе математического анализа при проектировании аппаратов защиты// Низковольтные аппараты защиты и управления. Чебоксары: ВНИИР, 1985. С. 144—150.

Намитоков К. К., Ильина Н. А., Шкловский И. Г. Проблемы обеспечения селективности работы предохранителей// Электротехническая промышленность. Аппараты низкого напряжения. 1982. № 4 (101). С. 21—24.

Шкловский И. Г., Ильина Н. А., Гайдаенко В. М. Две стадии

дугогашения в быстродействующих предохранителях// Электротехническая промышленность. Аппараты низкого напряжения. 1979. № 9 (85). С. 1—3.

Westrow А. С., Crook W. R., Narancich V. Current-limiting fu- zez — a comparative evaluation// IEEE Trans, on Power App. and Syst. 1982. Vol. PAS-101. № 7. P. 1870—1877.

Бобылев А. В. Механические и технологические свойства металлов. М.: Металлургия, 1980. 296 с.

Войтович Р. Ф., Головко Э. И. Высокотемпературное окисление металлов и сплавов. Киев; Наукова думка, 1980. 296 с.

Проблемы и перспективы создания быстродействюущих предохранителей с токоведущими частями из алюминия/ К- К- Намитоков, Н. А. Ильина, Р. С. Хмельницкий, И. Г. Шкловский// Электротехническая промышленность. Аппараты низкого напряжения. 1983. № 2 (105). С. 12—13.

Дересевич Г. Механика зернистой среды// Проблемы механики. М.: Изд-во иностр, лит., 1961. Вып. 3. С. 92—152.

Раховский В. И. Физические основы коммутации электрического тока в вакууме. М.: Наука, 1970. 536 с.

Chikata Т., Ueda Y., Murai Y. Spectroscopic observations of arcs in current-limiting fuze through sand// Int. Conf, on Electr. Fuzea Liverpool. 1976. P. 114—121.

Коррозия: Справочник: Пер. с англ./ Под ред. Л. Л. Шрайера. М.: Металлургия, 1981. 632 с.

Намитоков К. К., Ильина Н. А., Шкловский И. Г. Научно-технические основы замены серебра медью в плавких предохранителях// Изв. вузов. Сер. Электромеханика. 1986. № 1. С. 73—81.

Юкио Ивасаки. Новые токоограничивающие предохранители высокого напряжения для защиты электрических целей// Мицубиси Дэнко Гихо. 1980. Т. 54. № 2. С. 149—159.

Пухов Г. Е. Преобразования Тейлора и их применение в электротехнике и электронике. Киев: Наукова думка, 1978.

Шкловский И. Г., Ильина Н. А. Экспериментальные и теоретические исследования предохранителей с использованием дифференциальных преобразований// Аппараты низкого напряжения. Чебоксары: ВНИИР, 1981. С. 108—120.

Намитоков К. К-, Ильина Н. А., Шкловский И. Г. Обобщенный анализ задач исследований и разработки плавких предохранителей на основе теории идентификации и оптимизации. Ч. 1// Изв. вузов. Сер. Электромеханика. 1983. № 3. С. 80—86.

Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике. М.: Мир, 1975. 540 с.

Намитоков К. К., Ильина Н. А., Шкловский И. Г. Обобщенный анализ задач исследований и разработки плавких предохранителей на основе теории идентификации и оптимизации. Ч. 2// Изв. вузов. Сер. Электромеханика. 1984. № 4. С. 56—62.

Golden F. В. Ratings and applications of power thyristor for resistance welding// IEEE Trans, on Ind. Appl. 1972. Vol. 1A-8. № 5. P. 607—616.

Howe A. F., Newbery P. G. Semiconductor fuses and their application// IEEE Proceedings. 1980. Vol. 127. Pt 13. P. 155—168.

Borst D„ Dydek G., Geizzinger G. To fuse or not to fuse power thyristor// IEEE Conf. Rec. 9 th Ann. Meet.: EEE Ind. Appl. Soc. 1974. Pt 1. P. 269—279.

Намитоков К. К., Ильина Н. А., Шкловский И. Г. О цикличе-- ской стойкости плавких предохранителей// Электричество. 1984. № 1. С. 46—49.

Дульнев Г. Н., Семяшкин Э. М. Теплообмен в радиоэлектронных аппаратах. Л.: Энергия, 1976. 360 с.

Ректорис К. Вариационные методы в математической физике и технике. М.: Мир, 1985. 589 с.

Годунов С. К-, Рябенький В. С. Разностные схемы: Введение в теорию. М.: Наука, 1977. 439 с.

Намитоков К. К-, Ильина И. А., Шкловский И. Г. Математические модели процесса дугогашения зарубежных быстродействующих предохранителей// Электротехническая промышленность. Аппараты низкого напряжения. 1980. Вып. 2. С. 7—9.

Таев И. С. Электрические аппараты. М.: Энергия, 1977. 272 с.

Rudenberg R. Elektrizche Schaltvorgange. Berlin — Heidenberg — New York: Spnnger-Verlag. 1974. S. 657.

Намитоков К. К. Электроэрозионные явления. М.: Энергия, 1978. 456 с.

Намитоков К. К., Ильина Н. А., Шкловский И. Г. Преддуго- вые процессы в быстродействующих предохранителях// Изв. вузов. Сер. Электромеханика. 1981. № 9. С. 1029—1039.

Lipski Т. Why undulaids do not always appear// Third Int. Symp. on Switching Arc Phenomena. Lodz Poland. 20—22 sept. 1981. P. 305—309.

Howe A. F., Jordan С. M. Proximity effect in semiconductor fuselinks, switching arc phenomena 81// 4th Intern. Symp. Lodz. Sept. 1981. Pt. 1.

Намитоков К. К., Ильина Н. А., Шкловский И. Г. Уточнение константы Мейера на основе учета искажения электрического поля// Динамика электромеханических систем. Тула: Тульский политехнический ин-т, 1981. С. 43—52.

Rosen Р. Arcing phenomena in HRC fuses under varying test conditions// April 1976. P. 89—99.

A. c. 293622 СССР. Предохранитель/ P. С. Хмельницкий, В. Г. Савченко, Н. Г. Невельская// Открытия. Изобретения. 1971. №6.

Пат 1161978 ФРГ НКИ 21С 45/03. Предохранитель мощности/ А. Р. Мэйс// Приоритет 22.08.61.

Намитоков К. К., Аникеева К. Н., Хмельницкий Р. С. Плавкие предохранители. М.: Энергия, 1979. 139 с.

Понтрягин Л. М., Болтянский В. Г., Гамкрелидзе Н. И. Математические методы оптимального управления. М.: Наука, 1975. 375 с.

Ильина Н. А., Шкловский И. Г. Энергетика дуги постоянного тока в быстродействующих плавких предохранителях / Аппараты низкого напряжения. Чебоксары: ВНИИР, 1983. С. 92—102.

Намитоков К. К., Шкловский И. Г., Ильина Н. А. Энергия дуги в быстродействующих предохранителях при отключении постоянного тока// Изв. вузов. Сер. Электромеханика. 1980. № 4. С. 355—360.

Шкловский И. Г., Ильина Н. А. Особенности энергетических характеристик быстродействующих предохранителей иа переменном токе// Аппараты низкого напряжения. Чебоксары: ВНИИР, 1982. С. 50—62.

Круглянский И. М., Медведева Г. С. Учет дуги токоограничивающих защитных аппаратов при расчете аварийных токов// Электричество. 1977. № 2. С. 27—32.

Mayr О. Beitrage zur theorie des statischen und des dynami- schen Lichtbogens// Aref. Electr. 1943. № 12. P. 588—608.

Edels H., Fenlon F. Theory of a filled-tube thermal arc column// Brit. J. Appl. Phys. 1965. Vol. 16. P. 219—230.

Kroemer H. Der Lichtbogen in Schmerzleitern in Sand// Archf. Elektrotechnik. 1962. Bd 8. № 3. S. 455—470.

Wright A., Beaumont K. Analysis of high breaking capacity fuselink arcing phenomena// Proc. IEE. March 1976. Vol. 123. № 3. P. 252—260.

Toniolo S. B., Cantarella G. Conditions of maximum arc energy in operation of current-limiting fuses// IEEE Trans. 1969. Vol. PAS-88. P. 94—99.

Grundlah H. C. W. A self-restoring curren-limiting device// Third Int. Symp. on Switching Arc Phenomena. Poland. 1977. P. 287—292.

Предохранители многократного действия. Отчет о НИР (за- ключ.)/ ВНИИэлектроаппарат № ГР 79046254: Инв. № Б880951. Харьков. 1980. .

Пат. 49-944 Японии, ПКИ 58JO, МКИ H01h 87/00. Устройство для ограничения тока/ Мицубиси дэнки К. К.// Открытия. Изобретения. 1968. № 43.

Пат. 49-945 Японии, ПКИ 58JO, МКИ H01h 87/00. Устройство для ограничения тока/ Мицубиси дэнки К- К.// Открытия. Изобретения. 1968. № 43.

Пат. 42-11942 Японии, ПКИ 58JO, МКИ Н0111 85/04. Токоограничивающее устройство/ Мицубиси дэнки К- К.// Приоритет. 1967.

Андреев В. А., Кузнецов А. В., Крежевский Ю. С. О выборе материала диэлектрической втулки и жидкого металла для самовосста- навливающихся предохранителей// Изв. вузов. Сер. Электромеханика. 1984. № 11. С. 84—89.

Пат. 49-1749 Японии, ПКИ 58JO, МКИ H01h 87/00. Токоограничивающее защитное устройство/ Мицубиси дэнки К. К-// Открытия. Изобретения. 1969. № 4.

А. с. 1092592 СССР. Жидкометаллический выключатель/ А. В. Веретенков, А. Ф. Кузьмин, Л. Т. Николаева и др.// Открытия. Изобретения. 1984. № 8.

А. с. 813523 СССР. Коммутационное жидкометаллическое устройство/ В. П. Горенышев и В. С. Куропаткин// Открытия. Изобретения. 1981. № 10.

А. с. 1005206 СССР. Коммутационное жидкометаллическое устройство/ Л. Н. Карпенко, А. Т. Тяжев и В. П. Горенышев// Открытия. Изобретения. 1983. № 10.

А. с. 1150673 СССР. Жидкометаллическое контактное устройство/ А. В. Веретенков, В. М. Мякшиев, Л. Т. Николаева и др.// Открытия. Изобретения. 1985. № 14.

А. с. 838802 СССР. Жидкометаллический контактный узел/ А. В. Веретенков, Л. Т. Николаева, О. Я. Новиков и др.// Открытия. Изобретения. 1981. № 22.

А. с. 1043759 СССР. Частотный коммутатор/ Б. И. Костилев, П. А. Кулаков, Л. Т. Николаева и др.// Открытия. Изобретения. 1983. № 3.

Кузьмин А. Ф., Приходченко В. И., Танаев В. В. Анализ конструктивных решений жидко металлических контактных узлов в низковольтной аппаратуре// Аппараты низкого напряжения. Чебоксары: ВНИИР, 1982. С. 78—84.

ОГЛАВЛЕНИЕ

Предисловие 3

Глава первая. Силовые полупроводниковые устройства и требования к их защите 5

Виды, назначение и конструкция силовых полупроводниковых устройств 5

Предельные параметры, нагрузочные характеристики и

механизм отказов силовых полупроводниковых приборов 10

Расчет режимов работы СПП при воздействии импульсов аварийного тока16

Особенности аварийных режимов СПП и их термодинамическая стойкость18

Общие требования к аппаратам токовой защиты и их классификация25

Глава вторая. Электромагнитные быстродействующие автоматические выключатели28

Принцип действия28

Выключатели типовВАБ-42иВАТ-42......30

Выключатели серии А3700 35

Выключатели зарубежныхфирм40

Способы снижениясобственноговременисрабатывания44

Оптимизация конструкциидугогасительных систем .54

Тепловые процессы и давление в корпусе автоматических выключателей57

Контактные системы и их влияние на характеристики выключателя61

Перспективы развития быстродействующих электромагнитных автоматических выключателей .....67

Глава третья. Специальные быстродействующие аппараты защиты69

Полупроводниковые автоматические выключатели...69

Импульсные дуговые коммутаторы (ИДК) ....73

Защита тиристорных преобразователей с помощьюИДК82

Вакуумные и взрывные выключатели 87

Короткозамыкатели92

Глава четвертая. Быстродействующие плавкие предохранители 94

Особенности современных конструкций ..94

Основные характеристики99

Материалы плавких элементов124

Роль и характеристики наполнителя137

Глава пятая. Тепловые процессы в номинальном режиме работы предохранителей145

Локальное термическое сопротивление предохранителя и распределение плотности тока в .плавком элементе ..145

Температурное поле плавкого элемента154

Реакция предохранителей на циклические воздействия нагрузки159

Методы математического описания режимов работы предохранителей 179

Глава шестая. Преддуговые процессывпредохранителях193

Адиабатический нагрев проволочногоплавкогоэлемента193

Влияние продольной теплопередачи196

Искажение электрического поля при резком изменении сечения197

Геометрия перешейкаиегофизическое моделирование 199

Пинч-эффект201

Скин-эффектиэффект близости203

Константа Мейера с учетом искажения электрического поля205

Асимметрия процесса плавления быстродействующих предохранителей ..,. 208

Глава седьмая. Процессы развития и гашения электрической дуги в предохранителях215

Описание стадии дугогашения и эмпирическиемодели дуги215

Формализованные методы анализа219

Экспериментальные исследования процессов коммутации в предохранителях233

Выгорание плавкого элемента и габаритыпредохранителя241

Глава восьмая. Жидкометаллические коммутационные устройства и самовосстанавливающиеся предохранители ...246

Особенности коммутации в устройствах с жидкометаллическими контактами246

Жидкометаллические (самовосстанавливающиеся) предохранители 252

Жидкометаллические выключатели .....259

Заключение263

Список литературы272

Производственное издание

Намитоков Кемаль КадыровичИльина Наталья Александровна

Шкловский Илья Григорьевич

АППАРАТЫ ДЛЯ ЗАЩИТЫ ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХУСТРОЙСТВ

Редактор И. Д. Беликов

Редактор издательства Н. Б. Фомичева

Художественные редакторы В. А. Гозак-Хозак, Г- И. Панфилова

Технический редактор О. Д. Кузнецова

Корректор 3. Б. Драновская

ИБ 1529

Сдано в набор 22.07.87.Подписано в печать 18,11.87.

Т-22367Формат 84X108V32 Бумага типографская № 2

Гарнитура литературнаяПечать высокая Усл. печ.л. 14,7

Усл. кр.-отт. 14,7Уч.-изд. л. 16,9Тираж 16000 экз.

Заказ 6178Цена 1 р. 20 к.

Энергоатомиздат, 113114, Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10

Ордена Октябрьской Революции и ордена Трудового Красного Знамени МПО «Первая Образцовая типография имени А. А. Жданова» Союзполиграфпрома при Госкомиздате СССР. 113054, Москва, Валовая, 28.

Е = 1 — Sdt^lO,(7.59)

Таким образом, по длине всего плавкого элемента передается 70, а по длине предохранителя в целом 420 Дж. В действительности эта величина еще меньше. Поэтому можно полагать, что выгорание широкой части реализует- 241