李祥超 周中山 王成芳 陳戎健 陳璞陽
(南京信息工程大學(xué)中國氣象局氣溶膠-云-降水重點(diǎn)開放實(shí)驗(yàn)室 南京 210044)
8/20μs雷電流沖擊下熔斷器開斷性能
李祥超周中山王成芳陳戎健陳璞陽
(南京信息工程大學(xué)中國氣象局氣溶膠-云-降水重點(diǎn)開放實(shí)驗(yàn)室南京210044)
針對(duì)熔斷器在8/20μs波形雷電流沖擊下開斷性能的問題,通過對(duì)熔斷器中流過雷電流瞬間熔體的溫度上升和熔斷器的開斷動(dòng)作時(shí)間的理論分析,以及對(duì)雷電流通過導(dǎo)體時(shí),載流導(dǎo)體所受有質(zhì)動(dòng)力作用機(jī)理的理論分析。選用一種鉛鋁合金材質(zhì)熔斷器,利用8/20μs波形雷電流進(jìn)行沖擊實(shí)驗(yàn),得出當(dāng)熔斷器的工頻熔化電流小于5A時(shí),符合熔斷器的允通能量I2t的理論;當(dāng)熔斷器的工頻熔化電流大于5A時(shí),符合橫向電場(chǎng)力以及全部定向漂移電子對(duì)其所施的反作用力矢量和質(zhì)動(dòng)力的理論。提出了熔斷器與電涌保護(hù)器配合使用的方法,具有一定的參考價(jià)值。
雷電流熔斷器允通能量質(zhì)動(dòng)力
《建筑物防雷裝置檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》第5.8.1.3.5條中的規(guī)定“安裝在電路上的電涌保護(hù)器,其前端應(yīng)有后備保護(hù)裝置過電流保護(hù)器。如使用熔斷器,其值應(yīng)與主電路上的熔斷器電流值相配合。”但是,對(duì)于安裝斷路保護(hù)器的熔斷電流值,并沒有設(shè)置具體的參數(shù)標(biāo)準(zhǔn),現(xiàn)行方法大多采用經(jīng)驗(yàn)選取,或根據(jù)電涌保護(hù)器生產(chǎn)廠家提供的指導(dǎo)參數(shù)選取,結(jié)果導(dǎo)致在實(shí)際工程應(yīng)用中出現(xiàn)不良后果,斷路保護(hù)裝置的熔斷電流值偏大或偏?。?-4]。當(dāng)熔斷電流值取太大,電涌保護(hù)器已經(jīng)損壞而斷路保護(hù)裝置沒有熔斷,即起不到保護(hù)電涌保護(hù)器的作用;當(dāng)熔斷電流值取太小,后續(xù)雷擊發(fā)生時(shí),由于斷路保護(hù)裝置已經(jīng)斷開,電涌保護(hù)器與被保護(hù)裝置脫離,即電涌保護(hù)器不起作用[5,6]。
目前,國內(nèi)主要使用斷路器與電涌保護(hù)器相配合及電涌保護(hù)器內(nèi)置脫離器的方法,用于保護(hù)電涌保護(hù)器。一般選取線路中的過電流保護(hù)器與電涌保護(hù)器前端串聯(lián)的過電流保護(hù)器的電流之比不低于1.6∶1的標(biāo)準(zhǔn)配比[1]。通過電流能量公式W=I2Rt,計(jì)算得到在8/20μs雷電流沖擊下熔斷器熔斷電流值與相應(yīng)雷電流的數(shù)值,但在實(shí)際應(yīng)用中,存在熔斷器的熔斷時(shí)間、電阻值隨溫度變化等不定因素。IEC 61643—12中給出在8/20μs雷電流沖擊下,不同工頻熔化電流值的熔斷絲的熔斷電流值,例如[7-9],工頻熔化電流為25A的熔斷器,IEC 61643—12給出的測(cè)試后熔斷電流為5kA,理論計(jì)算的熔斷電流為7.6kA;工頻熔化電流為63A的熔斷器,測(cè)試所得的熔斷電流為17kA,理論計(jì)算的熔斷電流為23.1kA。而筆者通過雷電沖擊平臺(tái)(Impulse Current Generated System,ICGS)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),在8/20μs雷電流沖擊下,工頻熔化電流為25A的熔斷器,取其長度為3cm時(shí),直至雷電流為46.84kA才崩斷,在小于46.84kA的雷電流下,熔斷器并沒有熔化的跡象,且對(duì)于不同長度的熔斷器實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象一致。故本文對(duì)8/20μs雷電流沖擊下熔斷器開斷性能的分析,具有重要的意義。
針對(duì)以上情況,本文首先對(duì)熔斷器的開斷動(dòng)作時(shí)間和載流導(dǎo)體所受有質(zhì)動(dòng)力機(jī)理作用做理論分析;并選用一種鉛鋁合金材質(zhì)熔斷器,對(duì)不同工頻熔化電流的熔斷器,分別取其長度為3cm和5cm,利用8/20μs波形雷電流進(jìn)行沖擊實(shí)驗(yàn),得出不同工頻熔化電流的熔斷器的熔化(崩斷)的電流臨界值,并通過數(shù)據(jù)擬合得出兩種長度的熔斷器的工頻熔化電流與熔化(崩斷)電流臨界值的關(guān)系式。對(duì)8/20μs雷電流沖擊下熔斷器開斷性能的分析,為解決熔斷器參數(shù)與電涌保護(hù)器參數(shù)不匹配問題提供實(shí)用的參考價(jià)值。
熔斷器在雷電流沖擊下,將會(huì)產(chǎn)生熔斷與崩斷兩種現(xiàn)象。為了分析此現(xiàn)象,下文分別對(duì)熔斷器的開斷動(dòng)作時(shí)間和雷電流通過導(dǎo)體所受質(zhì)動(dòng)力(機(jī)械力)的機(jī)理進(jìn)行分析。
1.1熔斷器開斷動(dòng)作時(shí)間的理論分析
當(dāng)熔斷器通過一個(gè)比最小熔化電流大得多的雷電流時(shí),熔體的局部或全部達(dá)到熔化溫度,接著在非常短的時(shí)間內(nèi)蒸發(fā)。熔斷器在開始燃弧前,其熱傳遞可假設(shè)忽略不計(jì)。滿足這一條件的弧前時(shí)間與熔斷器額定值有關(guān),但這個(gè)條件只有幾十到幾百微秒,并且相應(yīng)的雷電流是最小熔化電流的幾百倍甚至更大。在這些沒有熱傳遞的條件下,熔斷器通過雷電流的任意一小部分,在任何瞬間的溫度上升率為[10,11]
實(shí)際上,上式所示的能量只供給熔體材料使熔體材料的溫度上升,其他部分保持在其最初的溫度。供給熔體材料每單位體積的能量等于通過單位體積的瞬時(shí)電流的二次方乘以電阻。電阻取決于單位體積的溫度,可近似表示為
式中,R0為室溫時(shí)的電阻;α為室溫下的電阻溫度系數(shù);θ為室溫下,某單位體積的溫升。根據(jù)式(1)和式(2),在室溫下的任何瞬時(shí)可推導(dǎo)出
每單位體積通過的雷電流隨時(shí)間變化的變量為已知,那么,等式可用解析法或逐步數(shù)字法求解。對(duì)于通過雷電流的線熔體,它所有部分的情況是相同的,因此,確定線熔體達(dá)到其熔點(diǎn)溫度所需的時(shí)間,都可通過式(3)求解。
I2t的量是熔斷器的電流瞬間值的二次方對(duì)時(shí)間的積分,這個(gè)時(shí)間是從雷電流開始直至電弧熄滅為止的整個(gè)時(shí)段,即
如果在上述的整個(gè)時(shí)段內(nèi),熔斷器的電阻維持不變,那么,I2t的值就正比于所消耗的能量。事實(shí)上,由于過電流產(chǎn)生的熱量,常使熔斷器電阻明顯增加。I2t的值稱為允通能量。
1.2雷電流通過導(dǎo)體所受質(zhì)動(dòng)力的機(jī)理
一段長l、載電流I的導(dǎo)線,在均勻磁場(chǎng)B0中所受的有質(zhì)動(dòng)力F,可通過安培力公式確定[12-15],即
式中,F(xiàn)為安培力,普遍認(rèn)為安培力是由于導(dǎo)體載流子定向漂移時(shí)受到洛侖茲力作用,與導(dǎo)體晶格上的正離子碰撞而形成的,即安培力是導(dǎo)體中載流子所受洛侖茲力的宏觀表現(xiàn)。但近十余年,對(duì)上述觀點(diǎn)提出了異議,其論點(diǎn)簡述如圖1所示,載流導(dǎo)線中定向漂移的電子因受洛侖茲力作用發(fā)生側(cè)向偏轉(zhuǎn),從而側(cè)壁上出現(xiàn)異種電荷,形成Hall電場(chǎng)EH,即
式中,R為Hall系數(shù),R=1/nq;n為自由電子數(shù)密度;q為電子(或其他載流子)所帶的電量;j為電流密度。對(duì)于電子導(dǎo)體,R<0,由圖1可知,Hall電場(chǎng)施力于導(dǎo)體中晶體點(diǎn)陣上,這就是安培力。上述兩種觀點(diǎn)都是不全面的,沒有考慮導(dǎo)電材料本身的性質(zhì),無法得到安培力機(jī)理的正確結(jié)論[9,10]。
圖1 Hall電場(chǎng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the Hall electric field
當(dāng)電子(-e)運(yùn)動(dòng)速度v遠(yuǎn)小于真空中的光速c時(shí),在晶體點(diǎn)陣的周期勢(shì)中的運(yùn)動(dòng)方程為
一般地
式中,h為普朗克常數(shù);k為一個(gè)特定波矢。電子受到正離子點(diǎn)陣一個(gè)作用力為′f,所以
這意味著導(dǎo)體中的傳導(dǎo)電子一般不是完全“自由”的。本文僅限于指出確有一個(gè)′f存在,至于如何確定′f,是固體物理研究的對(duì)象。這樣,作用于一個(gè)傳導(dǎo)電子上的合力為
E可分解為沿導(dǎo)線方向的分量E縱與垂直導(dǎo)線方向的分量E橫,即E=E縱+E橫。前者為推動(dòng)點(diǎn)陣作定向漂移之電場(chǎng),后者即為Hall電場(chǎng)EH。對(duì)于穩(wěn)態(tài),傳導(dǎo)電子所受橫向力合力為零,即
式中,vd為點(diǎn)陣定向漂移速度。
2.1實(shí)驗(yàn)方法及測(cè)試數(shù)據(jù)
首先,選取一種鉛鋁合金材質(zhì)熔斷器,對(duì)不同工頻熔化電流的熔斷器,分別取3cm和5cm兩種長度,通過ICGS做8/20μs雷電流沖擊實(shí)驗(yàn)。對(duì)每根熔斷器進(jìn)行實(shí)驗(yàn)過程,逐漸增加沖擊電流的數(shù)值直至熔斷器熔化(或崩斷)。每次沖擊后更換一根熔斷器以確保實(shí)驗(yàn)的準(zhǔn)確性,找到熔斷器不熔(不斷)與熔化(崩斷)的臨界點(diǎn),再用臨界點(diǎn)的電流值,對(duì)五個(gè)同類熔斷器分別做沖擊,驗(yàn)證每個(gè)臨界點(diǎn)的電流值的有效性。然后,根據(jù)不同工頻熔化電流的熔斷器在8/20μs雷電流沖擊下的現(xiàn)象,選取其中直接崩斷的熔斷器,用萬能拉伸機(jī)對(duì)其進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn),得出每根熔斷器的最大崩斷力。最后,得出不同工頻熔化電流熔斷器的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)見下表。
表 不同工頻熔化電流熔斷器實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab. The test data of different frequency melting current fuse
2.2 實(shí)驗(yàn)分析
2.2.1熔斷器熔斷現(xiàn)象分析
圖2a為兩臺(tái)ICGS,其中小平臺(tái)可產(chǎn)生4~40kA的8/20μs雷電沖擊電流,大平臺(tái)可產(chǎn)生20~160kA的8/20μs雷電沖擊電流。首先,用小平臺(tái)對(duì)工頻熔化電流為3A、長度為5cm的熔斷器做沖擊實(shí)驗(yàn),當(dāng)沖擊電流為4kA時(shí),熔斷器沒有熔(斷裂)的跡象,其雷電沖擊電流如圖3a所示;直至沖擊電流加到4.26kA時(shí),熔斷器熔化,如圖2b所示,通過熔斷器的雷電流波形如圖3b所示。長度為3cm,工頻熔化電流為3A的熔斷器的熔化電流是4.20kA。從理論上分析[14-16],熔斷器的熔斷電流值與其電阻值呈正相關(guān),而不同長度、同一工頻熔化電流的熔斷器,長度越長電阻值越大,即不同長度熔斷器的熔化電流符合此定律。在很大的雷電流作用下,熔斷器的動(dòng)作時(shí)間是極短的,通常只有幾個(gè)毫秒甚至更短。熔斷器的動(dòng)作與雷電流的波形以及短路瞬間的電壓相位等因素有關(guān)。已知預(yù)期雷電流的數(shù)值,還須確定其波形才能估計(jì)其動(dòng)作時(shí)間,再利用I2t值正比于消耗的能量進(jìn)行計(jì)算。
圖2 熔斷器的8/20μs雷電流沖擊實(shí)驗(yàn)Fig.2 The typical figures of 8/20μs lightning current impulse fuse tests
圖3 熔斷器雷電流沖擊實(shí)驗(yàn)圖Fig.3 The test chart of lightning current impulse fuse
2.2.2 熔斷器崩斷現(xiàn)象分析
當(dāng)使用工頻熔化電流為5A的熔斷器進(jìn)行沖擊實(shí)驗(yàn)時(shí),無論長度3cm還是5cm的熔斷器,沖擊電流從小到大變化時(shí),熔斷器不會(huì)產(chǎn)生熔斷現(xiàn)象,3cm的熔斷器,通過的雷電流達(dá)到電流崩斷臨界值時(shí)的沖擊電流如圖3c所示,此時(shí)熔斷器受到質(zhì)動(dòng)力F而直接崩斷。當(dāng)在3cm熔斷器所加的電流超過其電流崩斷臨界值時(shí),即圖3d所示的雷電流,熔斷器斷成如圖2c所示情形。同樣,隨著對(duì)工頻熔化電流更大的熔斷器進(jìn)行實(shí)驗(yàn)時(shí),熔斷器都是直接崩斷,并沒有明顯熔化的跡象。圖2d為實(shí)驗(yàn)中熔斷器兩端所加沖擊電流值達(dá)電流崩斷臨界值時(shí)的實(shí)驗(yàn)圖,是在大平臺(tái)做的沖擊實(shí)驗(yàn),圖中熔斷器的工頻熔化電流為25A,長度為5cm,在沖擊電流45.93kA、46.72kA時(shí),熔斷器完好無損,當(dāng)沖擊電流增至46.84kA時(shí),熔斷器從中間崩斷成圖2d所示。這種現(xiàn)象符合質(zhì)動(dòng)力的理論。
將不同工頻熔化電流的熔斷器的崩斷電流臨界值繪制曲線,如圖4所示,圖4a的擬合曲線為
圖4b的擬合曲線為
式中,x為安全電流,A;y為沖擊電流,kA。
圖4 不同工頻熔化電流熔斷器的熔化(崩斷)電流臨界值Fig.4 The fuse (broken) current critical value of different frequency melting current fuse
圖4a和圖4b中擬合曲線的相關(guān)指數(shù)R2分別為0.988 9和0.986 9,兩條擬合曲線的相關(guān)指數(shù)都非常接近1,故都是合理的。從曲線的走勢(shì)及各散點(diǎn)值可得,對(duì)于不同工頻熔化電流的熔斷器,熔斷器的長度對(duì)崩斷電流臨界值的大小影響不大;熔斷器的工頻熔化電流與其崩斷電流臨界值呈正相關(guān)。
根據(jù)熔斷器在通過雷電流后崩斷的現(xiàn)象符合橫向電場(chǎng)力以及全部定向漂移電子對(duì)其所施的反作用力矢量和為質(zhì)動(dòng)力的理論,由萬能拉伸機(jī)所測(cè)得的熔斷器最大崩斷力所得數(shù)據(jù)曲線如圖5所示,擬合曲線為
其相關(guān)指數(shù)R2為0.990 5。式中,a為安全電流,A;b為最小崩斷力,N。故所得公式為合理的。由曲線可得,熔斷器的工頻熔化電流與其所受的質(zhì)動(dòng)力呈正相關(guān)。這解釋了隨加在熔斷器兩端的雷電沖擊電流越大,熔斷器崩斷越嚴(yán)重的現(xiàn)象。
圖5 熔斷器最大崩斷力曲線Fig.5 The maximum broken force curve of fuse
綜上所述,可根據(jù)電涌保護(hù)器的最大沖擊電流值Imax,選取熔斷器的崩斷電流臨界值與之配合,即依據(jù)式(13)和式(14)選取熔斷器,保證熔斷器的崩斷電流臨界值略小于電涌保護(hù)器的Imax。
針對(duì)實(shí)際中電涌保護(hù)器與斷路保護(hù)裝置配合使用的諸多弊端,本文通過對(duì)鉛鋁合金材質(zhì)熔斷器進(jìn)行8/20μs雷電流沖擊實(shí)驗(yàn),找出不同工頻熔化電流熔斷器的熔化(崩斷)電流臨界值,得出以下結(jié)論:
(1)雷電流通過熔斷器時(shí),對(duì)于不同工頻熔化電流的熔斷器,熔斷器并非都會(huì)直接熔化,當(dāng)工頻熔化電流大時(shí),熔斷器將會(huì)發(fā)生崩斷。
(2)熔斷器在8/20μs波形雷電流沖擊下,當(dāng)熔斷器的工頻熔化電流在3A以下時(shí),符合熔斷器的允通能量I2t理論。
(3)熔斷器在8/20μs波形雷電流沖擊下,當(dāng)熔斷器的工頻熔化電流在5A以上時(shí),符合橫向電場(chǎng)力以及全部定向漂移電子對(duì)其所施的反作用力矢量和為質(zhì)動(dòng)力的理論。
(4)對(duì)于不同長度的熔斷器,其熔化(崩斷)電流臨界值變化不大,且熔斷器的工頻熔化電流與其熔化(崩斷)電流臨界值、質(zhì)動(dòng)力呈正相關(guān)。
[1] 紐春萍,陳德桂,張敬菽,等. 電動(dòng)斥力作用下低壓斷路器分?jǐn)嗵匦缘难芯浚跩]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào),2005,20(7): 34-38.
Niu Chunping Chen Degui,Zhang Jingshu,et al. Research on the breaking characteristics of low-voltage circuit breaker with the effect of electrodynamic repulsion force[J]. Transactions of China Electrotechnical Society,2005,20(7): 34-38.
[2] 王晨,莊勁武,袁志方,等. 基于電磁斥力型開斷器的限流熔斷器設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào),2013,28(6): 66-72.
Wang Chen,Zhuang Jinwu,Yuan Zhifang,et al. Design and test of high speed current limiting fuse based on electromagnetic repulsion type isolator[J]. Transactions of China Electrotechnical Society,2013,28(6): 66-72.
[3] Pflanz H M,Acree J A,Schaffer J S. Development and testing of power assisted current limiting fuses to 600A mperes and 38kV[J]. IEEE Transactions on Power Delivery,1988,3(2): 619-626.
[4] 游一民,陳德桂,張銀昌,等. 真空斷路器關(guān)合速度與預(yù)擊穿對(duì)同步關(guān)合的影響研究[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào),2004,19(7): 85-89.
You Yimin,Chen Degui,Zhang Yinchang,et al. Study on the influence of the closing velocity and the prestrike in synchronous closing[J]. Transactions of China Electrotechnical Society,2004,19(7): 85-89.
[5] 楊仲江. 防雷裝置檢測(cè)審核與驗(yàn)收[M]. 北京: 氣象出版社,2009.
[6] 董力,李慶民,劉衛(wèi)東,等. 兩次電流轉(zhuǎn)移型短路電流限制器的研究[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào),2004,19(3): 21-24.
Dong Li,Li Qingmin,Liu Weidong,et al. Investigation of a double current-transferring type short circuit current limiter[J]. Transactions of China Electrotechnical Society,2004,19(3): 21-24.
[7] 全宇辰,侯越. 電涌保護(hù)器(SPD)后備保護(hù)電器選用的討論[J]. 電氣工程應(yīng)用,2008(3): 43-47.
Quan Yuchen,Hou Yue. Surge protective device(SPD) backup protection appliances discussions of selection[J]. Application of Electrical Engineering Discussion,2008(3): 43-47.
[8] IEC 61643—12: 2008.11,Low-voltage surge protective device-part 12: Surge protective devices connected to low-voltage power distribution system-selection and application principles[S].
[9] 吳振華,蔡振新. 低壓配電系統(tǒng)用SPD后備保護(hù)的選擇與應(yīng)用[J]. 電氣工程應(yīng)用,2007(2): 35-37.
Wu Zhenhua,Cai Zhenxin. Selection of SPD backup protection and application of low voltage power distribution system[J]. Application of Electrical Engineering,2007 (2): 35-37.
[10] 梅衛(wèi)群,江燕如. 建筑防雷工程與設(shè)計(jì)[M]. 北京:氣象出版社,2006.
[11] Gurrum S P,Joshi Y K,King W P,et al. A compact approach to on-chip interconnect heat conduction modeling using the finite element method[J]. Journal of Electronic Packaging,2008,130(3): 819-825.
[12] Wagner C F. Current distribution in multi-conductor single phase busses[C]. EI. World,1922,79: 526-529.
[13] 程守洙,江之永. 普通物理學(xué)[M]. 5版. 北京: 高等教育出版社,2006.
[14] Jackson J D. 經(jīng)典電動(dòng)力學(xué)[M]. 朱培豫,譯. 北京:人民教育出版社,1979.
[15] Kraus J D. 電磁學(xué)[M]. 安紹萱,譯. 北京: 人民郵電出版社,1973.
[16] 王先沖. 電磁場(chǎng)理論及應(yīng)用[M]. 北京: 科學(xué)出版社,1986.
[17] 王季梅. 高壓限流熔斷器[M]. 西安: 西安交通大學(xué)出版社,1991.
[18] Wright A,Newbery P G. 熔斷器[M]. 蔡龍權(quán),譯.北京: 機(jī)械工業(yè)出版社,1987.
[19] 李祥超,趙學(xué)余,姜長稷,等. 電涌保護(hù)器(SPD)原理與應(yīng)用[M]. 北京: 氣象出版社,2011.
[20] Schaffer J S. Current limiting fuse theory and operation[C]. Transmission and Distribution Conference and Exposition,2003,13: 1232-1234.
8/20μs Lightning Current Impulse Fuse Breaking Performance
Li XiangchaoZhou ZhongshanWang ChengfangChen RongjianChen Puyang
(Key Laboratory for Aerosol-Cloud-Precipitation of China Meteorological Administration Nanjing University of Information Science and TechnologyNanjing210044China)
In terms of the fuse breaking performance in 8/20μs waveform of lightning current,the method that the fuse and surge protective device can work together is proposed. When the lighting current flows through the fuse,the instant temperature of its melt stream rises,and the fuse breaking action time is first analyzed. Meanwhile,when lighting current flows through a conductor,the influence of ponderomotive force on current-carrying conductor is then analyzed. Finally,a lead aluminum alloy fuse is selected,and the impulse test is carried out using 8/20μs waveform of lightning current. The test conforms to let-through energy I2t theory when the fuse melting current under power frequency is below 5A; while it conforms to the theory that the applied force vector sum of the transverse electric field and all directional drift electrons are ponderomotive force,when the fuse melting current under power frequency is above 5A.
Lighting current,fuse,let-through energy,ponderomotive force
TM862
李祥超男,1969年生,高級(jí)實(shí)驗(yàn)師,研究方向?yàn)槔纂娺^電壓保護(hù)器。
周中山男,1990年生,碩士研究生,研究方向?yàn)槔纂娺^電壓保護(hù)器。
國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(41075025)。
2014-08-25改稿日期 2015-04-08