ISSN 0131—114X
2(87)
НАУЧНО-
ТЕХНИЧЕСКИЙ
РЕФЕРАТИВНЫЙ
СБОРНИК
АППАРАТЫ
НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
ЕЗ
Москва 1980

НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЕ РАБОТЫ
Газодинамические характеристики дугогаситель-
ных устройств. О. Б. Б р о н, Е. Ф. Жигалко,
Ю. В. Кук л ев, Б. А. Л я реки й, В. Д.
Шевцов 1
Зависимость коммутационной способности
контактов реле от индуктивности нагрузки. Г. А.
Бугаев, Ю. Д. Омельченко _ 4
За рубежом
Математические модели процесса дугогашения
зарубежных быстродействующих
предохранителей. К. К- Н а м и т о к о в, Н. А. Ильина,
И. Г. Шкловский 7
Совещания
Материалы III Международного симпозиума по
явлениям в электрической дуге 9
Нагрев разнородных катодов элементарными
пятнами электрической дуги 9
Разрядный канал\ соединяющий электродные
струи плазмы 10
Влияние толщины окисной пленки на микростр>к-
туру катодных пятен дуги на меди И
Материалы 9-й Международной конференции по
электрическим контактам и 24-го Хольмовско-
го семинара t-.-.v'.•»• ^
Эрозия контактов 12
Коммутационные характеристики тугоплавких
карбидо-серебряных контактов 13
Эрозия металлокерамических контактных
материалов при многократном отключении токов
400—7000 А в масле 14
РАЗРАБОТКА КОНСТРУИРОВАНИЕ,
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
Герконы повышенной мощности и реле на их
основе. И. П. Иванов, В. Е. М а н д р а в и н,
А. П Носов 14
Изобретения
Аннотация обзора патентной ситуации по теме
«Технология засыпки и уплотнения наполнителя
в плавких вставках предохранителей» # 17
Аннотация обзора патентной ситуации по теме
«Плавкие вставки для быстродействующих
предохранителей» 17
Аннотация обзора патентной ситуации по теме
«Устройства питания для релейной защиты и
автоматики с применением интегральных
микросхем 17
Аннотация обзора патентной ситуации по теме
«Датчики электрических величин» 18
ПРОИЗВОДСТВО
Совершенствование автоматических
выключателей серии'АВМ. В. И. Алексеев
Конденсаторная точечная сварка термоэлементов
автоматических выключателей на токи от 25
до 63 А. Н. Г. Шелковин, И. М. Цех-
мистер
18
20
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ
Д-р техн. наук О. Б. Брон, доц. В. А. Булгаков (зам.
гл. редактора), С К Гнатовский, канд. техн. наук
Э Р. Гольцман, М. Т. Дударов, С. Б. Евстропов, канд
техн. наук М. Г. Кобленц, В А Косовцев, д-р техн. наук
Р С. Кузнецов (зам. гл. редактора), канд. техн. наук
Э Ф. Кузьменко, (зам. гл. редактора), А. Ф. Кузьмин,
Р. С Малышкина, Г. Ф. Мицкевич (гл. редактор), канд
техн. наук Г. В. Могилевский, д-р техн. наук
X. К. Намитоков, канд. техн. наук В. А. Образцов, канд
техн. наук А. И. Румянцев, А. В. Таврин, д-р техн. наук
И. С. Таев, Г. О Фейлер (зам. гл. редактора),
Я. Л. Якиревич
Редактор Р С Малышкина, М Л Захарина
Тсхн редактор Е М Шеина
Корректор Е С Исаева
Сдано в набор 07 02 80 г Подписано к печати 17 03 80 Т-06711
Формат 84Xl08'/i6 Бумага оберт. Печать высокая
Усл. печ л. 2,52 Уч -изд л 2,92. Тираж 4300 экз. Зак. 399/3697
Цена 45 коп
Адрес редакции 10585G, ГСП, Москва, Е-37, Информэлектро.
Отпечатано в отделе полиграфии с опытным производством
Москва, Е-123, ул Плеханова, За

ВСЕСОЮЗНЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ ИНФОРМАЦИИ И ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИХ ИССЛЕДОВАНИЙ В ЭЛЕКТРОТЕХНИКЕ
ЭЛЕКЛ1Р0
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
РЕФЕРАТИВНЫЙ
СБОРНИК
fllEXHIHECKflfl
промышленность
АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Выпускается в раз в год. Основан в 1970 году
МОСКВА 1980. ВЫПУСК 2 (87)
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЕ РАБОТЫ
УДК 621.316.5.027.2.064.4
ГАЗОДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ДУГОГАСИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
Д-р техн. наук О. Б. БРОН, канд. физ.-мат. наук
Е. Ф. ЖИГ АЛ КО, Ю. В. КУКЛЕ В, канд. техн. наук
Б. А. Л Я PC КИИ, В. Д. ШЕВЦОВ
Во многих выключающих аппаратах возникающая
на размыкающихся контактах дуга загоняется ^элек-
тромагнитными силами в дугогасительное устройство,
где и гасится. Переход дуги из мест ее возникновения
в область интенсивного гашения и движение ее в этой
области сопровождается рядом газодинамических
процессов, существенно влияющих на процесс гашения
дуги.
Перед дугой, движущейся в камере выключателя,
возникает волна повышенного давления. Опережая
дугу, она достигает мест интенсивного дугогашения,
отражается от них, возвращается к дуге, повышает перед
нею давление, замедляет ее движение и даже может
остановить ее. Это часто заканчивается аварией.
Дойдя до места перехода из области своего
возникновения в область дугогашения, дуга замедляет движение
или кратковременно останавливается в результате
газодинамических процессов. С газодинамическими
характеристиками области интенсивного дугогашения
связана скорость движения и гашения дуги. В связи
с этим исследование газодинамических характеристик
дугогасительных устройств электрических аппаратов
имеет большое значение. Актуальность этих работ
возрастает в связи с увеличением коммутируемых токов
и одновременным повышением требований к
уменьшению габаритных размеров аппаратов.
Для решения стоящих вопросов целесообразно
использовать методы современной газодинамики,
позволяющие регистрировать падающие, отраженные и
прошедшие в дугогасительное устройство волны,
определять давление в них, а также отмечать
последовательность фазы их движения и изменения. Использование
этих методов открывает новые возможности
определения газодинамических характеристик дугогасительных
устройств и значительно уменьшает число
дорогостоящих опытов с гашением мощных электрических дуг.
Для регистрации газодинамических процессов,
происходящих в дугогасительных устройствах,
использована установка (рис. 1). Ударная газодинамическая
труба УТ, предназначенная для создания ударных волн,
имеет прямоугольное сечение (80X129 мм2) и состоит
из камеры высокого давления и разгонной части,
разделенных диафрагмой, а также рабочей камеры. Газ
подается в камеру высокого давления, последнее
повышается, и в некоторый момент диафрагма
разрушается. По разгонной части распространяется волна
давления, которая встречает на своем пути модель
исследуемого устройства А, расположенную в рабочей части
трубы. Через боковые смотровые окна рабочей части
производится просвечивание и фотографирование
газодинамических волн в трубе и в дугогасительном
устройстве. Для этого используется теневой метод,
основанный на преломлении светового луча в газе с пе-
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, шип. 2 (87)
1
© ИНФОРМЭЛЕКТРО, 1980.

2.2 Мл
Рис. 1. Схема установки для регистрации
газодинамических процессов и зависимости давления от числа Маха
при разных значениях параметра решетки а
ременной плотностью. В этом случае на фотографин
волны сжатия изображаются темными линиями.
Интерференционный метод основан на интерференции
пространственно смещенных световых лучей, прошедших
через исследуемый объект. При отсутствии волн на
интерферограмме получаются равномерно
расположенные параллельные полосы. Возникновение волн
нарушает эту картину. В местах с переменной плотностью
интерференционные полосы смещаются одна
относительно другой (рис. 2, г). Существующие способы
настройки интерферометра позволяют получать различную
информацию о газодинамических явлениях в дугогаси-
тельной решетке. На рис. 2, г, е приведены интерферо-
граммы, полученные при настройке прибора на
«полосы конечной ширины». На рис. 3 дана интерферограм-
ма при настройке на «бесконечно широкую полосу». В
последнем случае интерференционные полосы есть
линии равной плотности. Настройка на полосы конечной
ширины облегчает расшифровку интерферограмм.
Оптическое оборудование схемы (см. рис. 1) состоит
из: источника света А (импульсного рубинового
лазера); осветительной и приемной трубы D и Е теневого
прибора ИАБ-451; регистрирующего устройства G
(фото- или кинокамеры); устройства С и F, позволяющего
менять способ регистрации — теневой или
интерференционный. В последнем методе использованы
дифракционные решетки, превращающие теневой прибор в
диффракционный интерферометр; электронного
устройства Я и S, позволяющего получать данные об
ударной волне в канале УТ и использовать их для
синхронизации оптической системы.
Описанная методика применена для исследования
газодинамических процессов в устройствах с дугогаси-
тельной решеткой. Плоская ударная волна с
давлением 85 кПа распространяется в разгонной части ударной
трубы и движется к дугогасительной решетке рис. 2, а.
Ударная волна достигла края пластин. У переднего
края каждой из них образуется скачок уплотнения
цилиндрической формы, распространяющийся в сторону,
обратную движению падающей волны. Волны сжатия,
проникшие в промежутки между пластинами, образуют
ударную волну, распространяющуюся внутрь решетки
(рис. 2, б).
Скачки уплотнения распространяются в сторону
падающей волны, складываются между собой и образуют
единую отраженную волну (см. рис. 2, в).
Волны сжатия, проникшие в дугогасительную
решетку, продвигаются вперед (см. рис. 2, г). Возникшие у
края пластин цилиндрические волны сжатия образуют
продвинувшуюся вперед плоскую отраженную волну.
Вперед продвинулись и волны, проникшие внутрь
решетки (см. рис. 2, д).
На рис. 3 приведена интерферограмма, полученная
при настройке на полосу бесконечной ширины и
относящаяся к взаимодействию ударной волны с решеткой,
имеющей сдвиг входных и выходных кромок пластин
друг относительно друга.
Сопоставление этой интерферограммы с приведенной
на рис. 2, г показывает, что первая имеет большую
наглядность, так как полосы представляют собой изопики
(линии равной плотности), а вторая легче
обрабатывается для получения численных результатов.
Рассматриваемый метод позволяет определить
расположение и форму падающих, отраженных и проникших
в дугогасительное устройство газодинамических волн,
последовательные фазы их изменения и величины
давлений.
Анализ полученных интерферограмм и теневых
диаграмм позволяет установить газодинамические
характеристики макетов дугогасительных устройств и
анализировать их особенности, находить места с повышенным
давлением, препятствующие движению и гашению дуги,
и изыскивать пути для их устранения.
Весь диапазон газодинамических процессов за
падающей волной может быть разделен на дозвуковую и
сверхзвуковую области. Дозвуковая область соответствует
числам Маха падающей волны М<2,07, сверхзвуковая
имеет Af>2,07.
Обработка теневых и интерферометрических
диаграмм процесса приводит к данным о распределении
параметров в поле течения и их изменении во времени при
формировании плоской отраженной ударной волны.
Результаты этой обработки приведены на рис. 1, где
имеются данные о давлении за фронтом отраженной волны
в зависимости от числа Маха падающей ударной волны
d
и параметра решетки d =
где d — толщина
52 + d'
пластины решетки, бг — зазор между пластинами.
Для не слишком сильных ударных волн соотношения
между падающей ри отраженной р2 и проникшей в
дугогасительное устройство рг волнами давления могут быть
выражены следующими уравнениями [1, 2],
основанными на законах акустики,
/?2 =
Z2 + Zl
Ри Рг'-
2г2
z2 + ^i
■ Pi*
(1)
где zb z2 ~ акустическое сопротивление широкой части
камеры и дугогасительного устройства
соответственно.
Однако для более сильных ударных волн
взаимодействие ударной волны с решеткой рассмотренного типа
оказалось существенно нелинейным. Это говорит о том,
что на сильные ударные волны акустическое
приближение не распространяется и необходимо обращаться к
эксперименту [3].
Вошедшую в решетку волну можно считать
установившейся на расстоянии от входа, равном нескольким
толщинам пластин, в то время как для отраженной
волны соответствующим размером является зазор между
пластинами.
2
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, шып. 2 (87)

Падающая
Пластины решетки t/варная волна
Прошедшая волна Отраженная волна
V 7
s@-
=£
=£-
=£-
НЕ
ттжж
в
жтщтшшшш№^{>'*жм
шштшштшшшшшт
д е
Рис. 2. Интерферограммы и теневые диаграммы газодинамических волн дугогасительной решетки
ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, шип. 2 (87)

Рис. 3. Интерферограмма течения, возникшего при
взаимодействии ударной волны с решеткой, набранной из
папарно сдвинутых пластин
УДК 621.318.5.019.3
ЗАВИСИМОСТЬ КОММУТАЦИОННОЙ
СПОСОБНОСТИ КОНТАКТОВ РЕЛЕ
ОТ ИНДУКТИВНОСТИ НАГРУЗКИ
Г. А БУГАЕВ, Ю. Д. ОМЕЛЬЧЕНКО
В стандартах, ТУ и информационных материалах
данные по коммутационной способности и износостойкости
контактов реле при постоянном токе и индуктивной
нагрузке приводятся для одного фиксированного значения
постоянной времени, независимо от мощности нагрузки.
Известно, однако, что постоянная времени реальных
нагрузок физически зависит от их размеров и
потребляемой мощности. Так, у катушки контактора серии
КПВ-600 5-й величины постоянная времени в 3 с лишним
раза больше, чем v контактора 2-й величины.
В дополнении 337—1А к публикации МЭК 337—1
(1970) по выключателям цепей управления впервые
предписан учет указанной зависимости. Согласно
предписанию МЭК эта зависимость учтена при пересмотре
ГОСТ 17523—72 на промежуточные реле: по новой
редакции этого стандарта постоянная времени т (в мс)
индуктивных нагрузок с потребляемой мощностью
Я^50 Вт выбирается по формуле т=2Р; при Р>50 Вт
принимается т=100 мс.
Введение указанного зависимого значения т
потребует корректировки имеющихся данных о
коммутационной способности и износостойкости контактов.
Для облегчения этой корректировки проведено
экспериментальное исследование зависимости
длительности процесса отключения индуктивной нагрузки от ее
постоянной времени.
Исследование проводилось при напряжении ы=1,1х
Х202=242 В и токах нагрузки /, равных 0,19; 0,275;
0,55 и 1 А.
Основные характеристики коммутирующих
контактов реле приведены в табл. 1.
В качестве нагрузок использовались катушки
контакторов КПВ-604 и КПВ-605, а также катушки
индуктивности, которые в зависимости от требуемого значе-
Полученные данные показали, что траектории
отраженной и прошедшей в решетку волн (в плоскости X\t)
мало отличаются от прямой линии, т. е. скорости
распространения фронтов этих волн почти постоянны. Это
позволяет считать, что газодинамические процессы в
электрических аппаратах с дугогасительной решеткой
хорошо моделируются геометрическим подобием.
ЛИТЕРАТУРА
1. Брон О. Б., Лярский Б. А., Куклев Ю. В.
Электрическая дуга в изоляционных щелях переменного
сечения.—«Электричество», 1974, № 10, с. 24—29.
2. Брон О. Б., Лярский Б. А., Куклев Ю. В.
Газодинамические процессы в камерах электрических аппаратов,
содержащих дугогасительную решетку.— «Известия
ВУЗов. Электромеханика», 1977, № И, с. 1189—1194.
3. К вопросу о взаимодействии ударной волны с
проницаемой преградой./Архипов В. В., Бауэр М. Э., Ко-
лышкина Л. Л. и др. Ученые записки ЛГУ
«Газодинамика и теплообмен», 1979, № 6, с. 37—43.
Таблица 1
Тип (серия)
реле
Номинальный
ток контактов,
А
Раствор
контактов, мм
Количество
разрывов цепи,
осуществляемых
контактами
РПУ-0 2,5 0,85 1
РПК-1 16 2,9 2
ния тока включались в испытательную схему
непосредственно либо последовательно с активными
сопротивлениями. Каждое из вышеуказанных значений тока
реализовалось двумя различными по составу нагрузками
для определения влияния их конструктивных
особенностей и проверки правильности учета этого влияния.
Величина постоянной времени нагрузки в процессе
исследования варьировалась от минимальной (при
отсутствии железа) до максимально возможной или
допустимой по условиям отключения. Это достигалось
введением в катушку сердечника, дополнения его Г- или
П-образным ярмом, а затем и замыкания магнитной
цепи посредством якоря с регулируемым зазором.
Постоянная времени в каждом случае измерялась
двумя следующими способами.
1. ПО ГОСТ 2933—74 для катушек с
ферромагнитным магнитопроводом, т. е. по времени достижения
током при включении 95% его установившегося значения.
2. С помощью устройства [1], производящего
разряд индуктивной катушки с током на магазин емкостей
при постоянном приложенном к разрядному контуру
напряжении питания.
Время отключения определялось по осциллограммам
процесса отключения; при каждом состоянии нагрузки
выполнялось 10—20 отключений одним и тем же
контактом, подсчитывалось среднее время отключения и
его разброс. При токах 0,55 и 1 А этот разброс лежал
в пределах ±10%; при 0,19 А, как правило, в пределах
4
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, шью. 2 (87)

г,мс
Рис. 1. Зависимость времени отключения iQ от
постоянной времени нагрузки т при напряжении 220 В и токе
0,19 А
±15%, достигая иногда 20—40%; при 0,276 А в
большинстве случаев наблюдался разброс 15—30% с
максимумом 45%.
Различная величина разброса объясняется
особенностями протекания процесса отключения. Как следует
из характера осциллограмм, при токах 0,55 и 1 А
наблюдается дуга, при 0,19 А—, как правило, тлеющий
разряд, при 0,275 А — различные неустойчивые
чередующиеся или наложенные виды разряда с различным
взаимным их сочетанием не только в зависимости от
учитываемых влияющих факторов, но и от одного
отключения к другому.
Некоторые из полученных зависимостей среднего
времени отключения от постоянной времени нагрузки
при неизменном значении тока приведены на рис. 1—2. *
Точки, соответствующие разным способам измерения
т данного варианта нагрузки (эти точки соединены
попарно горизонтальными штриховыми линиями), не
совпадают, т. е. указанные способы измерения дают раз-
"* Поскольку каждое значение тока реализовалось
посредством двух различных по составу нагрузок, графики зависимостей
*о<"т) для измерения по первому способу помечены разными
знаками (X X) и (#— •). Для измерения по
второму способу результатов, полученные на разных нагрузках,
совпадают, и обозначение зависимостей в данном случае принято
одинаковое (д л)
180
160
ПО
ПО
100
80
60
40
го
У
L_^ L
ьА
&*--}
д-
р
А
//
—"—~ —
Ту
~^Lx
■ " '
™
'
20
40 60 80 100 110 Ш0 г,мс
Рис. 2. То же, что на рис. 1 при токе 0,275 А для реле
РЛУ-4 (1и=6 А)
нящиеся результаты. Это различие при отсутствии
железа (нижние точки графиков), как правило, невелико
(~15%), но с введением железа увеличивается и
особенно резко возрастает при замкнутом магнитопроводе,
достигая примерно 80% от меньшего из двух
сопоставляемых результатов измерений.
Точки, соответствующие первому способу измерения
и относящиеся к одной и той же катушке при
различном составе ее магнитопровода, соединены ломаными
линиями. Эти линии для каждой катушки
располагаются особо; выражаемые ими зависимости *о=/(т) в
верхней части графиков резко изменяют свой ход и
приобретают убывающий характер, что физически не
оправдано.
При этом указанные аномалии соответствуют
замкнутой или близкой к этому магнитной цепи нагрузки,
т. е. как раз характерному для реальных нагрузок
состоянию при их отключении.
Точки же, полученные при втором способе
измерения т, располагаются гораздо более упорядоченно и
однородно во всем диапазоне, что позволило построить
по ним графики линейной зависимости *о=/(т), общие
для разных по конструкции катушек при прочих
равных условиях.
Найденная по экспериментальным данным [2]
зависимость времени отключения при дуговом разряде от
постоянной времени и тока индуктивной нагрузки
контактов реле имеет вид
tQ = c% /", (О
где с и а —константы, определяемые параметрами
контактов, коммутирующих нагрузку.
Поскольку характер полученных графиков хорошо
согласуется с пропорциональной зависимостью *о=/(т),
определяемой выражением (1), они были использованы
для вычисления констант этой формулы в исследован-
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 (87)
2. Зак. 399

ной области токов и постоянных времени,
характеризующих коммутационные свойства контактов.
По рис. 1 и 2 и другим экспериментальным данным
были вычислены угловые коэффициенты прямых *о=
=/(т), т. е.
По
Ъ= — =с I
О т
(2)
для одних и тех же контактов при различных
значениях отключаемого тока /, после чего вытекающее из
(2) выражение
lg&/ = Igc + <zlg /
(3)
решалось как уравнение с двумя неизвестными.
Округленные значения полученных таким путем
величин приведены в табл. 2.
Таблица 2
Тип (серия)
реле
РПУ-0
РПУ-4
РПК-1
Номинальный ток
контактов, а
2,3
6
10
16
с, А
60
30
5
3,7
а
2,5
2,2
1,7
1,6
На рис. 3 показаны графики зависимости Kt = q>(I),
построенные по (3) и данным табл. 2. Эти графики
позволяют ориентировочно определять время отключения
для контактов, применяющихся в реле типичных
конструкций при заданных параметрах индуктивной
нагрузки. При этом для контактов мостикового типа в зави-
2.8
2,6
2 А
2 Л
2,0
1.8
1,6
U
1.2
Ю
0,9
0,8
0,1
0,6
0,5
0А
0,3
0,2
1
. /
//
//
//
У
у
/
\1
I
V /
щ/
ш
/ / *
//
г~г~
/
/
/
t
4
/
/у
//
Г /
$
\У
I
А
/
А
/
/
/
/
f
/
/
т\
f
/
/
г
71
/
0.2
0.3 0А 0.5 0,6 0,7 0.8 0,91,А
Рис. 3. Зависимости к* = ф(7) для контактов различных
реле
симости от величины раствора следует пользоваться
графиками, построенными для контактов реле РПК-1
или РПУ-4 на ток 10 А; для контактов с одним
разрывом цепи — графиками контактов реле РПУ-0 и РПУ-4
на 6 А.
Верхняя граница графиков (рис. 3
(«-*-•)
соответствует предельной коммутационной способности
контактов при напряжении 220 В и индуктивной
нагрузке с т=100 мс, если исходить из максимально
допустимого времени отключения, равного 0,3 с, согласно
указанию п. 8 ГОСТ 2933—74.
Полученные данные желательно было бы
использовать и для ориентировочой оценки коммутационной
износостойкости контактов.
Коммутационная износостойкость при дуговом
разряде определяется в основном произведением энергии
дуги на число коммутационных циклов N [2]. При этом
выражение для энергии дуги имеет вид
Я7ж =
U I
\'^П
(4)
На основании принятого предположения для двух
вариантов нагрузки контактов при неизменном напряжении
сети и одинаковой степени их изношенности можно
составить равенство
M-/,-T,(l+-| /l)=tfa/, *a(l+| /$);
или, обозначив
(5)
(6)
К„,Л
1.6
1,Ь
U
1,0
0,8
0,6
О А
0,1
у
чу
W / А
1
W /
1//
7/
л
/
0,2
0,Ь 0,6 0,8 1,А
Рис. 4. Зависимости KW=ty(I) для контактов различных
реле
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 (87)

переписать его в виде соотношений
Для Ni=N2 из (7) получают
kW2 = кт • ~" . (8)
Зависимости /cw=\|)(/) для исследовавшихся
контактов, построенные по формуле (6) и данным табл. 2,
приведены на рис. 4.
Пример возможного использования графиков рис. 4
приведен ниже.
Предполагают, например, что известен ресурс Ni
данных контактов при нагрузке с током Л и постоянной
времени Xi и для постоянной времени Тг требуется
определить эквивалентный по ресурсу ток нагрузки 1%. Тогда
по рис. 4 в зависимости от конструкции и параметров
ЗА РУБЕЖОМ
УДК 621.316.923
МАТЕМАТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ ПРОЦЕССА
ДУГОГАШЕНИЯ ЗАРУБЕЖНЫХ
БЫСТРОДЕЙСТВУЮЩИХ ПРЕДОХРАНИТЕЛЕЙ
Д-р техн. наук К. К. НАМИТОКОВ, Н. А. ИЛЬИНА,
канд. техн. наук И. Г. ШКЛОВСКИЙ
Наибольшее распространение в качестве аппаратов
защиты мощных полупроводниковых вентилей получили
быстродействующие плавкие предохранители,
конструктивно выполненные из керамического (в основном
фарфорового) корпуса, кварцевого наполнителя и
ленточных плавких элементов из серебра. Проводятся
исследования по обеспечению возможности использования
для изготовления плавких элементов.
Сложная природа происходящих в период дугогаше-
ния явлений затрудняет построение точных
математических моделей. Поэтому описание процессов,
происходящих в предохранителе на этапе развития и гашения
дуги, базируется в основном на макроскопических
наблюдениях и редко используется анализ физических
особенностей происходящих здесь явлений.
Одной из первых попыток такого рода была
«зарядная» модель Г. Кремера [1]. Этот исследователь, а
вслед за ним и Оливер [2] предложили моделировать
поведение дуги предохранителя на основе допущения
о том, что масса эродированного металла плавкого
элемента прямо пропорциональна величине электрического
заряда, прошедшего через столб дуги. Дальнейшая
аппроксимация заключалась в предположении
постоянства среднего значения напряженности осевого
электрического поля в течение всего периода дугогашения. Их
анализ базировался на использовании следующего
выражения
ил = Ко + Е1л,
где /д = — J / (/) dt — длина дуги;
q о
контактов определяют Kw\ Дли тока /ь по (8)
вычисляют Kw2 и по рис. 7 находят требуемый ток /2.
Для проверки применимости предлагаемой методики
для рассматриваемой области нагрузки по ней
рассчитывались зависимости ресурса от тока нагрузки для
реле РПУ-0 и РПУ-4 и сопоставлялись с аналогичными
данными, полученными в результате прямых
экспериментов. При этом расхождение результатов находилось
в пределах 15—45% для реле РПУ-0 и 3—30% для
реле РПУ-4, что приемлемо для ориентировочной
прогнозной оценки износостойкости.
ЛИТЕРАТУРА
1. Бугаев Г. А. Измерение постоянной времени
индуктивных катушек со сталью. «Электротехн. пром-сть.
Сер. Аппараты низкого напряжения», 1980, вып. 1 (86).
2. Гордон А. В., Исаев К. В., Соколов В. Г. Оценка
допустимых режимов работы контактов реле по
некоторым обобщенным параметрам. В сб.: «Электрические
контакты». М., «Энергия», 1967.
иЛ — напряжение на дуге;
Е — напряжение электрического поля;
Ко — начальное напряжение на дуге;
q — площадь поперечного сечения плавкого
элемента;
А — удельная константа выгорания.
На основе принятой «модели, управляемой зарядом»,
получено уравнение цепи с предохранителем
dH n di AEt
dt* dt q
Знание экспериментально полученных параметров Е,
Ко, А позволяет легко получить решение данного
уравнения, по структуре идентичного обычному
дифференциальному уравнению R, L, С контура, в котором роль
АЕ
эквивалентной емкости выполняет величина —. Мо-
Я
дель Кремера — Оливера имеет два недостатка. Первый
заключается в том, что предложенная модель
предполагает рост напряжения на дуге за счет выгорания
материала плавкого элемента. В действительности же в
современных быстродействующих предохранителя*,
имеющих множество коротких (порядка 1 мм)
последовательно и параллельно соединенных плавких перешейков,
максимум напряжения на дуге достигается весьма
быстро (в течение сотых долей миллисекунды) в
результате плавления и испарения плавких перешейков, а в
ходе значительно более длительного этапа выгорания
плавкого элемента напряжение на дуге уменьшается.
Второй существенный недостаток модели связан с
резко непостоянным значением напряженности осевого
электрического поля на первой короткой и второй
длительной стадиях этапа дугогашения. Все это
практически исключает использование данной модели для
расчета.
Эмпирическая модель Долежовского [2] позволяет
учитывать влияние параметров и элементов конструк
ции предохранителя на форму напряжения и тока. Для
анализа процесса отключения тока короткого
замыкания предохранителем с ленточными или проволочными
плавкими элементами из меди и серебра, у которых от-
НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, urn. 2 (87) 7
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО
2*

ношение поперечного сечения части с перешейками
к несуженной части элемента не превосходит 0,6, он
предложил уравнение
di
Um • sin (о t + ф) — L
где U„
dt
-Ri = n(UB + lE),
■ максимальное напряжение источника
питания;
R, L — параметры контура короткого замыкания;
п — число последовательно соединенных
перешейков;
Uв — приэлектродное падение напряжения;
/ —длина дуги;
Е — напряженность электрического поля.
Источник питания позволяет получать следующие
величины: /«=0,3-1-60 кА (ток контура); £/то = 100-г-240;
600-М800 В; cos(p=0,l-r-0,35.
В результате анализа и лабораторных испытаний
Долежовский определил три главных параметра: UB> I
и £ в функции геометрических размеров и типа
материала плавкого элемента и некоторых физических
параметров дуги отключения. Для приэлектродного падения
напряжения получено два эмпирических выражения,
одно из которых используется при плотности тока не
более 8 кА/мм2, а второе — при плотности тока 8—
20 кА/мм2. В обоих случаях приэлектродное падение
существенно зависит ©т плотности и-изменяется в
пределах 45—65 В и 80—140 В соответственно.
Для скорости удлинения дуги также получено
эмпирическое выражение в зависимости от физических
констант и параметров контура. При нахождении экспери-
ментальным путем зависимости для напряженности
электрического поля использовано выражение
Е = £0 ехрг/Qx,
где £о — напряженность электрического поля в
момент *=0;
Qt — постоянная времени спадания электрического
поля в столбе дуги ввиду накопления тепла
в дугогасящей среде.
После соответствующих подстановок Долежовский
получил громоздкое выражение, связывающее
величину £ с размерами плавкого элемента и эмпирическими
данными.
Подводя итоги краткого рассмотрения эмпирической
модели Долежовского, можно отметить следующее.
1. Метод Долежовского позволяет определить
влияние некоторых конструктивных параметров
предохранителя на его вольт-амперную характеристику.
2. Полученные им соотношения относятся к
довольно узкому диапазону геометрических форм и размеров
элементов.
3. Построение модели требует проведения
большого объема натурных испытаний для определения
множества констант, входящих в уравнение, и проверки
введенных допущений.
Райт и Бомонт [3] поставили задачу построения
математической модели, базирующейся на серьезной
теоретической основе с минимальным использованием
экспериментальных данных. Кроме того, в отличие от
других работ модель указанных авторов основывается на
рассмотрении баланса энергии для электрической дуги.
Было использовано известное разбиение дуги на три
области: анодного и катодного падений напряжения и
столба дуги. Вслед за И. Д. Кобин и Е. Е. Бюргер
авторы рассматриваемой модели показали, что разность
между поставляемой и теряемой энергией пары
электродов плавкого элемента используется для плавления
и испарения катода и анода. Учитывая, что в
соответствии с результатами рентгеновского анализа фульгу-
ритной трубки величины выгорания анода и катода
плавкого элемента оказались одинаковыми, Райт и
Бомонт представили выражение для энергии Emv,
имеющейся на аноде и катоде и определяющей их эрозию,
в виде
<«
Emv = 2 (jjaf + Umf + U7) ■ J idt,
и
где / — мгновенное значение тока;
Uaf — величина напряжения, связанная с анодным
падением;
Umf — величина напряжения, связанная с работой
выхода электронов из металла;
UT — величина напряжения, связанная с тепловой
энергией электронов, входящих в анод;
ta — продолжительность действия дуги.
При составлении баланса энергии у электродов
величина Emv была приравнена энергии, использованной
для удаления материала электродов
Emv = тлх + ту • 72 + rnt (<?пл — 200°С) • с,
где mt — суммарная масса металла расплавившихся
электродов;
mv — масса металла испарившихся электродов;
Yi — скрытая теплота плавления материала
элемента;
Y2 — скрытая теплота испарения материала
элемента;
Фпл — температура плавления;
С — удельная теплоемкость.
Для расчета использовали соотношение
mv = 0,4 m/,
поскольку экспериментально было установлено, что
масса испарившегося металла составляла около 40% от
общей массы металла, которая расплавилась в ходе
этапа дугогашения. На основе проведенного баланса
энергии у электродов удалось определить скорость
роста электрической дуги (т. е. скорость выгорания эле,-
мента).
Баланс энергии для столба дуги для интервала
времени ot был представлен в виде соотношения
Uc\ ' h + UC2 • h
а/ = ка1 + Ki + кТ + кт,
где£/сь £^с2 — напряжения на столбе дуги в момент
начала и окончания интервала времени Ot
соответственно;
*ь *2 — токи для соответствующих моментов
времени;
kai—величина кинетической энергии атомов и
ионов, выбрасываемых из столба,
которая отдается в окружающий накопитель;
ki — кинетическая энергия электронов,
выбрасываемых из столба, которая также
отдается в наполнитель;
kr — энергия, требуемая для ионизации части
атомов, отбирается от столба дуги и
отдается в наполнитель при рекомбинации;
km — энергия, теряемая столбом дуги в
результате излучения в наполнитель,
окружающий дугу.
Левая часть данного уравнения определяет
величину поступившей в дугу энергии, правая часть —расход
поступившей в дугу энергии.
Для каждой из приведенных выше компонент
получены расчетные соотношения, которые легли в основу
системы 10 линейных уравнений, решение которой
выполнено с помощью ЭВМ. В результате расчета
построены семейства кривых, устанавливающих зависимости
8
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, ■ып. 2 (87)

вольт-амперных и вольт-секундных характеристик
предохранителя, Джоулевых интегралов, температуры и
давления дуги от соответствующих параметров.
Среди аппроксимаций, сделанных Райтом и
Бомонтом с целью упрощения, наиболее дискуссионным
является допущение относительно механизма, описывающего
инициирование дуги. На это же указывал д-р Т. Лип-
ский в своем комментарии по поводу данной работы, не
учитывающей преддуговой стадии. Кроме того,
использованное английскими исследователями значение
напряжения на столбе дуги в начальный момент дуговой
стадии, равное 33 В, возможно и приемлемо для
конкретного рассмотренного ими случая, однако неприемлемо для
предохранителей, например, с измененной формой
плавких перешейков, что лишает предложенную модель
универсальности.
Вызывает сомнение утверждение указанных авторов
о том, что дуга горит в парах серебра. В
действительности, как показали спектроскопические исследования
японских ученых, дуга в предохранителе с кварцевым
наполнителем горит в парах Si02. Сами авторы не
считают свою модель окончательной и вполне допускают
ее дальнейшие усовершенствования. По нашему мнению,
несмотря на ряд недостатков, модель Райта — Бомонта
следует считать определенным этапом на пути к
созданию достаточно адекватной и универсальной
математической модели.
Недавно опубликованная модель Уилкинса в ряде
элементов повторяет методику, ранее использованную
другими исследователями. Например, напряжение на
отдельной дуге £/д представляется в виде
[/д=ип + xl,
где иъ — суммарное приэлектродное падение
напряжения;
/ — мгновенное значение градиента
напряжения на дуге;
х — мгновенное значение длины дуги.
Величина UB не является постоянной и
представляется в виде, аналогичном использованному Доле-
жовским. Скорость эрозии у каждого иснования дуги
считается пропорциональной плотности энергии у
оснований дуги, т. е. произведению приэлектродного
СОВЕЩАНИЯ
УДК 621.316.5.027.2.064.4
МАТЕРИАЛЫ III МЕЖДУНАРОДНОГО
СИМПОЗИУМА ПО ЯВЛЕНИЯМ
В ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГЕ
НАГРЕВ РАЗНОРОДНЫХ КАТОДОВ
ЭЛЕМЕНТАРНЫМИ ПЯТНАМИ
ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГИ
A. Sobieszczuk. Enwarmung heterogencr kathoden durch
elementarflecke.
Third International Symposium on Switching Arc
Phenomena, Sept., 1977, 49—52 (нем.)
Приведены результаты тепловых расчетов
элементарных пятен для различных материалов катодов.
Даны диаграммы, характеризующие зависимость
скорости повышения температуры в граничной зоне
элементарного пятна от тока /н и его плотности /м. Расчеты
падения напряжения на плотность тока
Дальнейшие допущения и упрощения были связа-
згны с использованием ряда констант, получаемых
экспериментальным путем. В конечном счете
квазиэмпирическая модель дуги Уилкинса не имеет
принципиальных отличий от описанных выше и, в основном,
имеет те же недостатки.
Описанные наиболее развитые модели,
разработанные зарубежными исследователями, позволяют
составить общее мнение о состоянии и перспективах
дальнейшего усовершенствования математических
моделей предохранителей.
Ввиду сложности физических процессов,
происходящих в предохранителе во время формирования и
гашения дуги, до настоящего времени не удалось получить
строгой математической модели этапа дугогашения.
Разработаны в основном полуэмпирические модели,
в большой степени зависящие от конкретных
результатов испытаний и определяющие характеристики дуги
для данных параметров плавких элементов и контуре
коммутации. Адекватность и приемлемость для
практики таких моделей довольно проблематична также из-за
сложности отдельных моделей и неуниверсальности.
Практически не созданы модели для
быстродействующих предохранителей на сравнительно большие
номинальные токи порядка нескольких сотен ампер и
напряжения порядка 1000 В.
Необходима разработка достаточно простых
моделей, которые базировались бы на фундаментальных
физических принципах, обладали универсальностью и
адекватностью в пределах инженерной точности.
ЛИТЕРАТУРА
L Я. Krolmer. „Der Lichtbogen an Schmelzleitein in
sand".—„Arch. f. Electz", 1942, Nr. 8, S. 455.
2. Switching ARC phenomena Second International
Symposium 25—27 September, 1973, Lodz, Poland.
3. A. Wright, K. I. Beaumont. „Analysis of highbrea-
king—capacity fuselink arcing phenomena", Proc. IEE,
vol. 123, No 3, March, 1976, p. 252.
выполнялись при следующих упрощениях: элементарное
пятно имеет форму круга; не изменяется во времени и
является неподвижным; энергия подводится к катоду
через элементарное пятно с небольшой постоянной
поверхностной плотностью мощности, которая зависит от
тока электрической дуги, площади элементарного пятна,
а также числа одновременно существующих
элементарных пятен; не учитывается нагрев элементарного пятна
джоулевым теплом.
Для каждого из принимаемых значений /м и /м
устанавливались площадь поверхности элементарного
пятна sM и плотность мощности в элементарном пятне.
Единичная мощность Рм выражается в ваттах на 1 А
величины тока в элементарном пятне. Рм = 5 Вт/А
соответствует току дуги до 200 А, Рм<5 Вт/А —большим
величинам тока, например, при Рм = 3 Вт/А ток дуги
порядка 100 А. Предполагалось, что элементарное пятно
существует до тех пор (т. е. имеет «срок жизни» t),
пока температура в его граничной зоне не достигнет
температуры кипения материала катода.
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 (87)
9

При условии, что ток в элементарном пятне равен
1—10 А, а / = 10~8-=-10-6 с, для меди плотность тока
/м соответствует для железа /м = 1-1010 А/м2, для
вольфрама /м = 5- ЮКЦ-ЫО11 А/м2; 1 - 10пЧ-5-10^ А/м2; для
никеля /м = Ы01(Ч-5-1010 А/м2. Приведенные значения
плотностей тока относятся к мощности Рм=5 Вт/А, т. е.
к малым величинам тока дуги.
В таблице приведены характеристики скорости
повышения температуры на торцевой поверхности медного
Ток /м, А
Плотность тока
Ju. А/м'
Температура
Г, К
Время /, с
5 ЫОи 1500 10-ю
5 МО" 1700 10-9
5 ЫОи 2200 Ю-»
5 МО» 3800 10-7
РАЗРЯДНЫЙ КАНАЛ, СОЕДИНЯЮЩИЙ
ЭЛЕКТРОДНЫЕ СТРУИ ПЛАЗМЫ
W. Tarczynski. Discharge channel Joining electrode
plasma Jets. Third International Symposium on Switching Arc
Phenomena, 1977, 132—136 (англ.)
Приведены результаты исследований разрядного
канала в пространстве между струями плазмы
электрической дуги переменного тока на медных и вольфрамовых
электродах. Производилась киносъемка дуги
высокоскоростной камерой типа СФР в кадрирующем режиме со
скоростью 2,5-104-7-5-105 кадров в секунду.
Как известно, в начальный момент размыкания
контактов, когда начинается горение дуги, возникающие
струи плазмы сталкиваются и образуют плазменный
диск. Затем под влиянием магнитного поля дуга
выходит из межконтактного промежутка. При этом струи
плазмы изгибаются и разделяются.
В результате исследований установлено, что
разрядный канал, соединяющий струи плазмы, имеет форму
расширяющейся зоны или узкого остропрофильного
канала, или же нескольких параллельных каналов. В
работе более полно определена эта область дуги.
Съемки дуги производились при прохождении тока
через нуль и в отдельные выбранные моменты времени
второго полупериода. Ток во втором полупериоде
достигал максимального значения /Макс=500 А.
Наблюдения за областью дуги 3 между струями
плазмы показали следующее. Непосредственно перед
прохождением тока через нуль струи плазмы соединяются
с зоной неоднородной яркости, где плотность тока не
может быть определена. После прохождения через нуль
ток, вероятно, протекает по тому же пути до момента,
когда появляется новый разряд выше электродов на
18 мм. Подсчитанная по измеренному диаметру этого
разряда плотность тока /=5-105 А/м2. С течением
времени образовавшийся разряд поднимается, диаметр его
увеличивается, а сам он деформируется. Плотность тока
сердцевины разрядного канала может быть
ориентировочно оценена как /=5-106 А/м2. Далее наблюдался
новый процесс — разряд у основания плазменных струй
(у вершины электродов). Он отличался меньшей
яркостью, которая вначале была неравномерна, как при
катода, соответствуют расчетной температуре в
граничной зоне элементарного пятна (для Рм = 5 Вт/А).
Аналогичные диаграммы даны также для железного,
вольфрамового и никелевого катодов (для Рм = 5 Вт/А
и PM-3 Вт/А; /м = 5 А и /м = 1 А; /м^б-1011 А/м2,
3-Ю11 А/м2 и 1-Ю11 А/м2, а также для /м = 0,1 А и /м =
= 1012 А/м2; /м = 50 А и /м = 1-Ю1о д/м2).
Существуют определенные значения плотности тока
/м для тока /м в пределах нескольких ампер, при
которых температура в граничной зоне элементарного
пятна вообще может достигать температуры кипения
материала катода: для меди /М = Ы011 А/м2; для железа
/м = 5-109 А/м2; для вольфрама /м = 5-1010 А/м2; для
никеля /м»1-10,в А/м2.
Температура в граничной зоне элементарного пятна
для токов порядка нескольких ампер и плотностей тока
ниже вышеуказанных оказывается ниже температуры
кипения.
О. Б. Брон, Л. К. Сушков
тлеющем разряде. Киносъемка показала, что этот
разряд поднимается по боковой стороне плазменных струй,
не оказывая воздействие на основной разряд и исчезая
до достижения током максимального значения. В
момент появления основных шунтирующих разрядов
напряжение в дуге падает. Когда ток достигает
максимального значения, между плазменными струями все
чаще появляются шунтирующие разряды.
Картина горения дуги может быть представлена
таким образом. Область дуги между струями плазмы
образуется в виде сильно выступающего канала, который
движется по плазменным струям вверх, после чего он
исчезает, так как перекрывается новым разрядом,
образующимся внизу по ходу струи. Это происходит в том
случае, если снижение напряжения вдоль старого
разряда превышает электрическую прочность между
нижними частями плазменных струй. Это явление
повторяется многократно за время одного полупериода, в
результате чего происходит пульсация напряжения дуги.
Ток /, А
Частота / , кГц
Время, мс
410 2 5,5
430 5,8 5,75
460 6 6,5
420 4,5 7,3
410 5,2 7,5
280 2 8,75
Почти скачкообразное снижение напряжения
происходит во время перекрытия новым образовавшимся
разрядом, а следующее затем повышение напряжения
происходит вследствие раннего увеличения длины петли
тока. При этом наблюдается зигзагообразный характер
изменения напряжения.
Частота fz зажиганий новых разрядных каналов (см.
таблицу) между струями плазмы при токе i
характеризует частоту пульсации напряжения, которая в случае
медных электродов достигает 6 кГц при токе, прибли-
10
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 (87)

жающемся к максимальному значению. В случае
вольфрамовых электродов наблюдаются дополнительные
пульсации напряжения дуги с более высокой частотой
(16,6 кГц), обусловленные развитием новых разрядных
ВЛИЯНИЕ ТОЛЩИНЫ ОКИСНОЙ ПЛЕНКИ
НА МИКРОСТРУКТУРУ КАТОДНЫХ ПЯТЕН
ДУГИ НА МЕДИ
L. E. Guile and A. H. Hitchcock. Effect of Oxide Thickness
on the Microstructure of Arc Cathode Spots on Copper,
Third International Symposium on Switching Arc
Phenomena, 1977, 35—39 (англ.)
Приведены результаты исследований эрозии медных
катодов с помощью сканирующего электронного
микроскопа с кратностью увеличения 100000 раз.
Наблюдалась неподвижная дуга с током 4,5 А и дуга с током
12—68 А, перемещающаяся со скоростью 20—240 м/с.
Толщина первоначальных окисных пленок на медных
катодах составляла 2,5—340 нм. В опытах применялись
кратковременные разряды (от 3,8 не до 3,5 мкс).
Как указывают авторы, настоящая работа имела
целью исследовать в месте эмиссии токи, плотности
тока, продолжительность существования места эмиссии,
а также зависимость скорости эрозии от толщины окис-
ной пленки.
Исследования стационарных кратковременных
дуговых пробоев показали, что процессы эмиссии и эрозии
на медном катоде должны быть отнесены к двум
различным классам: один относится к очень тонким окис-
ным пленкам электрода, а другой — к сравнительно
толстым. Каждый из важных параметров, связанных с
местом катодной эмиссии, имеет либо максимальное, либо
минимальное значения при толщине окисной пленки в
несколько десятков нанометров. В связи с этим в
докладе полученные результаты исследований
представлены в двух подразделах: для окисной пленки
толщиной 2,5 нм и для сравнительно толстой окисной пленки.
При окисной пленке толщиной 2,5 нм снимки дуги
длительностью 3,5 мкс с током 4,5 А при увеличении
в 7000 раз показали, что на поверхности катода
формируется множество кратеров, но их плотность на
различных участках поверхности различна. При этом
наблюдается тенденция образования кратеров вдоль царапин
на поверхности. Из снимков кратеров с увеличением в
42000 раз видно, что вокруг кратеров имеются явно
выраженные буртики. Такие же характеристики, как
показали ранее проведенные исследования, имеют
кратеры на металлах со слабой окисной пленкой или
вообще без нее, например, на палладии.
Снимки дуги длительностью 1 мкс и током 4,5 А
при начальной окисной пленке толщиной 340 нм
показали, что в пределах примерно круглой зоны окисная
пленка была «сорвана». Измерения аналогичных
поврежденных зон на катодах с различными по толщине
окисными пленками показали, что высота кромки
между окружающей неповрежденной окисной пленкой и
«сорванной» зоной была равна толщине
первоначальной пленки, т. е. основной материал не «уносился» за
исключением отдельных кратеров с типичным диамет-
каналов не только между катодной и анодной струями
плазмы, но также между одной из струй и соседним
каналом.
О. Б. Брон, Л. К. Сушков
ром порядка 0,1 мкм. Даже при малой длительности
д>ги порядка 3,8 не из окисной пленки толщиной 100 нм
срывался круглый «пятачок» порядка 2-Ю-11 м2. В
пределах сорванных «пятачков» окисной пленки
наблюдалось много малых кратеров с очень высокой
поверхностной «плотностью», например, от 1013 до 2,3-1013 м2
для пленки толщиной 100 нм. Количество этих
кратеров увеличивается с увеличением длительности горения
дуги. Производился подсчет количества кратеров с
различными по величине диаметрами. Получены
диаграммы типичного распределения диаметров кратеров,
относящиеся к дуге длительностью 25 не и током 4,5 А,
воздействующей на окисную пленку толщиной 100 нм
Установлено, что наиболее часто встречается кратер
диаметром 1 мкм. В результате измерений наиболее
распространенных диаметров, плотности кратеров на
поверхности, общего числа кратеров и площади
повреждения после горения дуги с током 4,5 А в
течение 1 мкс были построены кривые, каждая из которых
имеет максимум и минимум в пределах толщины
окисной пленки от 25 до 37 нм. Установлено, что токи в
местах эмиссии находятся в узком диапазоне от 10 до
15 мА. «Долговечность» составляет всего лишь 1,3 не,
а плотность тока может достигать 4,1-1012 А/м2.
Исследования дуги, движущейся вдоль поверхности
электрода, показали, что при толщине окисной пленки
порядка 44 нм и скоростях до 80 м/с след дуги состоял'
из цепочки ответвлений, в которых окисная пленка не
срывалась. Для такого процесса образования кратеров
токи в месте эмиссии, долговечность этих мест,
плотность размещения кратеров на поверхности, диаметр
кратеров и скорость срыва или уноса окисной пленки
аналогичны тем, которые характерны для
стационарных дуг. Другой процесс образования кратеров
наблюдался при скорости больше 120 м/с на пленке толщиной
44 нм. В этом случае не происходило уноса окисной
пленки, образовывались кратеры, диаметр которых на
один порядок, а по поверхностной плотности — на 4—5
порядков больше, чем в случаях, когда срывалась
окисная пленка. При этом долговечность мест износа была
значительно большей и составляла 0,4—4 мкс при
токах 0,5—5 А.
Исходя из микрофотоснимков, сделанных с
различным увеличением при различных толщинах окисной
пленки, оценивалась скорость эрозии — суммарное
количество сорванной окисной пленки вместе с
материалом, потерянным под действием джоулева тепла. На
•основании этих данных вычислялась скорость эрозии
катода как для устойчивых дуг, так и для дуг,
движущихся по поверхности катода, имеющей «начальную»
окисную пленку. Из зависимости скорости эрозии от
толщины окисной пленки обнаружено, что для
указанных двух видов дуг кривые имеют пики при 80 мкм
одного порядка по величине.
О. Б. Брон, Л. К. Сушков
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 (87)
11

УДК 621.316.5.027.2.066.6(042)
МАТЕРИАЛЫ 9-й МЕЖДУНАРОДНОЙ КОНФЕРЕНЦИИ
ПО ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ КОНТАКТАМ И 24-го ХОЛЬМОВСКОГО
СЕМИНАРА
В сборнике «Электротехническая промышленность. Серия «Аппараты низкого
напряжения» начинается публикация рефератов докладов 9-й Международной
конференции, состоявшейся в 1978 г. в Чикаго. 96 докладов, прочитанных на конференции,
изложены в трудах Proceedings of the 9th International Conference on Electrical Contact
Phenomena and the 24 Annual Holm Conference on El. Contacts, 1978 на 700 стр. Из
них будут помещены рефераты 89 докладов, имеющих отношение к аппаратам
низкого напряжения. В рефератах указаны номера страниц докладов. Ксерокопии (3 коп.
стр.) докладов можно заказать в Информэлектро по гарантийному письму за
подписью распорядителя кредитов и главного бухгалтера. В заказе следует обязательно
указывать название трудов конференции и доклада на языке оригинала и страницы.
ЭРОЗИЯ КОНТАКТОВ
Turner H. W., Turner С, Е. R. A. Ltd Leatherhead,
England, Contact erosion and its implications. Proc. of the
9 International Conference on Electric contact
Phenomena and the 24 Annual Holm Conference on Electrical
Contacts, 1978, p. 1—8 (англ.)
Эрозия контактов сильнее всего зависит от тока и
очень мало — от напряжения цепи.
В ранних работах пренебрегали нагревом током
тела контакта под его поверхностью. Расчет этого нагрева
(I. A. Rich, J. Appl. Phys.. v. 32, p. 1023—1032, 1961)
проведенный теми же методами, что и расчет
сопротивления распространения, показал, что он пренебрежимо
'»мал при плотности тока в опорных точках дуги
104 А/мм2 при 20 А и 600 А/мм2 при 10000 А. Однако
большие плотности тока 105—106 А/мм2 наблюдались
при взрыве мостика. Мало вероятно, чтобы при этом
нагрев определялся чистоактивным (омическим)
сопротивлением, так как материал находится в
сверхкритическом состоянии. Пинч-эффект внутри контакта
увеличивает нагрев. Он описан в случае жилкой ртути
(А. М. Cassie, «Nature», 1958, v. 101, p. 475). Даже
если считать, что материал контакта под поверхностью
его имеет чисто омическое сопротивление, то показано
(V. Е. Ilijin, С. V. Lebedev, J. Techn. Phys. 1962, v. 32,
p. 8), что плотность тока в пятне 10б А/мм2 достаточна
для расплавления материала под пятном (от
выделившегося там тепла). Последние исследования (Т. Tschalakov,
L. Pejtschev, I. Kasakov. Proc. 3. Int. Symp. Switching Arc
Phenomena, Lodz, p. 53—59, 1977) показали, что
вышеуказанная причина эрозии может иметь место при 2—
5 кА у Ag, Cu, Mo, W. Расчет изотерм в основаниях дуги
(A. Sobieszczuk, Proc. 3 Int. Symp. Switching Are
Phenomena. Lodz p. 49—56, 1977) показал, что при плотностях
тока 5-103-г-105 А/мм2 кипение материала контакта
может быть достигнуто за 0,01—1 мкс. Модель катодного
пятна с большим количеством микропятен
соответствует вышеуказанному. Экспериментальным
подтверждением является большое количество микроучастков,
оплавленных дугой.
Эрозия металлокомпозиций, состоящих из
тугоплавкого скелета, пропитанного легкоплавким материалом
(Ag—W), мала, во-первых, вследствие удержания
капель легкоплавкого материала капилярными силами,
во-вторых, из-за того, что основания дуги окружены,
экранированы и охлаждаются непроводящими парами
легкоплавкого компонента, и, в-третьих, из-за быстрого
движения оснований дуги в ограниченной области (это
движение будет неограниченно, как в случае чисто
медных и серебряных электродов), приводит к повышенной
эрозии из-за разбрызгивания металла.
По данным автора по результатам 130 опытов,
суммарная скорость эрозии обоих серебро-окись
кадмиевых контактов (6—15%) в интервале среднего тока
дуги 7=1-^2000 А равна в среднем
dQ 1.в
—- = 0,5 / мкг/с,
at
а в интервале 7=2000—50000 А равна в среднем
dQ 2.9
— -3- 10-5/ мкг/с.
dt
В отдельных опытах износ может быть в 3 раза
больше или меньше вышеуказанного, что зависит от разных
явлений, вызывающих эрозию, и величины возврата
(осаждения) материала на электродах. Перенос
материала зависит от полярности тока и может быть
разного направления при разных материалах (например,
у меди и серебра при 300 А).
При токах, при которых эрозия преимущественно
вследствие испарения переходит в эрозию
преимущественно вследствие выброса капель металла, происходит
скачкообразное увеличение скорости эрозии примерно
на порядок, что соответствует тому, что скрытая
теплота парообразования металлов на порядок больше
скрытой теплоты плавления. Вышеуказанное
увеличение значительно меньше при кратковременных дугах
(менее 1 мс), когда не образуется большого
количества жидкого металла.
Магнитное дугогасительное поле при малых токах
уменьшает скорость эрозии, так как уменьшает время
дуги, а при больших токах увеличивает скорость
эрозии, так как способствует выбросу жидкой фазы.
Очень большая эрозия может быть вызвана
разрушением структуры материала по границам, где слаба
связь (это так называемая «структурная эрозия»). Она
вызывается:
1) концентрацией посторонних примесей (в
серебряной матрице металлокомпозиций);
2) термическим действием дуги;
3) недостаточной спрессовкой металлокомпозиций
(малая плотность).
В случае термического действия дуги (например, в
цикле Аа) появляются микротрещины на поверхности
и в дальнейшем эрозия может быть значительно
интенсивнее, так как для удаления материала контактов при
наличии трещин требуется меньшая энергия, чем для
плавления.
Р. С. Кузнецов
12
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 (87)

КОММУТАЦИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ТУГОПЛАВКИХ КАРБИДО-СЕРЕБРЯНЫХ
КОНТАКТОВ
Slade P. G. Westinghouse Research & Development
Center, Pittsburgh, Pennsylvania 15235, USA.
The Switching Performance of Refractory Carbide-Silver
Contacts. Proc. of the 9 International Conference on
Electrical Contact Phenomena and the 24 Annual Holm
Conference on Electrical Contacts, 1978, p. 9—17 (англ.)
Для контактов наиболее часто (из группы
тугоплавких) применяется серебро-вольфрамовая композиция.
Ее характеристики подходят для выключателей на
большие токи, так как эта композиция прекрасно
противостоит свариванию и эрозии. Однако вольфрам
легко окисляется и образуется silver tungstate. W03
реагирует с серебром при температурах выше 550° С и
образуется Ag2W04, что приводит к большому
переходному сопротивлению. Вероятность его появления
возрастает с числом коммутаций.
Окислительные свойства молибдена почти такие же,
как и вольфрама, и также образуется пленка с
высоким сопротивлением. Карбид вольфрама широко
применяется с удовлетворительными результатами.
Установлено, что кобальт снижает склонность вольфрама к
окислению. Он образует соединение с вольфрамом на
поверхности частичек вольфрама. Данные некоторых
материалов приведены в табл. 1.
Таблица 1
Состав
материала
Температура, °С
таплспия

кипения
Плотность,
г/см3
Удельное
сопротивление, мком«см
WC
TiC
NbC
Ti02
Nb02
2870
3150
3500
1840
—
6000
4820
—
2500
—
15,6
4,9
7,6
3,8-4,3
5,9
58—80 при 20°С
180-250 при 20°С
74 при 20°С
10Ю при 800ЭС
—
ка — спекание — допрессовка) и ПСИ (прессовка —
спекание — пропитка), а четыре вида — путем горячего
прессования (P. G. Slade, С. A. Andersson, R. Kossowsky,
„The use of Ag—W—CdO and AgSi3N4 as contact
materials", IEEE Transactions on Part, Hybrids, and
Packaging, vol. PHP-12, N 1, March 1976). В последнем случае
технологический процесс был следующий: тщательное
смешивание (mixting and blending); холодная прессовка
и загрузка их в „Inconel 718 die" с засыпкой порошком
нитрита бора (BN); быстрый индукционный нагрев до
500—700° С с одновременным приложением осевой силы
через порошок при давлении (35—75)-103 фунтов на
квадратный дюйм; удаление контактов из порошка после
охлаждения.
Контакты укреплялись на пальчиковой стыковой
контактной системе (один разрыв). При включении
контакты касались «пяткой», а затем происходил перекат
так, что в конечном положении взаимное касание было
по центру обоих контактов. При отключении
разъединение контактов было в области пятки. Включался и
отключался переменный ток 20 А, 110 В при активной
нагрузке и случайном распределении момента
отключения по фазе тока. Вначале ток 20 А включался на
30 мин и термопарой определялось превышение
температуры контакта. Затем это измерение проводилось
после 1000, 2000 и 3000 коммутаций (см. табл. 2).
Замена вольфрама его карбидом увеличивает
переходное сопротивление. Добавка кобальта к композиции
с карбидом вольфрама значительно снижает
сопротивление, и контакты становятся лучше
серебро-вольфрамовых. Контакты с карбидом титана также лучше, чем
с вольфрамом. Приведены микрофотографии и
микрошлифы контактов с описанием их и соответствующих
процессов. Эрозия контактов с кобальтом равномерно
распределена по поверхности в отличие от эрозии
серебро-вольфрамовых контактов, которая сосредоточена.
Горячепрессованные контакты имеют большую эрозию,
чем пропитанные. Контакты с карбидом титана или
ниобия трудно изготовлять, и они механически менее
прочны, чем контакты с вольфрамом или его карбидом.
Серебро-карбидные контакты очень перспективны
для автоматов, и дальнейшие исследования могут при-
Таблица 2
Состав материала
Содержание
серебра по объему,
%
Технология
Число
испытанных пар
контактов
Превышение температуры (°С) после числа коммутаций
среднее
0
1000 1 2000
3000
максимальное
0
1000
2000
3000
W-Ag
WC-Ag
WC—Ag-Co 7%
WC-Ag-Co 7%
TiC-Ag
TiC-Ag
TiC-Ag
NbC-Ag
NbC-Ag
50
60
58
48
20
40
52
28
52
ПСД
ПСД
ПСИ
ПСИ
ГП
ПСИ
ГП
ГП
ГП
40
9
6
9
5
4
2
5
2
21
15
10
20
16
17
39
24
38
38
52
36
36
42
23
23
38
13
49
59
36
20
39
49
25
41
40
44
61
33
36
55
33
22
49
19
35
18
12
28
18
20
40
28
46
84
84
57
49
70
32
25
48
17
94
85
53
31
60
71
27
47
55
85
НО
61
67
63
46
26
59
20
Испытывались контакты со сферической рабочей
поверхностью радиусом 8 мм, высотой 1 мм и диаметром
5 мм (см. табл. 2). Из них пять видов изготовлялись
обычными технологическими процессами ПСД (прессов-
вести к разработке материалов с более низким
переходным сопротивлением, чем у серебро-вольфрамовых
контактов.
Р. С. Кузнецов
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 (87)
13

ЭРОЗИЯ МЕТАЛЛОКЕРАМИЧЕСКИХ
КОНТАКТНЫХ МАТЕРИАЛОВ
ПРИ МНОГОКРАТНОМ ОТКЛЮЧЕНИИ
ТОКОВ 400-7000 А В МАСЛЕ
Zessack I. Institut fur elektrische Energieanlagen, Techni-
sche Universitat Braunschweig, Federal Republic of
Germany.
Burn-up Behaviour of Sintered Contact Materials Tested
Repetatively at Currents Ranging from 400 A to 7000 A
in Oil.
Proceedings of the 9 International Conference on
Electrical Contact Phenomena and the 24 Annual Holm
Conference on Electrical Contact 1978, p. 19—24 (англ.)
Исходя из прогнозов на ближайшие 25—30 лет
комиссия ФРГ из 100 специалистов установила, что
требуются аппараты распределения энергии на
номинальные токи 1,6—4 кА, отключающие токи короткого
замыкания 80 кА. Согласно аналогичным прогнозам ГДР
номинальные токи должны быть до 8 кА при тех же
токах короткого замыкания. Согласно нормам VDE и
МЭК выключатели должны коммутировать 3 раза токи
короткого замыкания и 500—1000 раз номинальный ток.
Цель работы — получить данные по второму из
вышеуказанных требований (по первому имеется много
данных).
Испытание проводилось в однофазной цепи 50 Гц,
550 В с одним разрывом цепи, временем дуги 10±
±0,25 мс. Контакты были установлены в специальной
испытательной машине. Подвижный контакт был
катодом. Скорость расхождения контактов в масле была
1 м/с, частота коммутации 1 Гц — при амплитуде тока
не более 2 кА и 0,03 Гц при амплитуде 7,3 кА.
Прямоугольные контакты размером 45X20x5 мм
взвешивались через 5000 циклов при амплитуде тока не более
1 кА и через 50 циклов при 7,3 кА.
Состав
контактов, %
Си
W
Уменьшение объема контактной пары на
10 коммутаций, мм3
амплитуда тока, А
Збб
821
1126
1782
3656
7278
100
60
45
34
21
0
0
40
55
66
79
100
1,00
0,22
0,26
0,30
0,38
0,52
5,00
0,65
0,80
0,90
1,20
1,90
12,0
1,6
U8
2,0
2,6
6,0
30,0
3,2
3,8
4,2
5,5
12
120
15
14
14
22
45
390
70
46
44
65
120
Включался и отключался один и тот же ток.
Определялось суммарное уменьшение массы обоих
электродов. Оно было пропорционально числу операций (до
25000). В таблице приведены данные об уменьшении
объема контактов медь — вольфрам на одну
коммутационную операцию при разном весовом процентном
содержании компонентов и разных амплитудах
коммутируемого тока. При амплитудах тока не более 1,8 кА
наименьший износ имеет материал 40% вольфрама —
60% меди. При амплитудах тока более 3,7 кА
оптимальный состав; 66% вольфрама — 34% меди.
Р. С. Кузнецов
РАЗРАБОТКА, КОНСТРУИРОВАНИЕ,
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
УДК 621.318.5-762
ГЕРКОНЫ ПОВЫШЕННОЙ МОЩНОСТИ
И РЕЛЕ НА ИХ ОСНОВЕ
Я. Я. ИВАНОВ, В. Е. МАНДРАВИН, А. Я. НОСОВ
В качестве контактных элементов аппаратов низкого
напряжения (АНН) все шире используются герконы
[1]. Перспективность герконов как элементов
промежуточного звена между обычными контактами и
полупроводниковыми приборами определяется простотой
создания на их базе большого разнообразия одно- и
многополюсных устройств и высокой надежностью при
эксплуатации в условиях воздействия повышенной
запыленности, влажности и т. п.
Особое значение приобретают разработка и
применение в различных АНН герконов с повышенной
мощностью коммутации. Как показывает анализ общей
тенденции развития современных аппаратов управления,
в наибольшем количестве нужны герконы, способные
коммутировать индуктивные цепи напряжением до
380 В частоты 50 Гц и токами до 4 А, например, для
включения и отключения катушек управления
пускателей серий ПМЕ, ПМА, ПАЕ, контакторов МК-1 и
других электромагнитных аппаратов.
Разработанные герконы типа МКА-52202 на 4 А
(рис. 1) представляют собой контактную систему,
установленную в стеклянном баллоне /, и состоят из дуго-
гасительного 2 и основного 3 контактов [2]. Дугогаси-
тельный контакт выполнен из вольфрамовой проволоки
и пластины, которые при замкнутом контакте касаются
один другого по линии. Основной контакт предназначен
Рис. L Геркон повышенной мощности типа МКА-52202
14
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 \Ы\

для длительного пропускания номинального тока и
надежной коммутации сигналов с низкими уровнями
напряжений и токов. Он образован полюсными
поверхностями якоря 4, установленного на упругом элементе
5, и магнитопровода 6. Магнитными полюсами магни-
топровода являются участки, прилегающие к
отверстию 7. Упругий элемент жестко связан с выводом 8,
а магнитопровод — с выводами 9 и 10. Благодаря такой
конструкции геркон может быть присоединен к нагрузке
посредством выводов 8 и 9 или 8 и 10.
При достаточной величине магнитного поля
возбуждения (катушки или постоянного магнита) якорь
притягивается к магнитопроводу, предварительно замыкая
дугогасительный контакт. При отпускании геркона
последовательность размыкания контактов обратная.
Вследствие этого электрической эрозии подвергается
только дугогасительный контакт.
Основные технические данные
Коммутируемая мощность, В-А 250
Коммутируемый ток, А 0,001—4,0
Коммутируемое напряжение, В:
переменное частоты 50 Гц 6,0—380
постоянное 6,0—220
МДС срабатывания, А:
группы А 180—220
группы Б 220—260
группы В 260—300
Коэффициент возврата 0,3
Время включения, мс не более 7,0
Время отключения, мс не более 5,0
Сопротивление геркона, Ом не более 0,3
Сопротивление изоляции геркона, Ом Ю8
Электрическая прочность изоляции, В 800
Предельная коммутационная способность геркона
приведена в табл. 1, коммутационная износостойкость —
в табл. 2.
Та
«
I Напряжение
блица 2
Род тока и
вид нагрузки
Ток, А

включения

отключения
мутаций,
с
О Г
Частота
циклов
утацион-
млн
S «
©2
1 Число ь
| НЫХ ЦИК.
Электрические
аппараты
эквивалентных нагрузок
24
Переменный,
индуктивная
cos«p > 0,35
По
220
380
7,5 1,25 3600
2,5 Реле РПУ-1,
РПК-1, РПУ-3,
пускатели
ПМЕ-200
3,0
2,0
1,25
0,4
0,2
0,125
2,5
4,0
2,5
Пускатели
серий ПАЕ
и ПМА
Перемен-
220 ный, актив-1,135
пая
1,135 3600 1,6
Постоян-
6 иый, актив-0,001 0,001 18000 6,0
ная
24

Постоянный,
индуктивная
т = 0,05 с
1,0 1,0 3600 2,0 Реле РП-40,
РПУ-3, РПК-1
220 Постоян- 0,15 0,15 3600 4,0 Пускатели
ный, индук- серий, контак:
тивная торы МК-1
т = 0,06 с
Таблица 1
Род тока
Вид нагрузки
Напряжение, В
Предельный
ток включения
и отключения,
А

Переменный 50 Гц
Индуктивная
cos<p >0,35

Постоянный
Индуктивная
т = 0,05 с
48
ПО
220
380
24
ПО
220
20
15
6
1
4
0,5
0,3
На базе герконов типа МКА-52202 разработаны
промежуточные реле трех серий: РПГ-8 для печатного
монтажа, РПГ-9 в корпусе элементов «ЛОГИКА», РПГ-10
для переднего присоединения внешних проводов под
винт.
Реле являются комплектующими изделиями и
предназначены для работы в схемах автоматики и
управления напряжением 12, 24, 48, 60 и НО В постоянного тока,
выпрямленного трехфазного тока с частотой пульсации
не менее 300 Гц без применения фильтра, а также
выпрямленного тока с фильтром, обеспечивающим
пульсацию не более 6°/о.
Реле РПГ-8 (рис. 2) состоит из геркона /,
расположенного внутри катушки 2, П-образного
ферромагнитного экрана 3 и кожуха 4. Выводы геркона и катушки
припаяны к ламелям 5.
Серия РПГ-9 содержит реле с 6, 4, 3, 2 и 1
замыкающим, 1 размыкающим, 1 замыкающим и 1 размыкающим
контактами. Замкнутое состояние геркона в реле с
размыкающим контактом получено с помощью постоянного
магнита. По конструкции, габаритным и установочным
размерам реле серии РПГ-9 (рис. 3) унифицированы с -
реле серии РПГ, построенными на базе герконов КЭМ-1
[1, 3]. В основном, они отличаются конструкцией,
предназначенной для фиксации герконов / колодки 2. Реле
РПГ-9 могут быть использованы взамен реле РПГ при
коммутации больших индуктивных нагрузок. На рис. 3
показано реле со штепсельным разъемом. Имеются
также исполнения без штепсельного разъема.
Конструкция реле серии РПГ-10 показана на рис. 4.
Герконы / расположены внутри катушки 2. Каркас,
служащий одновременно основанием реле и для
крепления присоединительных зажимов 3, состоит из отдельных
блоков 4 [4], количество которых зависит от количества
герконов в реле (см. табл. на рис. 4).
Основные технические данные реле серий РПГ-8,
РПГ-9 и РПГ-10 сведены в табл. 3.
Рассмотренные реле на базе герконов типа
МКА-52202 удовлетворяют по техническим данным
весьма разнообразным Современным требованиям
техники. Они могут успешно применяться как для
коммутации цепей напряжением в несколько вольт, так и
(благодаря высокой коммутационной способности) для
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 (87)
15

А-А
Рис. 2. Герконовое реле серии
РПГ-8
Рис. 3. Герконовое реле серии РПГ-9
т~
Ьс
т
m 6J2.
*~ 5010.2 *
" 1
—НИИ
Чти
■
£ 5-
1 <
i—-
At
Й5
JJ I III
к
\шт\
включения и отключения асинхронных двигателей
напряжением 380 В и мощностью до 1 кВт. Особенно
эффективно их применение взамен негерметичных
электромагнитных реле в особо жестких условиях
окружающей среды.
Рис. 4. Герконовое
реле серии РПГ-10
Количество
контактов
2
Ч
6
Размера, мм
А
13 to. 2
21,5 t o,2
30 to. 1
в
26
J*. 5
*J
Таблица З
Наименование пара
метра
Время включения не более, мс
Время отключения не более, мс
Потребляемая мощность
обмотки не более, Вт . ,
Напряжение пробоя
* Величина параметра
изоляции
зависит от коли
РПГ-8
5
2
1,4
2500
чества i
РПГ-9
РПГ-10
5-12* 7-
-10,5*
3 2,5
0,75— 3.5—
—6*
2500
'ерконов
—6*
2500
в реле.
ЛИТЕРАТУРА
1. Абрамов Н. Н., Иванов И. П. и др. Реле
управления на герметизированных магнитоуправляемых
контактах (герконах).—«Приборы и системы
управления», 1972, № 5, с. 31—35.
2. Абрамов Н. #., Иванов И. П., Мандравин В. Е.
Магнитоуправляемый герметизированный контакт. А. с.
№ 396736..—«Открытия. Изобретения. Пром. образцы.
Товарные знаки», 1973, № 36.
3. Иванов И. П., Мандравин В. Е. Многоконтактное
реле на герконах. А. с. № 494794.— «Открытия.
Изобретения. Промышленные образцы. Товарные знаки», 1975,
№ 45.
4. Мандравин В. E.t Абрамов Н. Н., Круглова Э. Н.
Многоконтактное реле на герконах. А. с. № 555460.—
«Открытия. Изобретения. Промышленные образцы.
Товарные знаки», 1977, № 15.
16
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 (87)

ИЗОБРЕТЕНИЯ
УДК 621.316.923(088.8)
АННОТАЦИЯ ОБЗОРА ПАТЕНТНОЙ СИТУАЦИИ
ПО ТЕМЕ сТЕХНОЛОГИЯ ЗАСЫПКИ
И УПЛОТНЕНИЯ НАПОЛНИТЕЛЯ
В ПЛАВКИХ ВСТАВКАХ ПРЕДОХРАНИТЕЛЕЙ»
Авторы: А. Н. БУЛГАКОВ, Я. Я. ШНАЙДЕР
Исследования в области технологии засыпки и
уплотнения наполнителя в плавких вставках
предохранителей, а также конструкции предохранителей,
обеспечивающих уплотнение наполнителя, проводились по
патентной документации СССР — с 1929 г., США — с
1935 г., Великобритании — с 1943 г., Франции —с
1942 г., Швейцарии — с 1943 г., Японии —с 1951 г.,
ПНР —с 1966 г.
Часть их — патентны-аналоги.
Наибольшее число изобретений по технологии за-
УДК 621.316.923
АННОТАЦИЯ ОБЗОРА ПАТЕНТНОЙ СИТУАЦИИ
ПО ТЕМЕ «ПЛАВКИЕ ВСТАВКИ ДЛЯ
БЫСТРОДЕЙСТВУЮЩИХ ПРЕДОХРАНИТЕЛЕЙ»
Авторы: А. Н. БУЛГАКОВ, Я. И. ШНАЙДЕР
Исследования в области плавких вставок для
быстродействующих предохранителей с кварцевым
наполнителем проводились по патентной документации:
СССР за 50 лет; США — за 44 года, Великобритании —
за 26 лет, Франции — за 27 лет, Швейцарии — за 26
лет, Японии —за 28 лет, ПНР —за 13 лет.
В результате патентного исследования выявлены
ведущие зарубежные фирмы в области
быстродействующих предохранителей. К ним относятся: English
Electric (Великобритания), Laur — Knudsen (Дания), Cha-
se-Shawmut, Gold (США), Siemens (ФРГ), а также
ряд организаций в СССР.
Анализ отобранных патентных материалов
показывает, что работы, ведущиеся в области плавких
вставок для быстродействующих предохранителей, решают
следующие вопросы:
использование различных материалов, содержащих
не только серебро, для изготовления плавких
элементов;
использование формы плавкого элемента, обеспечи-
УДК 621.316.925
АННОТАЦИЯ ОБЗОРА ПАТЕНТНОЙ СИТУАЦИИ
ПО ТЕМЕ «УСТРОЙСТВА ПИТАНИЯ ДЛЯ
РЕЛЕЙНОЙ ЗАЩИТЫ И АВТОМАТИКИ
С ПРИМЕНЕНИЕМ ИНТЕГРАЛЬНЫХ
МИКРОСХЕМ»
Авторы: Д. М. ФЕДОРЕ ЕВ, Н. Af. ФЕДОРОВА,
3. Г. ФЕДОРОВА
Были изучены материалы (описания изобретений,
реферативных журналов, официальных бюллетеней,
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО
сыпки и уплотнения наполнителя в плавких вставках
предохранителей принадлежит предприятиям и
организациям СССР, фирмам Франции и Польши.
В патентной документации наиболее широко
представлены способы засыпки наполнителя и уплотнение
его про помощи вибрации, причем приведены
различные режимы.
Фирма Siemens (ФРГ) и одна организация СССР
пошли по пути создания конструкции корпуса,
уплотняющего наполнитель при сборке (пробки и т. п.).
Менее широко (1 патент Siemens и 1 а. с. СССР) —
применение конструктивных элементов, уплотняющих
наполнитель.
Копия обзора может быть выслана
заинтересованным организациям по запросу.
Обращаться по адресу: 105856, ГСП, г. Москва,
Е-37, Информэлектро, патентный отдел.
Л. М. Нагорнюк
вающей электродинамические воздействие на дугу и,
следовательно, более быстрое разрушение плавкого
перешейка;
повышение номинального тока предохранителя и
уменьшение его габаритов путем более полного
использования объема наполнителя в корпусе предохранителя;
использование ленточных плавких элементов
различной конфигурации для получения необходимых
характеристик предохранителей;
повышение прочности плавкого элемента
предохранителя для предотвращения его разрушения во время
изготовления;
повышение быстродействия перебросом плазмы на
другие перешейки плавкого элемента.
В результате проведенного исследования можно
сделать следующий вывод: применение
быстродействующих предохранителей для защиты полупроводниковых
приборов является актуальной проблемой и НИОКР в
этой области должны иметь целью расширение
диапазона и номенклатуры быстродействующих
предохранителей, а также исследовать возможность применения
недефицитных материалов, особенно алюминия, вместо
серебра и меди.
Копия обзора может быть выслана
заинтересованным организациям по запросу. Обращаться по адресу:
105856, ГСП, Москва, Е-37, Информэлектро,
патентный отдел.
Л. М. Нагорнюк
каталоги инофирм и научно-техническая литература)
по следующим разделам.
преобразователь постоянного напряжения в
постоянное;
стабилизация напряжений.
Патентное исследование проводилось по СССР,
Англии, США, Франции, ФРГ, Японии.
Глубина патентного исследования—12 лет.
Рассматривалась задача — преобразование
постоянного напряжения со стабилизацией выходных
напряжений с целью улучшения энергетических и
массо-габаритных показателей, а также повышения
надежности.
НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, Вып. 2 (87) \7

В настоящее время рядом иностранных фирм
(AEG, Siemens и др.) преобразователи постоянного
напряжения для устройства питания выполняются с
применением транзисторов в силовой части. Указываются
преимущества транзисторных преобразователей перед
тиристорными. Рассматриваются импульсные
стабилизаторы с различными модуляторами длительности.
Указываются преимущества импульсной стабилизации перед
непрерывной.
В преобразователях постоянного напряжения с
применением транзисторов в силовой части возникает
необходимость исключения сквозного тока в момент
переключения силовых транзисторов. Фирмы по-разному
решают эту задачу. Удовлетворительным является
техническое решение по патенту № 3579078 (США).
Основными направлениями развития
преобразовательных блоков питания рассматриваемой выходной
мощности являются:
максимальное увеличение КПД благодаря исполь-
УДК 621.316.5.084.2
АННОТАЦИЯ ОБЗОРА ПАТЕНТНОЙ СИТУАЦИИ
ПО ТЕМЕ «ДАТЧИКИ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
ВЕЛИЧИН»
Автор: И. Р. ШЛРГОРОДСКАЯ
Работа проводилась с целью выявления
технических решений в области разработок датчиков
электрических величин, в частности, их схемных решений для
определения уровня техники, конкурентоспособности и
обеспечения максимальной защищенности разработок,
а также определения наиболее перспективных
направлений разработок и основных разработчиков.
•Патентные исследования, проведенные в 1978—
1979 гг. по датчикам электрических величин, включали
УДК 621.316.57
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ АВТОМАТИЧЕСКИХ
ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ СЕРИИ АВМ
В. И. АЛЕКСЕЕВ
Выпускаемые в настоящее время низковольтные
автоматические выключатели серии АВМ значительно
отличаются от выключателей, выпускаемых в начале их
освоения. Проводимые систематически различные
испытания, а также замечания, получаемые от
эксплуатационников, позволили выявить пути
совершенствования выключателей.
Проведенные конструктивные изменения были
направлены на повышение надежности работы
выключателей, улучшение их качества, повышение отдельных
зованию новых схемных решений: применению
импульсной стабилизации выходных напряжений, применению
преобразователей на высоковольтных транзисторах,
работающих в режиме переключений;
увеличение рабочей частоты преобразователей
блока, позволяющее уменьшить уровень звуковых шумов,
исключить из схемы блока крупногабаритные силовые
трансформаторы низкой частоты, уменьшить
габаритные размеры конденсаторов сглаживающих фильтров.
Только применение обоих направлений в едином
устройстве позволит с наибольшей эффективностью
реализовать достижения науки и техники в части схемных
решений преобразовательных блоков питания.
В обзоре приводится перечень рассмотренных
материалов, содержащих дополнительные сведения по
данной проблеме.
Копия обзора может быть выслана по запросу.
Обращаться по адресу: 105856, ГСП, Москва, Е-37, Ин-
формэлектро, патентный отдел.
поиск и предварительный анализ патентной
информации СССР, Великобритании, США, Франции, ФРГ,
Швейцарии, Японии, ГДР, ЧССР за период с 1965 по
1978 г.
Анализ материалов показал, что в СССР уделяется
большое внимание разработке датчиков электрических
величин и по количеству изобретений наша страна
занимает первое место. Среди зарубежных
патентообладателей следует выделить фирмы США, ФРГ, Японии.
В качестве приложения к обзору выпущен сборник,
в котором представлены аннотации и графические
материалы патентных описаний.
Информация может быть использована
предприятиями, разрабатывающими и использующими
первичные преобразователи электрических величин.
Сборник может быть выслан по запросу.
Обращаться по адресу: 105856, ГСП, Москва, Е-37, Информ-
электро, патентный отдел.
ПРОИЗВОДСТВО
параметров, упрощение конструкции, снижение
материалоемкости и совершенствование технологии
изготовления.
Внедрены в производство следующие основные
работы.
1. По замечаниям эксплуатационников АЭС
доработана контактная система выключателей АВМ4-10 и на
основании испытаний даны рекомендации по
повышению надежности работы выключателей, особенно при
запуске асинхронных электродвигателей. Для
улучшения изоляции полюсов в зону главных контактов
введен изоляционный щиток, являющийся продолжением
дугогасительных камер. Это повысило надежность
работы выключателей при отключении предельных токов
короткого замыкания. Испытания показали, что
коммутационная износостойкость выключателей может быть
повышена с 4000 до 6300 циклов.
18
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, iun. 2 (87)

2. В выдвижных выключателях внедрены новые
втычные контакты, которые позволяют резко снизить
нагрев токоведущих элементов выключателей и
гарантируют надежное сочленение при вкатывании их в
ячейки КРУ. Новые втычные контакты оформлены в
виде блока из 4 пар контактов, устанавливаются на
ребро, их количество по сравнению с количеством
старых контактов увеличено вдвое (4 контактные пары на
вывод выключателя АВМ4Н-10В, 8 пар на вывод
выключателя АВМ15В и 12 пар на вывод выключателя
АВМ20В), а суммарное сечение — в 1,4 раза.
Испытания показали, что эти мероприятия дают возможность
повысить номинальный ток выдвижных выключателей.
3. Внедрено новое более простое и надежное вкат-
ное устройство. В этой конструкции редуктор и
червячные передачи отсутствуют. При этом масса
выключателя уменьшилась на 2 кг.
4. В 1979 г. переработана и внедрена контактная
система выключателей АВМ15-20. Изъяты
предварительные контакты, введены межполюсные изоляционные
перегородки и изменена конструкция неподвижных ду-
гогасительных контактов.
Эти изменения повышают коммутационную
износостойкость с 500 до 2500 циклов при токе 1500 А и до
1000 циклов при токе 2000 А, а также надежность
отключения предельных токов короткого замыкания.
5. Проведенные исследования показали, что
механическая износостойкость выключателей с
электродвигательным приводом может быть увеличена как минимум
на 30% за счет переворачивания на 180° червячной
шестерни привода. Так как изнашивается только часть
зубьев шестерни* находящихся под максимальной
нагрузкой, то при ее переворачивании изношенная часть
зубьев выводится из зацепления с червяком, а в
зацепление вступают зубья, которые практически не
изнашиваются. Порядок перестановки шестерни указан
в инструкции по эксплуатации. Одновременно с этим
после всесторонних испытании внедрен редуктор
электродвигательного привода из алюминиевого сплава
вместо чугунного, что снизило массу выключателя на 2 кг.
6. В настоящее время разработана новая схема
управления электродвигательным приводом, которая
вместо двух реле ЭП-41В имеет реле типа РПК-1,
аннулированы также предохранитель и резисторы.
Введены новый конечный выключатель и
электромагнит, связанный механически с конечным
выключателем.
Уменьшение элементов схемы, введение нового реле
делает схему более надежной в эксплуатации.
Элементы схемы потребляют энергию только в момент
включения выключателя; при этом импульс на
включение уменьшен с 1 Ap_j0,5 с. С новой схемой
управления масса выключателя уменьшается на 2 кг и
уменьшаются также габаритные размеры стационарных
выключателей АВМ4-10 по ширине на 70 мм и
выключателей ABC 15-20 по глубине на 53 мм.
В связи с этим в выключателях АВМ4-10
аннулируется откидная панель, на которой крепились все
элементы схемы управления, что упростило обслуживание
выключателя.
7. Переработана конструкция каркаса выдвижных
выключателей АВМ4-10В. Это позволит при
сохранении необходимой 'жесткости каркаса уменьшить массу
выключателей на 2,5 кг. Сохранены все габаритно-
установочные размеры. Внедрение этой работы
позволит сократить расход стали примерно на 150 т в год.
8. В стационарных выключателях введена опрессов-
ка контактных выводов. Это позволит снизить
переходное сопротивление контактного соединения,
соответственно снизить его нагрев, что повысит надежность
работы выключателей.
Проведено несколько других работ с целью
повышения надежности работы выключателей по механиче-
Номинальный ток, А:
стационарных
выдвижных
Предельная коммутационная способность, кА
(действующее значение):
~380 В
-220 Б
Механическая износостойкость, количество
циклов:
ручной привод
электродвигательный привод
Коммутационная изностойкость, количество
циклов
Выдержка времени при перегрузке, с
Масса трехполюсного выключателя, кг:
стационарные
с ручным приводом
с электродвигательным приводом
выдвижные
с ручным приводом
с электродвигательным приводом
Уменьшение расхода материала, т:
стали
меди
пластмасс
400
400
30(20)
40
12000(10000)
10000(6300)
6300(4000)
28(33)
40(50)
47 (58)
54 (69)
1000
1000(750)
30(20)
40
12000(10000)
10000(6300)
6300(4000)
до 30(10)
32 (38)
43 (54)
49(60)
56(71)
570
50
50
2000
1600(1500)
40(35)
45
7000(5000)
6300(3250)
2500(500)
68 (90)
80(108)
125(161)
350
140
Примечание. В скобках указаны существующие параметры.
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, 1ЫП. 2 (17)
19

ской износостойкости и особенно выключателей с
электродвигательным приводом.
Продолжаются работы по повышению надежности
работы выключателей, улучшению их качества,
упрощению обслуживания, уменьшению массы.
Ведутся испытания новой более простой контактной
системы выключателей АВМ4-10, внедрение которой
позволит повысить отключаемый ток до 3D—35 кА,
несколько увеличить механическую износостойкость,
снизить массу выключателя на 2 кг, уменьшить расход
стали в расчете на годовую программу на 150 т и
меди на 50 т.
Проводится работа с целью уменьшения габаритов
и массы каркаса выдвижных выключателей АВМ4-10В.
При испытаниях получены положительные результаты
по увеличению выдержки времени максимальной защиты
при перегрузке, за счет незначительного изменения в
часовом механизме. Внедрение этой работы увеличит вы-
УДК 621.316.57
КОНДЕНСАТОРНАЯ ТОЧЕЧНАЯ СВАРКА
ТЕРМОЭЛЕМЕНТОВ АВТОМАТИЧЕСКИХ
ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ НА ТОКИ ОТ 25 ДО 63 А
И. Г. ШЕЛКОВИН, канд. техн. наук
И. М. ЦЕХМИСТЕР
В термоэлементах тепловых расцепителей
автоматических выключателей до 63 А шунты и нагреватели,
состоящие из нескольких слоев (лент) медной или
латунной фольги толщиной 0,1 мм и шириной до 12 мм,
паяют электроконтактным нагревом серебросодержащим
припоем к термобиметаллическим пластинам толщиной
до 1,6 мм. При этом шунт паяют к пассивному железо-
никелевому слою, а нагреватель — к активному
высокомарганцевому слою (рис. 1).
Концы лент шунта и нагревателя предварительно
сваривают (брикетируют) между собой конденсаторной
точечной сваркой. Суммарная толщина нахлесточного
соединения шунт-пластина-нагреватель в зависимости от
исполнения по току достигает 3 мм.
Для расплавления тугоплавкого серебросодержащего
припоя необходим значительный нагрев пакета деталей
в течение сравнительно длительного времени (6—10 с).
При этом термомеханический цикл нагрева приводит к
перегреву контактной площадки термобиметаллической
пластины с последующим частичным или полным
разрушением ее активного слоя.
Уменьшение времени нагрева при пайке с целью
предотвращения разрушения термобиметалла ведет к
несплавлению или неполному расплавлению припоя (рис. 2)
и соответственно снижению качества соединения.
На ряде предприятий отработана и внедрена на
машине ТКМ-7 конденсаторная сварка шунтов и
нагревателей к термобиметаллическим пластинам в исполнениях
термоэлементов до 25 А. Учитывая этот опыт, а также
широко известные практические и теоретические данные
по сварке разнородных металлов были проведены
исследования по определению возможности замены пайки
термоэлементов рассматриваемых исполнений (табл. 1)
конденсаторной сваркой.
Эксперименты проводили на машинах ТКМ-7 и
ТКМ-15. Регулируемыми параметрами режима сварки
были: емкость конденсаторов (С), коэффициент
трансформации (/(), усилие сжатия деталей (Р) и регули-
держку времени при перегрузке — она может быть не
менее 30 с, что позволит улучшить защитные
характеристики выключателей.
Ведутся работы по уменьшению габаритов и массы
выключателей АВМ20. За счет увеличения сечения шин
выключателя АВМ15 и переделки подвижной
контактной системы (дробления мостов) предполагается
повысить номинальный ток стационарных выключателей до
2000 А и до 1600 А — выдвижных. В этом случае вместо
двух величин выключателей АВМ15 и АВМ20 можно
будет выпускать один выключатель АВМ20 в габаритах
АВМ15. При этом намечается увеличить отключаемый
ток. Внедрение этой работы позволит улучшить
параметры выключателей, уменьшить их массу более чем на
20 кг, получить экономию стали до 300 т, меди — до
140 т. Все эти изменения (уже внедренные), а также
изменения, которые будут внедрены в ближайшее время,
приведены в таблице.
Рис. 1. Термоэлемент Рис. 2. Термоэлемент
I — пассивный слой; //— ак- / — термобиметаллнческая
тивный слой пластина; 2 — нагреватель;
1 — термобиметаллическая 3 — нерасплавленный се"
пластина; 2 — нагреватель; ребросодержащий припой
3 — шунт
руемое дросселем насыщения в машине ТКМ-15 время
нарастания пика сварочного тока.
Качество сварки проверяли внешним осмотром на
отсутствие прожогов, выплесков и несплавления, а также
по усилию на отрыв (срез), которое не должно быть
ниже 200 Н. Последний критерий определяли испытанием
на разрывной машине МР-0,5-1. Усилие прикладывалось
вдоль оси соединения к шунту и нагревателю раздельно.
20
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 19S0, шип. 2 |«7|

Таблица 1. Характеристика исполнений
термоэлементов на токи до 63 А
tS
± я<
sg .
I°2?
16
20
25
32
40
50
63
Нагреватель
материал
Лента
Л63-Т
Лента М1-Т
количество
лент
2
3
4
0
7
7
6
Шунт
материал
Лента М1-Т
для всех
исполнителей
количество
лент
1
1
2
3
5
6
5
Поверхность термобиметаллических пластин
зачищали абразивом. Ленты шунта и нагревателя перед сваркой
обрабатывали различными методами: обезжириванием
ацетоном, зачисткой наждачной бумагой с последующим
обезжириванием ацетоном, травлением в гидрозине.
Кроме того, для сравнения сваривали образцы без
подготовки поверхности лент шунта и нагревателя.
. В процессе эксперимента особое внимание уделяли
выбору пар (верхнего и нижнего) электродов, а также
характеру расположения деталей под электродами.
Эксперименты проводили в два этапа. Вначале на
машине ТКМ-7 к пластине термобиметалла приваривали
только ленты нагревателя из латуни с целью
определения максимального количества их в пакете, в отличие от
существующей технологии концы лент для сварки
предварительно не брикетировали.
Сварка латунных лент к термобиметаллу особых
затруднений не вызывала. Были получены качественные
соединения всех рассматриваемых исполнений. Со
стороны термобиметалла применяли электрод из бронзы БРХ
или медный, а со стороны латуни — с электродной
вставкой из бронзы БрНБТ из вольфрама.
Возможности сварки медных лент были ограничены,
по-видимому, из-за ее высокой теплопроводности.
Стабильные результаты получены лишь при сварке к
термобиметаллу не более четырех лент. Со стороны
шунта устанавливали электроды из меди со вставками из
молибдена, вольфрама или бронзы БрНБТ, а со стороны
термобиметалла — электроды из бронзы БРХ или со
вставкой из бронзы БрНБТ.
В первом и во втором случаях на противоположной
от шунта или нагревателя стороне термобиметалла
наблюдались следы локальных микроразрушений в местах
контакта электрод—деталь. При недостаточном усилии
сжатия электродов наблюдались прожоги медных или
латунных лент. При этом в термобиметалле разрушалась
только активная сторона с образованием кратеров
диаметром 1,0—1,5 мм, глубиной до 0,5 мм.
На втором этапе к термобиметаллической пластине
приваривали шунт и нагреватель одновременно. Со
стороны шунта устанавливали медный электрод с
вольфрамовой вставкой, а со стороны нагревателя — из меди,
бронзы БпХ или из меди со вставкой из БрНБТ. На
машине ТКМ-7 оказалось возможным приварить к
термобиметаллу одновременно до шести лент шунта и до
восьми лент нагревателя, что соответствует исполнению
термоэлемента на ток до 50 А. Лучшие результаты
получены с парой электродов, если со стороны шунта электрод
из меди с вольфрамовой вставкой — со стороны
нагревателя — из меди.
Возможное появление эффекта Пельтье *
предупреждали изменением расположения свариваемых деталей
под электродами. Так, для увеличения тепловложения в
медные ленты шунта за счет теплоты Пельтье шунт при
сварке находился под верхним электродом
(положительным полюсом).
Одновременно сварка шунта и нагревателя с
большим числом лент в пакетах (исполнения по току до
63 А) была осуществлена на конденсаторной машине
ТКМ-15. Со стороны нагревателя и шунта устанавливали
электрод из меди или бронзы БрХ с вольфрамовой
вставкой. Режимы сварки исследуемых исполнений
приведены в табл. 2.
1972.
* Кочергин К. А. Сварка давлением. Л. Машиностроение»,
Таблица 2. Режимы сварки исследуемых исполнений
Исполнение
Тип
конденсаторной
машины
Параметры режима
сварки
С. мкФ
I Р. кгс
Электроды
верхний
нижний
мат опиат/диаметр, мм
Примечание
Нагреватель +
+ термобиметалл
Шунт -f-
термобиметалл
120 160 8 Медь со вставкой Медь или бронза Форма рабочей
из БрНБТ или воль-БрХ/2,0-2,2 части электродов
фрама/2,0 для всех испол-
ТКМ-7 , нений плоская
120 160 8 Медь со вставкой Медь или бронза
из вольфрама или БрХ со вставкой
молибдена/1,5 брон-БрНБТ/2,0 медь или
зы БрНБТ/1,5 бронза БрХ/2,0
Шунт 4- термо-
биметалл-f-
нагреватель
295 120 6 Медь со вставкой Медь/2,2
из вольфрама/1,5—
—2,0
Шунт + термо-
биметалл-f
нагреватель
ТКМ-15 1000 160 25—30 Медь или бронза Медь или бронза Дроссель насы-
БрХ со вставкой из со вставкой из воль- щения в крайнем
вольфрама/1,5—2,0 фрама/1,5—2,0 положении
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, 1ып. 2 (87)
21

При варьировании параметров режима сварки
установлено, что с повышением С свыше оптимального
значения прочность соединения изменялась незначительно.
При значении К свыше 160 наблюдалось резкое
снижение прочности. Установлено, что на качество сварки
значительное влияние оказывает наличие жировых и окис-
ных пленок, особенно на лентах меди. Так при сварке
этих лент без предварительной обработки наблюдались
интенсивные наружные выплески, несплавление,
нестабильность в количестве одновременно привариваемых
лент, быстрый износ электродов. Лучшие результаты
получены при сварке протравленных лент. В табл. 3
приведены зависимости прочности сварных соединений
термоэлементов, свариваемых на машине ТКМ-7 при разной
подготовке поверхности деталей перед сваркой.
Таблица 3. Зависимости прочности сварных
соединений термоэлементов от характера
подготовки деталей
<
о
н
'з
Номиналь
Характер подготовки лент
без зачистки
зачистка
наждачной
бумагой с

обезжириванием

обезжиривание
травление
Усилие на отрыв (срез), tan
шунта

нагревателя
шунта

нагревателя
шунта

нагревателя
шунта
иагре-
вттеля
32 25 60 30 11 29 79 42 82
40 25 57 28 79 28 11 41 80
50 21 55 24 11 29 15 39 11
При испытании сварных образцов на отрыв (срез)
• разрушение, как правило, происходило по меди или
латуни с взрывом металла в точках сварки.
Оптимальное количество точек для данной ширины
свариваемых деталей — три (рис. 3). Диаметр каждой
точки 1,5—2,0 мм при шаге 4 мм. При большем
количестве точек прочность несколько хуже, что связано, по-
видимому, с шунтированием сварочного тока. Две точки
Рис. 3. Сварное соединение шунта и нагревателя с тер-
мобиметаллической пластиной
1 — ленты шунта; 2 — термобиметаллическая пластина; 3 —
ленты нагревателя; 4 — сварные точки
хотя и удовлетворяют требованиям по прочности, однако,
как показали испытания, проводимость участка сварки
заметно снижается за счет повышения
электросопротивления.
Наличие окисной пленки на поверхности
термобиметаллической пластины полностью исключает взаимную
свариваемость деталей при любом количестве лент шунта
или нагревателя. При этом процесс сопровождается
значительными выплесками, прожогом лент и подгоранием
рабочей поверхности электродов.
Таким образом, в результате исследования
установлено:
возможность качественной конденсаторной сварки
тремя точками пакета из лент меди (шунта) и латуни
(нагревателя) к термобиметаллической пластине
марки ТБ 2013;
на конденсаторной машине ТКМ-7 одновременно
можно приваривать 6 медных и 8 латунных лент, на
машине ТКМ-15 — 8 медных лент шунта и 8 лент
нагревателя, т. е. при суммарной толщине соединения до
3,2 мм;
прочность сварных соединений выше, если ленты перед
сваркой протравлены;
свариваемость лент меди и латуни с
термобиметаллической пластиной возможна лишь при отсутствии окисной
пленки на пластине.
22
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ. Серия АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ», 1980, вып. 2 (87)

АННОТАЦИИ МАТЕРИАЛОВ, ОПУБЛИКОВАННЫХ В ВЫПУСКЕ 2(87)
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОГО РЕФЕРАТИВНОГО СБОРНИКА
«ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКАЯ ПРОМЫШЛЕННОСТЬ.
СЕРИЯ АППАРАТЫ НИЗКОГО НАПРЯЖЕНИЯ»
УДК 621 31G 5 027.2 064.4
Газодинамичские характеристики дугогасительных
устройств. / Б р о н О. Б., Ж и г а л к о Е. Ф., Кук-
лев Ю. В. и др. — «Электротехн. пром-сть. Сер.
Аппараты низкого напряжения», 1980, вып. 2 (87), с. 1,
с ил. Библиогр.: 3 назв.
Показано, что для исследования дугогасительных устройств
могут быть использованы методы современной газодинамики.
Приведены описания этих методов и результаты их применения
для исследования дугогасительных систем.
УДК 621.318.5-762
Иванов И. П., Мандравин В. Е., Носов А. П.
Герконы повышенной мощности и реле на их основе. —
«Электротехн. пром-сть. Сер. Аппараты низкого
напряжения», 1980, вып. 2 (87), с. 14, с ил. Библиогр.:
4 назв.
Описаны конструкции герконов типа МКА-52202 повышенной
мощности на номинальный ток 4 А и промежуточных реле
серий РПГ-8, РПГ-9 и РПГ-10 на их основе. Приведены основные
технические данные этих изделий, указаны области применения.
УДК 621 318 5 019 3
Бугаев Г. А., Омельченко Ю. Д. Зависимость
коммутационной способности контактов реле от
индуктивности нагрузки. — «Электротехн. npoiM-сть. Сер.
Аппараты низкого напряжения, 1980, вып. 2 (87), с. 4,
с ил.
Приведены результаты экспериментального исследования
зависимости времени отключения контактами реле индуктивных
нагрузок с различной постоянной времени
Сделаны выводы о целесообразном способе измерения
постоянной времени и о возможности предварительной оценки
коммутационной способности и износостойкости контактов при
изменении постоянной времени нагрузки.
УДК 621 316 57
Алексеев В. И. Совершенствование
автоматических выключателей серии АВМ.—«Электротехн. пром-сть.
Сер. Аппараты низкого напряжения», 1980,
вып. 2 (87), с. 18.
Описаны основные работы по совершенствованию
низковольтных автоматических выключателей серии АВМ, проводимые с
начала их производства, а также те работы, которые ведутся
в эгом направлении и будут внедрены в ближайшее время.
Все это повысит надежность работы выключателей, улучшит
их параметры, упростит обслуживание и уменьшит расход меди,
стали и других материалов.
УДК 621 316 923
Н а м и т о к о в К. К., Ильина Н. А.,
Шкловский И. Г. Математические модели процесса дугога-
шения быстродействующих предохранителей. —
«Электротехн. пром-сть. Сер. Аппараты низкого напряжения»,
1980. вып. 2 (87), с. 7, с ил. Библиогр.: 3 назв.
Приведены результаты аналитического обзора работ,
выполненных за рубежом по созданию математических моделей
этапа дугогашення в быстродействующих плавких предохранителях
с наполнителем Критически рассмотрены предложенные
различными исследователями вольт-амперные характеристики дуги,
принятые допущения и гипотезы.
Сделан вывод о необходимости создания достаточно простых
моделей, обладающих универсальностью и адекватностью в
пределах инженерной точности.
УДК 621 316 57
Шелковин Н. Г., Цехмистер И. М.
Конденсаторная точечная сварка термоэлементов автоматических
выключателей на токи от 25 до 63 А. —- «Электротехн.
пром-сть. Сер. Аппараты низкого напряжения», 1980,
вып. 2 (87), с. 20, с ил.
Исследованы возможности замены пайки серебросодержащим
припоем шунтов и нагревателей к термобиметаллическим
пластинам конденсаторной точечной сваркой в тепловых расцепите-
лях автоматических выключателей.
Определены параметры оптимального режима сварки
рассматриваемых исполнений термоэлементов, а также технические
условия, обеспечивающие получение высококачественных
сварных соединений термоэлементов.

45 коп.
Индекс 59354
«Электротехн. пром-сть.
Сер. Аппараты низкого напряжения», 1980,
вып. 2 (87), с. 1—24.