Strombegrenzende Sicherung. Die.Erfindung bezieht. sich auf eine strombe grenzende Sicherung mit einem Schmelizleiter, der durch einen im Sicherungsgehäuse unter gebrachten, von Quarzsand umgebenen Metall streifen . gebildet ist..
Derartige Sicherungen führen die Unterbrechung von KurzSChlul'.')- strömen herbei, bevor diese den höchsten Wert zu erreichen vermögen, den der zu schützende Stromkreis hervorzubringen ver- ma-. Der Strom, den eine derartige Sicherung hindurchlässt, mag als Durchlassstrom be zeichnet werden.
Der Durchlassstrom verläuft unmittelbar nach Auftreten eines Kurz- schhusses im wesentlichen wie der Kurzschluss- strom. Er fängt an vom Kurzschlussstrom er heblich abzuweichen, wenn Schmelzen und Verdampfen des Schmelzleiters einsetzt.
Nach dem an die Stelle eines Teils oder des ganzen Schmelzleiters ein im Quarzsand brennender Lichtbogen getreten ist, verläuft der Durch lassstrom weit niedriger als der Kurzschluss- strom, der in dem betreffenden Stromkreis ohne das Vorhandensein einer strombegren zenden Sicherung auftreten würde. Durch diese Begrenzung des Kurzschlussstromes wird die thermisehe und elektrodvnamisehe Beanspruchung aller elektrischen Maschinen, Transformatoren, Apparate und Geräte,
die in dem betreffenden Stromkreis liegen, her abgesetzt. Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, eine viel erheblichere Herabsetzung der thermischen und elektrodynamischen Be anspruchung aller in einem Stromkreis liegen- den elektrischen Maschinen, Transformatoren, Apparate und Geräte zu ermöglichen, als mit Hilfe der vorbekannten strombegrenzenden Sicherungen geschehen konnte.
Bei einer jeden vorbekannten, strombe grenzenden Sicherung einer gegebenen Bau art besteht eine bestimmte -\Vechselbeziehung zwischen Grenzstrom, kleinstem AbschmeL-- strom und Nennstrom einerseits und dem Höchstwert des Durchlassstromes anderseits. Je höher der Grenzstrom, der kleinste Ab schmelzstroin und der Nennstrom,
desto höher der Höchswert des Durchlassstromes. Infolge dessen werden elektrische Maschinen, Trans formatoren, Apparate und Geräte, die für hohe Nennstromstärken ausgelegt sind,
selbst beim Vorsehen von strombegrenzenden Siehe rungen durch das Auftreten hoher DuTchlass- ströme thermisch und elektrodynamisch in unwirtschaftlich hoher Weise beansprucht. Bei Anwendung von strombegrenzenden Sicherungen gemäss der Erfindung kann die mechanische und, thermische Festigkeit von in dem betreffenden Stromkreis angeordneten elektrischen Maschinen, Transformatoren,
Apparaten und Geräten erheblich herabgE;- setzt werden, was eine erhebliche Verbilli- gung der Übertragung, Verteilung und An wendung von elektrischer Energie zur Folge hat.
Das Wesen der Erfindung besteht darin, dass der den Schmelzleiter der Sicherung bildende Metallstreifen zwei querschnitts- verschiedene Quersehnittsschwächungen auf weist, von denen die Schwächung grösseren Querschnitts den minimalen Schmelzstrom und die Schwächung kleineren Querschnitts den Höchstwert des Durchlassstromes der Sicherung bestimmt.
Die Zeichnung stellt einige Ausführung@- beispiele der Erfindung und sie erläuternde Kennlinien dar, und zwar ist Fig. 1 im wesentlichen ein Längsschnitt durch ein erstes Ausführungsbeispiel; Fig.2 ein Querschnitt gemäss 2-2 der Fig.1; Fig.3 eine Vorderansicht eines Schmelz leiters, der für Sicherungen der in Fig. 1 und 2 dargestellten Bauart bestimmt ist;
Fig. 4 ist im wesentlichen ein Längsschnitt durch eine Sicherung, die eine Vielzahl von Schmelzleitern der in den Fig.1 und 2 dar gestellten Bauart umfasst; Fig. 5 ist ein Querschnitt gemäss 5-5 der Fig. 4; Fig.6 ist eine vergleichende Darstellung der Wirkungsweise von Sicherungen gemäss dein vorbekannten Stand der Technik und einer erfindungsgemässen Sicherung;
Fig. 7ca und 7b stellen das Verhalten von Sicherungen der in Fig. 1 und 2 und Fig. 4 und 5 dargestellten Bauart unter normalen Last verhältnissen dar;
Fig. 8a und 8b stellen das Verhalten von Sicherungen der in Fig. 1 und 2 und Fig.4 und 5 dargestellten Bauart beim Auftreten von kurzschlussartigen Überströmen dar;
in Fig. 9 sind Höchstwerte von Durchlassströ- men als Ordinaten und die Höchstwerte jener Kurzschlussströme, die beim Ersatz der Siche rung durch einen massiven Kupferleitergrossen Querschnitts auftreten würden, als Abszissen aufgetragen, und zwar bezieht sich die eine der in Fig.9 dargestellten Kennlinien auf vor bekannte strombegrenzende Sicherungen einer gewissen Bauart und.
die andere Kennlinie auf eine strombegrenzende Sicherung grund sätzlich der gleichen Bauart, deren Schmelz leiter jedoch mit einer zusätzlichen, den Höchstwert des Durchlassstromes herabsetzen den Querschnittsverjüngung versehen ist; Fig. 10 ist eine Schar von Kennlinien, die sieh auf eine vorbekannte Bauart von strombegrenzenden Sicherungen beziehen, und zwar sind in der genannten Figur als Ordina ten Ansprechzeiten und als Abszissen Strom stärken-beide im logarithmischen Massstab- aufgetragen:
Fig. 11 ist eine der Fig. 10 wesensgleiche Darstellung, bezieht sich indessen auf eine Anzahl von Sicherungen, welche die gleiche Nennstromstärke aber verschiedene Höchst werte von Durchlassströmen aufweisen, und in Fig.12 sind als Ordinaten die Zeiten vom Auftreten des Überstromes bis zu seiner Unterbrechung in Sekunden in Abhängigkeit vom Überstrom in Prozenten des Nennstromes aufgetragen, und zwar bezieht sieh eine Kenn linie in Fig.12 auf eine vorbekannte strom begrenzende Sicherung einer gewissen Bauart und die andere Kennlinie auf eine strombe grenzende Sicherung grundsätzlich der glei chen Bauart,
deren Schmelzleiter jedoch mit einer zusätzlichen, den Höchstwert des Durch lassstromes herabsetzenden Querschnittsschwä- ehung versehen ist.
In allen Figuren sind einander ent sprechende Bauteile mit den gleichen Bezugs zeichen versehen.
Die Fig. 1 und 2 beziehen sieh auf eine Sicherung, in welcher der Schmelzleiter durch einen einzigen, in sieh einheitlichen Metallstreifen gebildet ist, der zwei quer schnittsverschiedene Quersehnittsverjüngun- gen aufweist.
In Fig.l und 2 bezeichnet das Bezugs zeichen 1 ein rohrförmiges Sicherungsgehäuse aus einem geschichteten Isolierstoff, in dem der bandförmige Schmelzleiter 2 aus Silber untergebracht ist. Der Schmelzleiter 2 kann aus einem andern Metall als Silber bestehen, doch verdient Silber den Vorzug. Der Schmelzleiter 2 ist mit einer Vielzahl von äquidistanten, kreisförmigen Perforationen 2z versehen. Ein Teil des Gehäuses 1 ist mit Quarzsand 3 geeigneter Korngrösse gefüllt.
Das rechte Ende des Sicherungsgehäuses 1 ist mit einem unter dem Einfluss von Hitze gasabgebenden körnigen Löschmittel 3a, bei- spielsweise chemisch reinem Kalk gefüllt. Da nur ein geringer Bruchteil der C esamtlänge des Schmelzleiters 2 in dem gasabgebenden Löschmittel 3a eingebettet ist, so bleibt der im Sicherungsgehäuse 1. entwickelte Gasdruck innerhalb der durch dessen mechanische Festigkeit gegebenen Grenzen.
Derjenige Teil des Schmelzleiters 2, der von dem gasabgebenden Löschmittel 3a um geben ist, kann, falls erwünscht, mit einem legierungsbildenden Element 5, etwa der Niete aus Zinn, versehen sein. Zinn hat einen geringeren Schmelzpunkt als Silber und bil det mit Silber eine Legierung, die einen geringeren Schmelzpunkt hat als Silber. Falls die Zinniete 5 in eine der Perforationen 2a eingefügt ist, so wird der Schmelzvorgang im allgemeinen beim Auftreten kleiner, lange anhaltender Überlasten an der Stelle des Schmelzleiters 2 eingeleitet, an der die Zinn- niete 5 vorgesehen ist.
Wenn die Zinniete 5 oder eine ähnliche Metallauflage nicht vorge sehen ist, so wird der Schmelzvorgang im all gemeinen beim Auftreten geringer, lange an haltender Überlasten an den Querschnitts schwächungen 2c, 2c eingeleitet, die sich im Bereich der Mitte des Schmelzeinsatzes 2, seit lich der Perforationen 2a befinden. Jede der Quersehnittsschwächungen 2e, 2c besteht aus zwei einander parallel geschalteten Strom pfaden. Nach Verdampfen dieser beiden Strompfade treten zwei kurze, einander par allele Lichtbogen an ihre Stelle. Da einander parallele Lichtbogen unstabil sind, wird einer der beiden Lichtbogen alsbald erlöschen.
Unmittelbar darauf erlischt der andere Licht bogen dank der Kühlwirkung des ihn um gebenden Quarzsandes.
Es ist wichtig, ein Mischen der körnigen Löschmittel 3 und 3a zu verhüten. Zu diesem Zweck ist zwischen den beiden Löschmitteln 3 imd 3a eine sie trennende Querscheidewand 4 vorgesehen.
Die lichte Weite des Sicherungsgehäuses 1. ist verhältnismässig gering und liegt in der Crössenordnung des Zweifachen der Breite des Schmelzleiters 2.
Diese erhebliche Herab- seTzung des Volumens des Sicherungsgehäuses, verglichen mit demjenigen vorbekannter strombegrenzender Sicherungen, ist darauf zurückzuführen,
dass die Sicherung gemäss den Fig. 1 und 2 die Schaltarbeit ('i2 <I>r</I> dt in welchem Ausdruck i den Lichtbogenstrom und r den Widerstand. des Lichtbogens be deuten - und den Höchstwert des Durchlass- stromes drastisch herabsetzen.
Anderseits ist die Wandstärke des Sicherungsgehäuses 1 be trächtlich, um es in die Lage zu versetzen, den in ihm entwickelten hohen Innendrucken standzuhalten. Die beiden Enden des Siche rungsgehäuses sind durch Anschlussglieder in Gestalt von Verschlusskappen 6a, 6b abge schlossen.
Der Schmelzleiter 2 ist. mit den Verschlusskappen 6a., 6b in geeigneter Weise, etwa durch Punktsehweissung, stromleitend verbunden. Die Versehlusskappen Ecu, <I>6b</I> weisen einen Umfangswulst auf, der in das Sicherungsgehäuse 1 hineingedrückt, ist, um die Verschlusskappen an ihm festzuhalten.
Der Schmelzleiter 2 ist ferner mit einer Querschnittsschwächung 2b versehen, die un weit seines linken Endes (Fig.1.) vorgesehen ist. Die Querschnittsschwächung 2b hat einen geringeren Querschnitt als die Querschnitts schwächung, die durch die Strompfade 2c, 2c zu jeder der beiden Seiten einer jeden der Perforationen 2a gebildet sind. Die axiale Länge der Querschnittsschwächung 2b ist recht gering und dies beschränkt die Wärme menge, die an der Stelle dieser Querschnitts schwächung erzeugt wird.
Da die geometrische Konfiguration der rechten und linken Hälfte des Schmelzleiters 2 verschieden ist, so sind auch die thermischen Eigenschaften der bei den Hälften des Schmelzleiters 2 verschieden. Der Grenzstrom und der geringste Abschmelz- strom sind überwiegend durch die rechte Hälfte des Schmelzleiters bestimmt.
Angenommen, dass die Zinniete 5 fort gelassen worden sei, dann wird der Schmelz vorgang beim Auftreten lange anhaltender geringer überlasten an einer der Querschnitts schwächungen 2e, 2c im Bereich der Mitte des Schmelzleiters 2 eingeleitet. Die Querschnittsschwäehung 2b ist durch zwei seitliche Ausstanzungen 7 des Schmelz leiters 2 -und einen zwisehen ihnen verbleiben den Steg gebildet.
Der Schmelzleiter 2 hat eine solche geo nietrische Konfiguration und seine Umgebung weist solche thermische Eigenschaften auf, da.ss beim Auftreten kurzschlussartiger Ströme der Temperaturanstieg an der Querschnitts schwächung2brascher ist als an der Vielzahl.von in Reihe geschalteten Querschnittsschwächun- gen 2c, 2c, während beim Auftreten verhält nismässig geringer lange anhaltender Über lasten der Temperaturanstieg an der Vielzahl von in Reihe geschalteten Querschnittsschwä- chungen 2e,
2c rascher ist als an der zuerst genannten Querschnittssehwächung.
Beim Auftreten von verhältnismässig ge ringen, lange anhaltenden Überlasten ist das Verhältnis der an der Querschnittsverjüngung 2b erzeugten Wärmemenge zu der an der genannten Querschnittsschwächung 2b durch Wärmeleitung, Wärmestrahlung und Konvek tion zerstreuten Wärmemenge annähernd eins, was namentlich auf die Kürze der Quer- sehnittsschwächung 2b und die Grösse der ihr unmittelbar benachbarten Metallmassen,
ein schliesslich der Verschlusskappe 6a und der Grösse der Oberfläche dieser Metallmassen zurückzuführen ist. Daher ist beim Auftreten verhältnismässig geringer, lange anhaltender überlasten der an der Querschnittsschwä- chung 2b vor sieh gehende Temperaturanstieg verhältnismässig gering im Vergleich zu dem Temperaturanstieg, der an den Querschnitts schwächungen 2c, 2c vor sich geht, in bezug auf die das Verhältnis von erzeugter zu zer streuter Wärmemenge weit mehr von eins abweicht als in bezug auf die Querschnitts schwächung 2b.
Daher werden der Abschmelz- vorgang und die Liehtbogenbildung stets an der heissesten. der in Reihe geschalteten Quer- sehnittsschwächungen 2e, 2c auftreten, wenn die Überlast gering, aber von langer Dauer ist, beispielsweise wenn sie den geringsten Schmelzstrom nur um weniges überschreitet.
Das Verhalten der Sicherung ist völlig ver- schieden, wenn der Überstrom hoch und der Anstieg desselben rasch sind, beispielsweise wenn der Überstrom ein Kurzschlussstrom ist.
Dann ist der Temperaturanstieg an der Quer schnittsschwächung 2b so rasch, dass dieselbe in einem geringen Bruchteil einer Halbwelle zum Abschmelzen kommt, weni die Sicherung in einem Wechselstromkreis angeordnet ist. Wenn die Sicherung in einem Gleichstrom kreis liegt, wird die Q.uersehnittsschwäehung 2b in einer Zeitspanne gleicher Grössen ordnung absehmelzen. Die Zeitspanne zwi schen dem Auftrete:
. des Überstromes und seiner völligen Unterbrechung durch Lö schung des Liehtbogens in der Sicherung ist sowohl im Wechselstrom- als im Gleichstrom fall in der Grössenordnung von wenigen Millisekunden, etwa 2 bis 10 Millisekunden. Der Strom, der zum Abschmelzen und Verdampfen der Querschnittsschwächung 2b erforderlich ist, ist der Höehswert des D.urch- lassstromes der Sicherung.
Die Verdampfung der Querschnittsschwäehun:g 2b leitet eine spontane Verdampfung des überwiegenden Teils des Schmelzleiters 2 ein, der sich an der rechten Seite der Quersehnittsschwäehung 2b befindet (Fig.1) .
Wenn der Überstrom verhältnismässig ge ring ist und die Zinniete 5 weggelassen wurde, so werden der Schmelzvorgang und die Lieht bogenbildung an einer der Querschnitts,- schwä,ehungen 2c, 2c eingeleitet, die sich in der Nähe der Mitte des Schmelzleiters 2 be finden. Hieran anschliessend erfolgt Ab schmelzen und Lichtbogenbildung an den benachbarten Querschnittsschwächungen 2c, 2e. Die Bildung einer Vielzahl von kleinen in Reihe liegenden Lichtbögen bewirkt eine schnellere Erhöhung der gesamten Bogenspan nung und des gesamten Bogenwiderstandes als beim Vorhandensein nur eines Licht bogens möglich ist.
Wenn die Zinniete 5 in den Schmelzleiter 2 eingesetzt ist, so wird beim Auftreten gerin ger, lange anhaltender Überlasten die Unter brechung des Schmelzleiters 2 an der Stelle eingeleitet, an der sich die Niete 5 befindet. Die Länge des an der Unterbrechungsstelle gebildeten Lichtbogens wä@ehst in dem Mass als das an den Fusspunkten des Lichtbogens be findliche Metall verdampft.
Da der Schmelz leiter links von der Stelle, an der der Unter breehungsvorg.ang eingeleitet wird, eine höhere Temperatur hat als rechts von dieser Stelle, so ist. die Wachstumsgeschwindigkeit des Lichtbogens in linker Richtung eine höhere.
Wenn man einen Schmelzleiter 2 der Art. anwendet, wie ihn die Fig.1 und 3 zeigen, in (lem aber das Vorsehen der Zinsniete 5 oder eines ähnlichen Legierungsbildners unter lassen ist, so kann man einen kritischen Strom wert bestimmen, für den und bei Gberschrei- tung desselben der Absehmelzvorgang an der Querschnittssehwächung 2b anstatt an einer der Querschnittsschwächungen 2e, 2c einge leitet wird. Der genannte kritische Stromwert ist. ein verhältnismässig hoher Überstrom.
Es gibt ferner eine kritische Wachstumsgeschwin- digke'it für einen kurzschlussartigen Strom, bei deren Erreichung und Überschreitung der Abschmelzvorgang an der Querschnitts- sehwächung 2b anstatt an der Quersehnitts- .,;ehwäehung 2e, 2e in der Mitte des Sehmelz- leiters eingeleitet wird.
Beim Auftreten lange anhaltender Überlasten, deren Grösse geringer ist als der kritische Wert, bei dessen Auftre ten der Unterbrechungsvorgang an der Quer- sehnittssehwächung 2b eingeleitet wird, mag der Unterbrechungsvorgang an der,der Quer schnittssehwächung 2b unmittelbar benach barten Quersehnittsschwäehitng 2e, 2c einge leitet werden.
Weitere Herabsetzung der Uberla.st führt zu einer progressiven Ver lagerung der Einleitungsstellle des Unter brechungsvorganges von links nach rechts, bis beim Auftreten des minimalen Abschmelz- stromes der Unterbrechungsvorgang an der Quersehnittssehwäehung 2e, 2c eingeleitet wird, die annähernd in der Mitte des .Schmelz leiters 2 liegt.
Eine ähnliche progressive Verlagerung der den Unterbrechungsvorgang einleitenden Stelle des Schmelzleiters 2 kann auch dann beobachtet werden, wenn der Schmelzleiter mit einer Zinniete 5 oder einem mehr oder minder gleichartigen Legierungsbildner ver sehen ist.
Der in Fig.3 dargestellte bandförmige Schmelzleiter besteht aus Silber und weist acht entlang seiner Längsae'hse angeordnete Perforationen 2a auf, deren Durchmesser 1,15 Millimeter beträgt. Der Abstand zwischen den Perforationen beträgt 5,075 Millimeter. Die gesamte Länge des Schmelzleiters beträgt 8,125 Zentimeter, seine Breite 2,15 Millimeter und seine Stärke 0,075 Millimeter. Nach Ein fügung des Schmelzleiters; in dass Sicherungs gehäuse 1 wurde die Länge des ersteren auf 5 Zentimeter herabgesetzt.
Die axiale Länge der Querschnittsschwäehung 2b, welche den Höchstwert des Durchlassstromes bestimmt, beträgt 0,775 Millimeter und ihre Breite 0,25 Millimeter.
Das Verhältnis des Quer schnittes bzw. .der Breite der Quersehnitts- schwächung 2b zum Querschnitt bzw. der Breite des Schmelzleiters 2 isst 1:8;6. Dieses Verhältnis ist ziemlich kritisch und es emp fiehlt sich, bei Sicherungen der in den Fig.I. und 2 dargestellten Bauart mit Verhältnissen im Bereich von 1:8 bis 1:9 -zu arbeiten.
Der Abstand zwischen dem linken Ende des Schmelzleiters 2 und dem Mittelpunkt der Quers@chnittsssehwächung 2b und der Abstand zwischen dem rechten Ende des Schmelzleiters 2 und der letzten Perforation 2a, die: an der rechten Seite des Schmelzleiters :gelegen ist, betragen je 2,03 Zentimeter. Der Abstand zwischen dem Mittelpunkt der Querschnitts schwächung 2b und dem Mittelpunkt der ihm unmittelbar benachbarten Perforation 2a be trägt 5,075 Millimeter.
Das Verhältnis des Querschnittes der Querschnittsschwächung 2b zum Querschnitt eines jeden Paares von par allelen Strompfaden 2e, 2c ist 1:4.
Die Teile 2b', 2b' des Schmelzleibers 2 befinden sich unmittelbar neben der Quer- schnittssehwächung 2b an -entgegengesetzten Seiten derselben. Die Teile 2c', 2c' des Schmelzleiters 2 befindlen sich unmittelbar neben den Querschnittssehwäehungen '2c, 2c an entgegengesetzten Seiten derselben. Der Querschnitt der Querschnittsschwächungen 2b bestimmt den höchsten Durchlassstrom der Sicherung, in welcher der Schmelzleiter ange ordnet ist.
Der Querschnitt der benachbarten Teile 2b', 2b' des Schmelzleiters und ihre Länge und diejenigen Teile der Sicherung, mit denen die Querschnittssehwächung 2b in enger\Värmeaustalrs-chbeziehung sticht, na mentlich die Versehlusskappe 6a, verursachen eine schnelle und intensive Kühlung der Quer- schnittssehwächung 2b, wenn der Schmelz leiter verhältnismässig geringen Strömen bzw.
Überlasten unterworfen ist. Ungeachtet der Tatsache, dass der Querschnitt der Quer- sehnittssehwäehungen 2c, 2c viermal so gross ist als der Querschnitt der Querschnitts- schwächung 2b, steigt die Temperatur der ersteren beim Auftreten von verhältnismässig geringen Überlasten schneller als diejenige der letzteren.
Dies ist darauf zurückzuführen, dass die zwischen den Querschnittsschwächun- gen 2e, 2c liegenden Teile 2c' des Sehmelz- leiters 2 eine- nur geringe Kühlwirkung- aus üben, da. jeder von ihnen durch, zwei Querschnittsschwächilngen beheizt wird. Die axial äussern Teile des Schmelzleiters 2, die an den Querschnittsschwächungen 2e, 2c eine doppelte Punktbeheizung erfahren, bilden wirksame thermische Isolatoren für den axial innern Teil des Schmelzleiters.
Aus diesem Grunde steigt die Temperatur der axial innern Teile des Schmelzleiters verhältnis- mässig rasch in Übereinstimmung mit der Zunahme einer verhältnismässig geringen Überlast.
Anders ausgedrückt, die Tatsache, dass der Schmelzleiter 2 der Sicherung mit einer Vielzahl von Querschnittsschwächungen 2c, 2c versehen ist, verringert den Tempera turabfall zwischen der Mitte und den äussern Enden des Schmelzleiters -Lund die Kleinheit des genannten Temperaturabfalls hat zur Folge, dass die Temperatur in der Mitte des Schmelzleiters rasch im Einklang mit dem Anwachsen einer geringen Überlast anwächst.
Dies führt zum Ansprechen der Sicherung im Bereich der Mitte des Schmelzleiters 2, wenn unzulässige, verhältnismässig geringe über lasten auftreten.
Beim Auftreten kurzsehlussartiger Ströme spielen Wärmeaustauschvorgänge keine oder eine nur untergeordnete Rolle und deshalb kommt es in diesem Fall zum Abschmelzen und Verdampfen der Querschnittsschwä- chung 2b, bevor irgendeine andere Stelle des Schmelzleiters 2 seine Schmelztemperatur erreicht.
Bei der Sicherung gemäss den Fig. 1 und 2 besteht der Schmelzleiter aus einem einzi gen, in sich einheitlichen Metallstreifen. Es ist indessen. möglich, den Schmelzleiter aus zwei in Reihe geschalteten Streifenteilen zu bilden, von denen ein Streifenteil eine oder mehrere, den minimalen Schmelzstrom der Sicherung bestimmende Querschnittsschwä- chungen verhältnismässig grossen und der andere Streifenteil eine den Höchstwert des Durchlassstromes der Sicherung bestimmende Querschnittsschwächungen verhältnismässig kleinen Querschnitts aufweist.
In Fig. 6 stellt der Linienzug Ir den Nennstrom einer strombegrenzenden Siche rung dar, und hr",@@ ist der Scheitelwert des Stromes Ir. Der Linienzug<I>I</I> deutet einen völlig asymmetrischen Kurzschlussstrom. an. Der Kurzschlussstrom I entsteht im Zeit punkt To und seine ursprüngliche Wachstums geschwindigkeit ist in Fig. 6 durch eine Tangente an den Linienzug I im Punkt r" dargestellt.
Wenn in dem Stromkreis eine strombegrenzende Sicherung irgendeiner vor bekannten Bauart vorgesehen ist, so be stimmt der Querschnitt der Stelle geringsten Querschnitts des Schmelzleiters sowohl den Höchstwert des Durehlassstromes als auch den Nennstrom, Grenzstrom und minimalen Abschmelzstrom. Der Nennstrom, Grenzstrom und minimale Abschmelzstrom hängen von der Bauart der Sicherung im allgemeinen, das heisst von vielen Faktoren ab und ändern sich von Prototyp zu Prototyp, doch einer der Faktoren, welche jeweils den Nennstrorrr,
Grenzstrom und minimalen Schmelzstrom bestimmen, ist der Querschnitt der Stelle ge ringsten Querschnitts des Schmelzleiters. Hin gegen hängt der Höchstwert des Durehlass- st-romes überwiegend nur vom Querschnitt der Stelle geringsten Querschnitts des Schmelz leiters ab. Daher besteht für eine Sicherung gegebener Bauart ein unabänderliches Ver hältnis zwischen dem Nennstrom und dein Höchstwert des Durchlassstromes, das heisst jede Änderung des einen bewirkt auch eine Änderung des andern.
Genauer ausgedrückt, jedwede Erhöhung des Nennstromes, Grenz stromes und des minimalen Abschmelzstromes bewirkt auch eine Erhöhung des Höchst wertes des Durehlassstromes.
In Fig. 6 deutet der Linienzug Il den Durehlassstrom einer Sicherung bekannter Bauart an, in welcher der Nennstrom, Grenz strom und der minimale Schmelzstrom einer seits und der Höchst-,vert des, Durehlassstromes anderseits voneinander abhängen. Der Durch lassstrom steigt von T" zu T2 im wesentlichen in der gleichen. Weise an, in der er ansteigen würde, wenn die Sicherung durch einen massiven Kupferklotz grossen Querschnitts ersetzt, wäre.
Im Zeitpunkt T2 fängt der Durehlassstrom von seinem Scheitelwert I1maX zu null hin abzunehmen. Der Strom wird im Zeitpunkt- T3 zu: null. Der Zeitpunkt. T3 liegt etwas vor dem Zeitpunkt, in welchem der Kurzschlussstrom auf natürliche Weise dureh den Nullwert hindurchgehen würde.
Beim Vorhandensein einer Sicherung der in den Fig. 1 und 2 dargestellten Bauart, das heisst einer Sicherung mit voneinander unab hängigem Nennstrom und Höchstwert des Durchlassstromes, die den gleichen Nennstrom Ir besitzt, tritt Schmelzen und Verdampfen des Schmelzleiters bereits in einem früheren Zeitpunkt ein und der Durehlassstrom er reicht bereits im Zeitpunkt T, seinen Höchst wert Der Durchlassstrom beginnt.
im Zeitpunkt T1 abzusinken und. erreicht seinen Nullwert spätestens im Zeitpunkt T3, meist jedoch etwas früher. Offenbar ist Zlmax 4 Ilmax und dies ermöglicht es, in dem Stromkreis elektrische Maschinen, Transformatoren, Ap parate und Geräte anzuordnen, welche gerin gere Anforderungen in bezug auf thermische Festigkeit und Widerstandsfähigkeit gegen elektrodynamische Kraftwirkungen stellen als bisher erforderlich war.
Derartige elektrische Maschinen, firansformatoren, Apparate und Geräte mögen nicht in der Lage sein, Stoss beanspruchungen nach Art des Durchlass- stromes I, einer normalen strombegrenzenden Sicherung standzuhalten und ihre Verwen dung ist an die Anwendung von strombegren zenden Sicherungen geknüpft, die es ermögli chen, den Nennstrom und den maximalen Durchlassstrom der ,
Sicherung unabhängig voneinander festzulegen.
Es ist offenbar, dass bei Sicherungen der zuletzt genannten Art Hand in Hand mit der Herabsetzung .des Durchlassstromes eine Her absetzung der Schaltarbeit erfolgt, was wie- derum eine entsprechende Herabsetzung des Volumens von Quarzsand bedeutet, das zur Zerstreuung der in Wärme umgesetzten Schaltarbeit erforderlich ist.
Die Herab setzung des Volumens des Quarzsandes ermög licht eine Herabsetzung des Volumens des Sicherungsgehäuses bzw. eine Herabsetzung aller äussern Abmessungen der Sicherung.
Die Fig. 7a und 7b stellen die Abhängig keit der Temperatur der Querschnitts schwächung 2b und einer der Querschnitts sehwäehungen 2e, 2c im Bereich der Mitte des Schmelzleiters von der Dauer der Be lastung einer Sicherung gemäss den Fig. 1 und 2 mit einem Strom konstanter Stärke dar. Zur Zeit null befinden sich die Querschnitts schwächung 2b und die Querschnittss:chwä- chungen 2c, 2c auf der gleichen Temperatur, nämlich der Temperatur des Raumes, in dem sieh die Sicherung befindet.
Diese Temperatur ist in den Fig. 7a und 7b als Nulltemperatur erachtet worden. Nach Schliessen des Strom- kreises beginnt die Temperatur der Quer schnittsschwächungen 2b und 2c, 2c zu stei gen, und zwar steigen beide entsprechend zwei voneinander abweichenden Exponentialkur- ven. Der Temperaturanstieg der Querschnitts schwächung 2b verhältnismässig geringen Querschnittes ist langsamer als der Tempera turanstieg der Querschnittsschwächungen 2e, 2c grösseren Querschnitts.
Es wurde ange nommen, dass die Sicherung einer zulässigen Belastung unterworfen wird und daher er reichen die Exponentialkurven, welche den Temperaturanstieg an den Querjschnitts- schw ächungen 2b und 2e, 2c wiedergeben, niemals die Schmelztemperatur des Metalleu, aus dem der Schmelzleiter 2 besteht..
Angenommen, dass die Belastung der Sicherung erhöht werde. Dann steigen die Temperaturen der Quersehnittsschwächungen 2b und 2e, 2c rascher als zuvor an, aber die Temperatur der Querschnittsschwächung 2b bleibt hinter derjenigen der Querschnitts- sehwächung 2c, 2c zurück und letztere mag den Schmelzpunkt. des Schmelzleitermetalles erreichen, während erstere den Schmelzpunkt unter Umständen niemals erreichen mag.
In den Fig.8a und 8b wurde angenom men, dass die Sicherung im Zeitpunkt t = 0 einer gewissen Belastung unterworfen ist, die das Bestehen einer gewissen Temperatur an der Querschnittsschwäehung 2b und das Be stehen einer andern und höhernTemperatur an der Querschnittsschwächung2c, 2c verursacht.. Es wurde angenommen, dass in Zeitpunkt T,, ein kurzsehlussartiger Strom auftritt.
Infolge dessen steigen vom Zeitpunkt. T5 angefangen die Temperaturen der Querschnittsschwä.chun- gen 2b und 2e, 2e rasch an, und zwar ist der Temperaturanstieg an der Querschnitts- sehwäehung 2b rascher, da ihr Querschnitt kleiner und ihr Ohmseher Widerstand grösser ist und da sich der Vorgang so rasch abspielt, dass Wäxnneaitstausehvorgänge bei ihm keine praktische Bedeutung haben.
Nach einem Zeitintervall von 4t1 Mikrosekunden nach Auftreten des kurzsehlussartigen Stromes erreicht die Quersehnittsschwäehung 2b ihre Schmelztemperatur f und dies leitet den sieh normalerweise vollziehenden Unterbrechungs vorgang ein. Wenn die Temperatur der Quer schnittsschwächung 2e, 2c mit, ihrer ursprüng lichen Wachstumsgeschwindigkeit ansteigen würde, so würde die Querschnittsschwächung 2c, 2e ihre Schmelztemperatur nach dem Zeit intervall dte Mikrosekunden erreichen.
<I>A</I> t, <I>> A</I> t, Tatsächlich dauert es jedoch länger als t@@ bis die Querschnittssehwächung 2e, 2c des Schmelzleiters die Schmelztemperatur er- reicht.
Dies ist insbesondere darauf zurück zuführen, dass die Verdampfung des Schmelz leiters, die am Ende des Zeitintervalls dtl einsetzt, zu einer erheblichen Erhöhung des Widerstandes der Sicherung und einer ent sprechenden Herabsetzung des durch die Sicherung fliessenden Stromes führt. Wegen dieser Herabsetzung der Stromstärke nimmt die Wachstumsgeschwindigkeit.
der Tempera tur der Querschnittsschwäehung@ 2e, 2c am Ende des Zeitintervalles dtl ab und es dauen t 4t'2 anstatt dt2 Mikrosekunden bis die Quer schnittsschwächung 2e, 2c ihre Schmelztempe ratur erreicht.
<I>4</I> t'2 > d t2 Es ist von erheblicher Bedeutung für das richtige Arbeiten der Sicherung, dass die Querschnittsschwächung 2b, welche den Höchstwert des Durchlassstromes bestimmt, unmittelbar neben einem der Ansehlussglieder bzw. unmittelbar neben einer der Kappen<I>6r1,</I> 6b (Fig. 1) der Sicherung angeordnet. ist und sich abseits der Mittelzone der Sicherung be findet.
Wenn sieh die Quersehnittssehwä- chung 2b verhältnismässig nahe einem der axial äussern Enden des Schmelzleiters be findet, so wird deren Kühlung infolge der verhältnismässigen Nähe der kühlen Kappen 6cc, 6b und der verhältnismässigen Entfernung des heissen Mittelteils des Schmelzleiters 2 eine gute sein.
Die Kühlwirkung, welche die benachbarte Endkappe auf die Querschnitts- schwü.ehung 2b ausübt, hängt von der Tempe ratur des umgebenden Raumes ab, doch ist sie stets hoch genug, um das Temperatur niveau der Quersehnittssehwäehung 2b unter dem Temperaturniveau aller Querschnitts- sehwächungen 2c, 2c zu halten, solange der Strom, der durch die Sicherung hindurch fliesst, nicht kurzschlussartiger Natur ist.
In Fällen, in denen Sicherungen mit Nennstromstärken in der Grössenordnung von vielen hunderten Ampere zu einigen tausend Ampere erforderlich sind, ist es möglich, eine Vielzahl von Sicherungen gemäss den Fig.1 und 2 in Parallelschaltung zu einer baulichen Einheit zusammenzufassen. Die Fig. 4 und<B>5</B> beziehen sieh auf eine zusammengesetzte Sicherung dieser Art.
In den Fig.4 und 5 bezeichnen die Be zugszeichen 8a und 8b zwei massive Kupfer- scheiben, die mit Messerkontakten versehen sirrcl, die sich zur Einführung in einen Siche rungshalter eignen.
Die Kupferscheiben sind mit im wesentlichen zylindrischen, napfarti- gen Vertiefungen 1.0a, 10a', 10a", lOa', 10a"" bzw. 10b, 10b', 10b", 10b<B>"</B>, 10b"" <B>....</B> versehen.
Die Sichening umfa.sst eine Vielzahl von Einheiten, von denen eine jede mit der in Fig.1 und 2 dargestellten Sicherung völlig übereinstimmt und deren Darstellung in den Fig.4 und 5 aus diesem Grund verhältnis mässig schematisch gehalten ist.
In den Fig.4 und 5 bezeichnet 1 das rohrförmige -ungsgehäuse der Einzelsicherungen, -'ieliei <B>C</B> -artig- aus. denen aufgebaut die Hochstromsicherun ist. Die Versehlusskappen gbaukasten der Einzelsicherung führen die Bezugszeichen 6a und 6b.
Jedes Paar von Verschlusskappen ist in ein Paar der napfartigen Vertiefungen 10a, 10b; 10a', 10b'; 10a", 10b"; usw. unter Druck eingeführt, um den elektrischen und thermi schen Übergangswiderstand möglichst gering zu halten. Ein körniges Kühlmittel 11 füllt die Zwischenräume zwischen den Gehäusen 1 der Einzelsicherungen aus.
Das Kühlmittel 11 stellt einen wirksamen Schutz gegen die Wir kengen der heissen Liehbogengase für den Fall dar, dass eines der Gehäuse 1 bersten sollte oder für den Fall, dass die heissen Gase ohne Zerstörung eines Gehäuses 1 an den Enden desselben austreten sollten. Der Isolier- mantel 12 umhüllt die Kupferscheiben 8a, 8b, die zwischen ihnen angeordneten Einzelsiche rungen und das zwischen den Einzelsicherun gen befindliche körnige Kühlmittel 11.
Der Schmelzleiter 2 einer jeden Einzelsicherung ist mit einer Quersehni@ttsschwächung 2b ver sehen, die . den Höchstwert des Durchlass- stromes der betreffenden Einzelsicherung be stimmt.
Der Schmelzleiter 2 einer jeden Siche rung weist überdies eine Vielzahl von kreis förmigen Perforationen 2a auf, die eine Viel zahl von reihenparallelen Strompfaden er zeugen, von denen ein jedes Paar von paral- lelen Strompfaden 2e, 2c einen grösseren Querschnitt besitzt als die den Höchstwert des Durchlassstromes bestimmende Quer- schnittsschwächung 2b.
Die Querschnitts schwächungen 2b befinden sich unmittelbar neben den Verschlusskappen 6a und letztere sind unter erheblichem Druck in die unmittel- bar benachbarte Kupferscheibe 8a eingepresst. Infolgedessen übt die Kupferscheibe 8a wäh rend des normalen Betriebes und beim Be stehen geringer Überlasten eine erhebliche Kühlwirkung auf die Querschnittssehwäehun- gen 2b aller Einzelsicherungen aus.
In Fig. 9 ist die Abhängigkeit der Höchst- werte von Durchlassströmen von der Kurz schlussstromstärke dargestellt. Die Stärke der Kurzschlussströme wurde in Effektivampere gemessen. Die Massstäbe beider Koordinaten achsen sind logarithmisch.
Die obere Kenn linie bezieht sich auf eine im wesentlichen gemäss den Fig.4 und 5 ausgebildete Siche rung, in der jedoch die den Höchstwert des Durchlassstromes bestimmenden Querschnitts schwächungen 2b der Schmelzleiter 2 fortge lassen wurden. Der Nennstrom der betreffen den Sicherung betrug 200 Ampere.
Die untere Kennlinie der Fig.9 bezieht sich auf eine Sicherung der gleichen Bauart mit einem Nennstrom von 200 Ampere, die jedoch den Höchstwert des Durchlassstromes bestimmende Querschnittsschwächungen 2b an jedem Schmelzleiter 2 zusätzlich zu dessen Quer- schnittsverschwächungen 2e, 2c aufweist. Während der Höchstwert des Durchlassstro- mes der zuerst genannten Sicherungsart weit grösser als 3000 Ampere ist,
wenn sich die Sicherung in einem Stromkreis befindet, der einen Kurzs.chlussstrom von 2000 Effektiv ampere hat, so ist der Höchstwert des Dureh- lassstromes der zuletzt genannten Sicherung lediglich in der Grössenordnung von 1500 Ampere.
Die Kennlinie der Sicherung, die Schmelzleiter mit den Höchstwert des Durch- l.assstromes bestimmenden Querschnittsschwä- chungen 2c und zusätzlichen Querschnitts- verjüngungen 2e, 2c zur Unterbrechung von Überlasten aufweist, verläuft innerhalb des ganzen Bereiches von Kurzschlussströmen unterhalb der Kennlinie der Sicherung,
deren Schmelzleiter nicht mit Querschnittssehwä- chungen 2b versehen ist.
Fig.10 veranschaulicht die Strom-Zeit- Kennlinien einer vorbekannten strombegren zenden Sicherung. Es geht aus dieser Figur ohne weiteres hervor, da.ss zwecks Erzielung von Selektivität die Anwendung von Siche rungen verschiedener Nennstromstärke erfor derlich ist.
Fig.11 veranschaulicht die Strom-Zeit- Kennlinien von vier Sicherungen der in Fig. 1, 2, 4 und 5 dargestellten Bauart und zeigt, dass vier Sicherungen, welche den deichen Nennstrom haben, selektiv abzu schalten vermögen, wenn der sie durchflie- ssende Strom 135% oder mehr des Nenn- stromes beträgt.
Anders ausgedrückt, durch Änderung der Querschnittsschwächung 2b in einer Zahl sonst identischer Sicherungen ist es möglich, den durch die Sicherungen bewirk ten Schutz zu staffeln und die Abschaltung auf den fehlerbehafteten Teil der Leitung zu beschränken.
Von den beiden Kennlinien, die in Fig.12 dargestellt sind, bezieht sich die obere auf eine vorbekannte strombegrenzende Sicherung und die untere auf eine Sicherung, die es er möglicht, die Höchstwerte der Durchlassströme und den minimalen Schmelzstrom unabhängig voneinander festzulegen.
Die zuerst genannte Kennlinie ist eine der in Fig.10 dargestellten Schar und die zuletzt genannte Kennlinie eine der in Fig.1.1 dargestellten Schar.
Current-limiting fuse. The invention relates. on a current-limiting fuse with a fusible link that stripes through a metal enclosed in the fuse housing and surrounded by quartz sand. is formed ..
Such fuses lead to the interruption of KurzSChlul '.') - before they can reach the highest value that the circuit to be protected can produce. The current that such a fuse allows through may be referred to as the forward current.
Immediately after a short circuit occurs, the forward current runs essentially like the short circuit current. It begins to deviate significantly from the short-circuit current when the fuse element begins to melt and evaporate.
After part or all of the fusible link has been replaced by an arc burning in the quartz sand, the let-through current is far lower than the short-circuit current that would occur in the relevant circuit without a current-limiting fuse. This limitation of the short-circuit current reduces the thermal and electrical stress on all electrical machines, transformers, apparatus and devices,
which are in the relevant circuit, removed. The invention is based on the object of reducing the thermal and electrodynamic stress on all electrical machines, transformers, apparatus and devices in a circuit to a much greater extent than could be done with the aid of the previously known current-limiting fuses.
For every known, current-limiting fuse of a given type, there is a certain reciprocal relationship between the limit current, the smallest discharge current and the rated current on the one hand, and the maximum value of the forward current on the other. The higher the limit current, the smallest melting rate and the nominal current,
the higher the maximum value of the forward current. As a result, electrical machines, transformers, apparatus and devices that are designed for high rated currents are
Even when there are current-limiting features, the occurrence of high duct currents is thermally and electrodynamically stressed in an uneconomically high manner. When using current-limiting fuses according to the invention, the mechanical and thermal strength of electrical machines, transformers,
Apparatus and devices are considerably reduced, which results in a considerable reduction in the cost of transmission, distribution and use of electrical energy.
The essence of the invention is that the metal strip forming the fusible conductor of the fuse has two cross-sectional weakenings of different cross-sections, of which the weakening of the larger cross-section determines the minimum melting current and the weakening of the smaller cross-section determines the maximum value of the forward current of the fuse.
The drawing shows some embodiments of the invention and their explanatory characteristic curves, namely FIG. 1 is essentially a longitudinal section through a first embodiment; FIG. 2 shows a cross section according to 2-2 of FIG. 1; 3 is a front view of a fusible conductor which is intended for fuses of the type shown in FIGS. 1 and 2;
Fig. 4 is essentially a longitudinal section through a fuse which comprises a plurality of fusible conductors of the type provided in Figures 1 and 2 is; Fig. 5 is a cross section according to 5-5 of Fig. 4; 6 is a comparative illustration of the mode of operation of fuses according to the prior art and a fuse according to the invention;
7ca and 7b show the behavior of fuses of the type shown in FIGS. 1 and 2 and FIGS. 4 and 5 under normal load conditions;
8a and 8b show the behavior of fuses of the type shown in FIGS. 1 and 2 and FIGS. 4 and 5 when short-circuit-like overcurrents occur;
In FIG. 9, maximum values of forward currents are plotted as ordinates and the maximum values of those short-circuit currents that would occur if the fuse were to be replaced by a solid copper conductor large cross-section, namely the one of the characteristic curves shown in FIG. 9 relates to before known current-limiting fuses of a certain type and.
the other characteristic is based on a current-limiting fuse, basically of the same type, but whose fusible link is provided with an additional cross-sectional tapering that reduces the maximum value of the forward current; Fig. 10 is a family of characteristic curves, which refer to a previously known type of current-limiting fuses, and response times are plotted in the figure as ordinates and current strengths as abscissas - both on a logarithmic scale:
11 is a representation of the same nature as that of FIG. 10, but relates to a number of fuses which have the same nominal amperage but different maximum values of forward currents, and in FIG. 12 the ordinates are the times from the occurrence of the overcurrent to its Interruption in seconds plotted as a percentage of the nominal current as a function of the overcurrent, namely one characteristic in Fig. 12 relates to a previously known current-limiting fuse of a certain type and the other characteristic to a current-limiting fuse basically of the same type,
Their fusible link, however, is provided with an additional cross-sectional weakening that reduces the maximum value of the flow rate.
In all figures, corresponding components are given the same reference characters.
1 and 2 relate to a fuse in which the fusible link is formed by a single metal strip which is uniform and which has two cross-sectional tapering.
In Fig.l and 2, the reference character 1 denotes a tubular fuse housing made of a layered insulating material, in which the ribbon-shaped fusible conductor 2 is housed made of silver. The fusible conductor 2 can consist of a different metal than silver, but silver deserves preference. The fusible conductor 2 is provided with a multiplicity of equidistant, circular perforations 2z. Part of the housing 1 is filled with quartz sand 3 of suitable grain size.
The right end of the fuse housing 1 is filled with a granular extinguishing agent 3 a, for example chemically pure lime, which releases gas under the influence of heat. Since only a small fraction of the total length of the fusible conductor 2 is embedded in the gas-emitting extinguishing agent 3a, the gas pressure developed in the fuse housing 1 remains within the limits given by its mechanical strength.
That part of the fusible conductor 2 which is to be given by the gas-emitting extinguishing agent 3a can, if desired, be provided with an alloy-forming element 5, for example the tin rivet. Tin has a lower melting point than silver and forms an alloy with silver that has a lower melting point than silver. If the tin rivet 5 is inserted into one of the perforations 2a, the melting process is generally initiated when small, long-lasting overloads occur at the point on the fusible conductor 2 at which the tin rivet 5 is provided.
If the tin rivet 5 or a similar metal plating is not provided, the melting process is generally initiated at the occurrence of low, long lasting overloads on the cross-sectional weakenings 2c, 2c, which are in the middle of the fuse link 2, since the Lich Perforations 2a are located. Each of the cross-sectional weakenings 2e, 2c consists of two current paths connected in parallel. After these two current paths have evaporated, they are replaced by two short, parallel arcs. Since parallel arcs are unstable, one of the two arcs will soon extinguish.
Immediately afterwards the other arc goes out thanks to the cooling effect of the quartz sand surrounding it.
It is important to prevent the granular extinguishing agents 3 and 3a from mixing. For this purpose, a transverse partition 4 separating them is provided between the two extinguishing means 3 and 3a.
The clear width of the fuse housing 1 is comparatively small and is in the order of magnitude of twice the width of the fusible conductor 2.
This considerable reduction in the volume of the fuse housing, compared with that of previously known current-limiting fuses, is due to
that the fuse according to FIGS. 1 and 2 the switching work ('i2 <I> r </I> dt in which expression i mean the arc current and r the resistance of the arc - and drastically reduce the maximum value of the forward current.
On the other hand, the wall thickness of the fuse housing 1 is considerable to put it in a position to withstand the high internal pressures developed in it. The two ends of the fuse housing are closed by connecting members in the form of caps 6a, 6b.
The fusible link 2 is. electrically connected to the closure caps 6a., 6b in a suitable manner, for example by spot welding. The closure caps Ecu, <I> 6b </I> have a circumferential bead which is pressed into the fuse housing 1 in order to hold the closure caps on it.
The fusible conductor 2 is also provided with a cross-sectional weakening 2b, which is provided near its left end (FIG. 1). The cross-sectional weakening 2b has a smaller cross-section than the cross-sectional weakening which are formed by the current paths 2c, 2c on each of the two sides of each of the perforations 2a. The axial length of the cross-sectional weakening 2b is quite small and this limits the amount of heat that is generated at the point of this cross-sectional weakening.
Since the geometrical configuration of the right and left halves of the fusible conductor 2 is different, the thermal properties of the halves of the fusible conductor 2 are also different. The limit current and the lowest melting current are mainly determined by the right half of the fuse element.
Assuming that the tin rivet 5 has been left out, then the melting process is initiated when there is a long-lasting, low overload on one of the cross-sectional weakenings 2e, 2c in the area of the center of the fusible conductor 2. The cross-sectional weakening 2b is formed by two lateral punchings 7 of the fusible conductor 2 and one between them remain the web.
The fusible conductor 2 has such a geometric configuration and its surroundings have such thermal properties that when short-circuit-like currents occur, the temperature rise at the cross-section weakening2 is brighter than at the multitude of cross-sectional weakenings 2c, 2c connected in series Occurrence is relatively low, long-lasting overloads, the temperature rise at the large number of cross-sectional weakenings 2e connected in series,
2c is faster than the first mentioned cross-sectional weakening.
When relatively small, long-lasting overloads occur, the ratio of the amount of heat generated at the cross-sectional narrowing 2b to the amount of heat dissipated at the aforementioned cross-sectional weakening 2b by heat conduction, thermal radiation and convection is approximately one, which is particularly due to the shortness of the cross-sectional weakening 2b and the size of the metal masses immediately adjacent to it,
this is ultimately due to the closure cap 6a and the size of the surface of these metal masses. Therefore, when there is a relatively small, long-lasting overload, the temperature increase at the cross-sectional weakening 2b is relatively small compared to the temperature increase that occurs at the cross-sectional weakenings 2c, 2c, with respect to the ratio of generated to scattered amount of heat deviates far more from one than in relation to the cross-sectional weakening 2b.
Therefore, the melting process and the arc formation are always at their hottest. of the series-connected cross-sectional weakenings 2e, 2c occur when the overload is low but of a long duration, for example when it only slightly exceeds the lowest melt flow.
The behavior of the fuse is completely different when the overcurrent is high and its rise is rapid, for example when the overcurrent is a short circuit current.
Then the temperature rise at the cross-sectional weakening 2b is so rapid that it melts in a small fraction of a half-wave if the fuse is arranged in an alternating current circuit. If the fuse is in a direct current circuit, the cross section weakness 2b will melt away in a period of the same order of magnitude. The time between appearances:
. the overcurrent and its complete interruption by deletion of the Liehtbogens in the fuse is in both AC and DC case in the order of a few milliseconds, about 2 to 10 milliseconds. The current that is required to melt and evaporate the cross-sectional weakening 2b is the maximum value of the permeability current of the fuse.
The evaporation of the cross-sectional weakening: g 2b initiates spontaneous evaporation of the predominant part of the fusible conductor 2, which is located on the right side of the cross-sectional weakening 2b (FIG. 1).
If the overcurrent is relatively low and the tin rivet 5 has been omitted, the melting process and the Lieht arc formation are initiated at one of the cross-sections, - Schwä, ehungen 2c, 2c, which are located near the center of the fuse element 2 be. This is then followed by melting and arcing at the adjacent cross-sectional weakenings 2c, 2e. The formation of a large number of small arcs in series causes a faster increase in the total arc voltage and the total arc resistance than is possible with the presence of only one arc.
If the tin rivet 5 is inserted into the fusible conductor 2, the interruption of the fusible conductor 2 is initiated at the point where the rivet 5 is located when low ger, long-lasting overloads occur. The length of the arc formed at the point of interruption increases to the extent that the metal at the base of the arc evaporates.
Since the fusible link to the left of the point at which the under-breaking process is initiated has a higher temperature than to the right of this point. the speed of growth of the arc in the left direction is higher.
If one uses a fusible conductor 2 of the type shown in FIGS. 1 and 3, but omitting the provision of interest rivets 5 or a similar alloy former, then one can determine a critical current value for which and for If this is exceeded, the removal process is initiated at the cross-sectional weakening 2b instead of at one of the cross-sectional weakenings 2e, 2c. The aforementioned critical current value is a relatively high overcurrent.
There is also a critical growth rate for a short-circuit-type current, which, when it is reached and exceeded, initiates the melting process at the cross-sectional widening 2b instead of the cross-sectional widening 2e, 2e in the middle of the clay conductor.
If long-lasting overloads occur, the magnitude of which is less than the critical value at the occurrence of which the interruption process is initiated at the cross-sectional weakening 2b, the interruption process may be initiated at the cross-sectional weakness 2e, 2c immediately adjacent to the cross-sectional weakening 2b .
Further reduction of the overload leads to a progressive shift of the point of introduction of the interruption process from left to right, until the interruption process is initiated at the cross-sectional area 2e, 2c, which is approximately in the middle of the fusible conductor, when the minimum melting current occurs 2 lies.
A similar progressive displacement of the point of the fusible conductor 2 which initiates the interruption process can also be observed when the fusible conductor is seen with a tin rivet 5 or a more or less similar alloy former.
The band-shaped fusible conductor shown in FIG. 3 consists of silver and has eight perforations 2a arranged along its longitudinal axis, the diameter of which is 1.15 millimeters. The distance between the perforations is 5.075 millimeters. The entire length of the fuse element is 8.125 centimeters, its width 2.15 millimeters and its thickness 0.075 millimeters. After inserting the fuse element; In the fuse box 1, the length of the former was reduced to 5 centimeters.
The axial length of the cross-sectional weakening 2b, which determines the maximum value of the forward current, is 0.775 millimeters and its width is 0.25 millimeters.
The ratio of the cross section or the width of the cross section weakening 2b to the cross section or the width of the fusible conductor 2 is 1: 8; 6. This ratio is quite critical and it is advisable to use fuses of the type shown in FIGS. 2 and 2, with ratios in the range from 1: 8 to 1: 9 - to work.
The distance between the left end of the fusible conductor 2 and the center of the cross @ chnittsssehwächung 2b and the distance between the right end of the fusible conductor 2 and the last perforation 2a, which is: on the right side of the fusible conductor: is 2.03 each Centimeter. The distance between the center of the cross-sectional weakening 2b and the center of the perforation 2a immediately adjacent to it be 5.075 millimeters.
The ratio of the cross-section of the cross-sectional weakening 2b to the cross-section of each pair of parallel current paths 2e, 2c is 1: 4.
The parts 2b ', 2b' of the melt body 2 are located directly next to the cross-sectional widening 2b on opposite sides of the same. The parts 2c ', 2c' of the fusible conductor 2 are located directly next to the cross-sectional waves' 2c, 2c on opposite sides of the same. The cross-section of the cross-sectional weakening 2b determines the highest forward current of the fuse in which the fusible conductor is arranged.
The cross-section of the adjacent parts 2b ', 2b' of the fusible conductor and their length and those parts of the fuse with which the cross-sectional weakening 2b is closely related, namely the closure cap 6a, cause rapid and intensive cooling of the cross-sectional weakening 2b, if the fuse link has relatively low currents or
Is subject to overloading. Regardless of the fact that the cross-section of the cross-sectional swellings 2c, 2c is four times as large as the cross-section of the cross-sectional weakening 2b, the temperature of the former increases faster than that of the latter when relatively low overloads occur.
This is due to the fact that the parts 2c 'of the clay conductor 2 lying between the cross-sectional weakenings 2e, 2c exert an — only slight — cooling effect, since. each of them is heated by two cross-sectional weaknesses. The axially outer parts of the fusible conductor 2, which experience double point heating at the cross-sectional weakenings 2e, 2c, form effective thermal insulators for the axially inner part of the fusible conductor.
For this reason, the temperature of the axially inner parts of the fuse element rises relatively quickly in accordance with the increase in a relatively low overload.
In other words, the fact that the fuse element 2 of the fuse is provided with a large number of cross-sectional weakenings 2c, 2c, reduces the temperature drop between the center and the outer ends of the fuse element -L and the smallness of the temperature drop mentioned has the consequence that the temperature in the center of the fusible link increases rapidly in accordance with the growth of a slight overload.
This leads to the response of the fuse in the area of the middle of the fuse element 2 when impermissible, relatively small overloads occur.
When short-circuit-like currents occur, heat exchange processes play no or only a subordinate role and therefore in this case the cross-sectional weakening 2b melts and evaporates before any other point on the fusible conductor 2 reaches its melting temperature.
In the fuse according to FIGS. 1 and 2, the fuse element consists of a single, uniform metal strip. It is meanwhile. It is possible to form the fusible conductor from two strip parts connected in series, of which one strip part has one or more cross-sectional weakenings that determine the minimum melting current of the fuse relatively large and the other strip part has a cross-sectional weakening that determines the maximum value of the forward current of the fuse relatively small cross-section.
In FIG. 6, the line Ir represents the rated current of a current-limiting fuse, and hr ", @@ is the peak value of the current Ir. The line <I> I </I> indicates a completely asymmetrical short-circuit current. The short-circuit current I. arises at the time point To and its original growth rate is shown in Fig. 6 by a tangent to the line I at point r ".
If a current-limiting fuse of any prior known type is provided in the circuit, the cross-section of the point of smallest cross-section of the fusible conductor determines both the maximum value of the Durehlassstromes and the rated current, limit current and minimum meltdown current. The nominal current, limiting current and minimum melting current depend on the type of fuse in general, i.e. on many factors and change from prototype to prototype, but one of the factors that determine the nominal current
To determine the limit current and the minimum melt current, the cross-section of the point is the smallest cross-section of the fuse element. On the other hand, the maximum value of the continuous leakage current mainly depends only on the cross-section of the point of the smallest cross-section of the fusible conductor. Therefore, for a fuse of a given type, there is an unchangeable relationship between the rated current and the maximum value of the forward current, i.e. every change in one also changes the other.
More precisely, any increase in the nominal current, limit current and the minimum melting current also causes an increase in the maximum value of the throughflow current.
In Fig. 6, the line II indicates the Durehlassstrom a fuse of known design, in which the rated current, limit current and the minimum melt current on the one hand and the maximum, vert des, Durehlassstromes on the other hand depend on each other. The let-through current increases from T "to T2 in essentially the same way that it would increase if the fuse were replaced by a solid copper block of large cross-section.
At time T2, the discharge current begins to decrease from its peak value I1maX to zero. The current becomes: zero at time T3. Point of time. T3 is slightly before the point in time at which the short circuit current would naturally pass through the zero value.
In the presence of a fuse of the type shown in Figs. 1 and 2, that is, a fuse with independent rated current and maximum value of the forward current, which has the same rated current Ir, melting and evaporation of the fuse element occurs at an earlier point in time and the The let-through current already reaches its maximum value at time T. The let-through current begins.
decrease at time T1 and. reaches its zero value at the latest at time T3, but mostly a little earlier. Obviously Zlmax 4 Ilmax and this makes it possible to arrange electrical machines, transformers, Ap parate and devices in the circuit, which make lower demands in terms of thermal stability and resistance to electrodynamic forces than was previously necessary.
Such electrical machines, company transformers, apparatus and devices may not be able to withstand shock loads of the forward current type I, a normal current-limiting fuse, and their use is linked to the use of current-limiting fuses, which make it possible the nominal current and the maximum forward current of the,
Define backup independently of each other.
It is evident that with fuses of the last-mentioned type, hand in hand with the reduction of the forward current, a reduction in the switching work takes place, which in turn means a corresponding reduction in the volume of quartz sand required to dissipate the switching work converted into heat .
The reduction in the volume of the quartz sand made light a reduction in the volume of the fuse housing or a reduction in all external dimensions of the fuse.
7a and 7b represent the dependence of the temperature of the cross-sectional weakening 2b and one of the cross-sectional sehwäehungen 2e, 2c in the middle of the fusible conductor on the duration of loading a fuse according to FIGS. 1 and 2 with a current of constant strength At time zero, the cross-sectional weakening 2b and the cross-sectional weakening 2c, 2c are at the same temperature, namely the temperature of the room in which the fuse is located.
This temperature has been considered zero temperature in FIGS. 7a and 7b. After the circuit is closed, the temperature of the cross-sectional weakenings 2b and 2c, 2c begins to rise, and both rise in accordance with two exponential curves that differ from one another. The temperature increase of the cross-sectional weakening 2b of a relatively small cross-section is slower than the temperature increase of the cross-sectional weakening 2e, 2c of larger cross-section.
It was assumed that the fuse is subjected to a permissible load and therefore the exponential curves, which reflect the temperature rise at the cross-sectional weakenings 2b and 2e, 2c, never reach the melting temperature of the metal from which the fuse element 2 is made.
Assume that the load on the fuse is increased. Then the temperatures of the cross-sectional weakening 2b and 2e, 2c rise faster than before, but the temperature of the cross-sectional weakening 2b remains behind that of the cross-sectional weakening 2c, 2c and the latter likes the melting point. of the fusible metal, while the former may never reach the melting point under certain circumstances.
In Figures 8a and 8b it was assumed that the fuse is subjected to a certain load at time t = 0, which causes a certain temperature to exist at the cross-sectional weakening 2b and a different and higher temperature at the cross-sectional weakening 2c, 2c. It was assumed that a short-circuit-like current occurs at time T1.
As a result, increase from the point in time. T5, the temperatures of the cross-sectional weaknesses 2b and 2e, 2e start rapidly, and the temperature rise is more rapid at the cross-sectional weakness 2b because its cross-section is smaller and its ohmic resistance is greater and because the process takes place so quickly, that Wäxnneaitstauseh processes have no practical meaning for him.
After a time interval of 4t1 microseconds after the occurrence of the short-circuit-like current, the cross-section weakness 2b reaches its melting temperature f and this initiates the interruption process which is normally carried out. If the temperature of the cross-sectional weakening 2e, 2c would increase with its original growth rate, the cross-sectional weakening 2c, 2e would reach its melting temperature after the time interval dth microseconds.
<I> A </I> t, <I>> A </I> t, In fact, however, it takes longer than t @@ until the cross-sectional weakening 2e, 2c of the fuse element reaches the melting temperature.
This is due in particular to the fact that the evaporation of the fusible conductor, which begins at the end of the time interval dtl, leads to a considerable increase in the resistance of the fuse and a corresponding reduction in the current flowing through the fuse. Because of this reduction in current, the growth rate decreases.
the temperature of the cross-sectional weakening @ 2e, 2c at the end of the time interval dtl and it lasts t 4t'2 instead of dt2 microseconds until the cross-sectional weakening 2e, 2c reaches its melting temperature.
<I> 4 </I> t'2> d t2 It is of considerable importance for the correct operation of the fuse that the cross-sectional weakening 2b, which determines the maximum value of the forward current, is directly next to one of the connecting links or directly next to one of the caps <I> 6r1, </I> 6b (Fig. 1) of the fuse arranged. and is located away from the central zone of the security.
If the cross-section weakening 2b is relatively close to one of the axially outer ends of the fusible conductor, its cooling will be good due to the relative proximity of the cool caps 6cc, 6b and the relative distance of the hot central part of the fusible conductor 2.
The cooling effect that the adjacent end cap exerts on the cross-sectional swelling 2b depends on the temperature of the surrounding space, but it is always high enough to keep the temperature level of the cross-sectional swelling 2b below the temperature level of all cross-sectional swelling 2c, 2c as long as the current flowing through the fuse is not short-circuit-like in nature.
In cases where fuses with nominal currents in the order of magnitude of many hundreds of amps to a few thousand amperes are required, it is possible to combine a large number of fuses according to FIGS. 1 and 2 in parallel to form a structural unit. Figures 4 and 5 refer to a composite fuse of this type.
In FIGS. 4 and 5, the reference numerals 8a and 8b designate two solid copper disks which are provided with blade contacts and which are suitable for insertion into a fuse holder.
The copper disks have essentially cylindrical, cup-like depressions 1.0a, 10a ', 10a ", 10a', 10a" "or 10b, 10b ', 10b", 10b ", 10b" " <B> .... </B> provided.
The Sichening comprises a large number of units, each of which corresponds completely to the fuse shown in FIGS. 1 and 2 and whose illustration in FIGS. 4 and 5 is relatively schematic for this reason.
In FIGS. 4 and 5, 1 denotes the tubular housing of the individual fuses, -'ieliei <B> C </B> -like-. where the high current fuse is built. The modular locking caps of the individual fuse have the reference symbols 6a and 6b.
Each pair of closure caps is in a pair of the cup-like recesses 10a, 10b; 10a ', 10b'; 10a ", 10b"; etc. introduced under pressure in order to keep the electrical and thermal contact resistance as low as possible. A granular coolant 11 fills the spaces between the housings 1 of the individual fuses.
The coolant 11 provides effective protection against the We kengen the hot Liehbogen gases in the event that one of the housings 1 should burst or in the event that the hot gases should emerge at the ends of the same without destroying a housing 1. The insulating jacket 12 surrounds the copper disks 8a, 8b, the individual fuses arranged between them and the granular coolant 11 located between the individual fuses.
The fusible link 2 of each individual fuse is provided with a transverse weakening 2b, which. determines the maximum value of the forward current of the individual fuse concerned.
The fusible conductor 2 of each fuse also has a large number of circular perforations 2a, which generate a large number of parallel current paths, each pair of parallel current paths 2e, 2c has a larger cross section than the maximum value of the Cross-sectional weakening 2b which determines the forward current.
The cross-sectional weakenings 2b are located directly next to the closure caps 6a and the latter are pressed into the immediately adjacent copper washer 8a under considerable pressure. As a result, the copper washer 8a has a significant cooling effect on the cross-sectional waves 2b of all individual fuses during normal operation and when there are minor overloads.
9 shows the dependence of the maximum values of forward currents on the short-circuit current strength. The strength of the short-circuit currents was measured in rms amps. The scales of both coordinate axes are logarithmic.
The upper characteristic relates to a fuse essentially designed according to FIGS. 4 and 5, in which, however, the cross-sectional weakenings 2b of the fusible conductors 2, which determine the maximum value of the forward current, have been omitted. The rated current of the fuse concerned was 200 amperes.
The lower characteristic of FIG. 9 relates to a fuse of the same type with a nominal current of 200 amperes, but which has cross-sectional weakenings 2b on each fusible conductor 2, which determine the maximum value of the forward current, in addition to its cross-sectional weakenings 2e, 2c. While the maximum value of the forward current of the first-mentioned type of fuse is far greater than 3000 amperes,
if the fuse is in a circuit that has a short-circuit current of 2000 rms amps, the maximum permissible current of the last-mentioned fuse is only in the order of magnitude of 1500 amperes.
The characteristic curve of the fuse, which has fusible conductors with the maximum value of the forward current determining cross-sectional weakening 2c and additional cross-sectional tapering 2e, 2c to interrupt overloads, runs within the entire range of short-circuit currents below the characteristic curve of the fuse,
whose fusible conductor is not provided with cross-sectional weakening 2b.
Fig.10 illustrates the current-time characteristics of a previously known strombegren zenden fuse. It is evident from this figure that, in order to achieve selectivity, the use of fuses of different nominal amperage is necessary.
11 illustrates the current-time characteristics of four fuses of the type shown in FIGS. 1, 2, 4 and 5 and shows that four fuses, which have the rated current of the dike, are able to switch off selectively when the current flows through them Current is 135% or more of the nominal current.
In other words, by changing the cross-sectional weakening 2b in a number of otherwise identical fuses, it is possible to stagger the protection provided by the fuses and to limit the shutdown to the faulty part of the line.
Of the two characteristic curves shown in FIG. 12, the upper one relates to a previously known current-limiting fuse and the lower one to a fuse which enables the maximum values of the forward currents and the minimum melting current to be set independently of one another.
The first-mentioned characteristic curve is one of the family shown in FIG. 10 and the last-mentioned characteristic curve one of the family shown in FIG. 1.1.