? 小型断路器热脱扣稳定性的分析计算 小型断路器热脱扣稳定性的分析计算
姜 义 非
(上海西门子线路保护系统有限公司, 上海 201514)
姜义非(1976—),男,工程师,主要从事低压电器的设计、开发测试等工作。
摘 要：小型断路器(MCB)在结构设计时,同规格MCB适用不同产品标准时,如IEC 60947和IEC 60898,需要对约定电流范围内的热弯曲位移和热推力进行校核计算,以匹配脱扣机构的脱扣位移和脱扣力。结合产品实例,计算了直条型双金属的热弯曲和热推力,推算和总结MCB具备热脱扣稳定性的必备条件,给出了提高MCB一次交验合格率的建议。
关键词：小型断路器; 热双金属元件; 热弯曲; 热推力
0 引 言
同规格的小型断路器(Miniature Circuit Breaker,MCB)可以适用两种不同产品标准,即IEC 60947和IEC 60898,两种标准在约定电流下对产品的热脱扣特性要求不同。在这种情况下,需要对热双金属的热弯曲位移和热推力进行校核计算,以匹配脱扣机构的脱扣位移和脱扣力,由此满足标准要求,并通过优化设计,提高MCB的脱扣稳定性。
1 MCB热脱扣稳定性原理分析
MCB热脱扣过程,就是热双金属热推力克服机构阻力做功的过程,也是热双金属弯曲位移和机构脱扣位移之间协作的过程。
为便于说明,以IEC 60898-1约定脱扣电流为准,定义如下参数:
(1)牵引杆初始位置P0;
(2)机构脱扣时,牵引杆位置PT;
(3)则MCB机构脱扣位移ΔP为
(1)
ΔP在产品结构设计时确定。
(4)MCB在预设定后,定义热双金属的初始位置X0;
(5)MCB通以1.13In的电流,达到温度平衡时,定义热双金属稳态位置X1.13In;
(6)MCB通以1.45In的电流,达到温度平衡时,定义热双金脱扣位置X1.45In;
(7)热双金属1.13In下初始稳态弯曲位移ΔX0为
(2)
(8)热双金属在标准约定电流下弯曲位移ΔXT为
(3)
相对MCB上某基准点,P0 、PT、ΔP是定值。X0、X1.13In、X1.45In为动值,与预设值有关,ΔX0、ΔXT为相对定值。
热双金属热弯曲和牵引杆位移之间的关系构成了MCB的脱扣特性。分析ΔXT和ΔP的位置关系,即可判定断路器脱扣稳定性。
正常理想状态:ΔP应在ΔXT内,如图1所示。脱扣特性最稳定,脱扣时间在范围内呈正态分布,处于理想状态。
图1 MCB正常理想状态
早跳临界状态:若X1.13 In >PT,即ΔXT区间位于ΔP区间右侧,测试中MCB则处于早跳状态,如图2所示。
图2 MCB早跳临界状态
晚跳临界状态:若X1.45In PT,即ΔXT区间在PT线左侧,测试中MCB则处于晚跳状态,如图3所示。
图3 MCB晚跳临界状态
若ΔXT>>ΔP,则脱扣设定时间范围宽,由此可提高一次校验合格率FPY和1 h抽检合格率。
若ΔXTP,则出现MCB达到稳态位置X1.13In时,牵引杆已经有一定脱扣位移,量值为ΔP-ΔXT,MCB易早跳,脱扣设定时间范围窄,一次校验合格率FPY低、1 h抽检合格率随机性大,如图4所示。
图4 MCB达稳态位置
2 机构脱扣位移和脱扣力
根据脱扣栓和脱扣臂的相对脱扣位移ΔM,计算可得机构的脱扣位移ΔP,在产品结构设计定型后,为定值。计算机构的脱扣位移如图5所示。
图5 计算机构的脱扣位移
脱扣位移计算式为
(4)
以某型5SJ产品为例:OA=6.5 mm;OB=7.4 mm,ΔM=0.75 mm(理论上的脱扣位移,即脱扣栓和脱扣臂间的啮合尺寸)。安装凸轮臂后,对机构的脱扣位移距离进行微调,实际脱扣位移ΔM=0.42 mm,则ΔP=0.42×7.4/6.5=0.48 mm。
产品脱扣力平均测试值为0.7～1.2 N。
3 热双金属热弯曲特性计算分析
以同型号同规格的产品5SJ/06A适用不同标准为例,计算热双金属的热弯曲和热推力,以匹配不同标准要求的脱扣位移和脱扣力,同时验证脱扣稳定性。5SJ/06A对应热双金属牌号及参数如表1所示。
表1 5SJ/06 A对应热双金属牌号及参数
参数产品类型5SJ6/06A5SJ5/06A适用标准IEC60898IE60947双金牌号FPA721-140FPA721-140热弯曲率×10-6/℃28.628.6比弯曲×10-6/K14.314.3线性温度范围/℃-20～200-20～200弹性模量×10-5/(N·mm-2)1.341.34电阻率/(μΩ·cm)141.3141.3长/宽/厚度/mm34/5/0.734/5/0.7
将MCB通以1.05In、1.13In、1.30 In、1.45 In的电流,在热双金属温升达到稳态后,采集温升数据,如表2所示。
表2 热双金属温升数据
参数数据电流1.05In1.30In1.13In1.45In温度T/℃77.4104.585.7120.2温升ΔT/K50.477.558.793.2
注:环境温度:27℃;位置:热双金属(中)。
3.1 热双金属热弯曲计算
根据直条型热双金属热弯曲位移计算公式(1)计算热双金属在1.05 In、1.13 In、1.30 In、1.45 In时的稳态位移脱扣位移ΔXT。
(5)
式中: K—— 温曲率;
L——有效长度;
ΔT——温升;
t——厚度。
以ΔX1.13In为例,即
=1.14 mm
整理数据如表3所示。
表3 热双金属稳态位移和脱扣位移
参数标准IEC60947-2IEC60898-1I1.05In1.30In1.13In1.45InΔX0/mm0.981.511.141.82ΔXT/mm0.530.530.680.68
3.2 热双金属热弯曲位移验证
理论计算的热弯曲与实际情况存在差异,有必要对计算结果进行试验验证。验证在测挠仪上进行,装置如图6所示。
图6 测量装置
在5个工位上夹持试样热双金属以求平均数,夹持底部焊接位置,测量探头对准牵引杆接触位置,分别在27、50、80、120 ℃测得热双金属的温度-位移数据如表4所示。
表4 热双金属温度-位移数据
参数数据 温度/℃276090120位移/mm0.0100.5941.1381.690
FPA721-140/0.7的线性工作温度范围为-20～200 ℃,因此在其线性范围内,拟合求得热双金温度-位移曲线,如图7所示。
图7 热双金属温度-位移曲线
计算求得77.4、104.5、85.7、120.2 ℃时,热双金稳态位移ΔX0,并计算求得脱扣位移ΔXT,如表5所示。
表5 热双金稳态位移和脱扣位移
参数I1.05In1.30In1.13In1.45In温度/℃77.4104.585.7120.2ΔX0/mm0.9101.4001.0561.684ΔXT/mm0.4900.4900.6280.628
对比表3、表5脱扣位移ΔXT,试验验证数据较理论数据偏小,应该是试验误差造成。MCB实际工作中,热双金属受温度传导影响(两端温度低),脱扣位移ΔXT比这两者之值还要小。
3.3 热弯曲位移对脱扣特性的影响
热脱扣分析中,ΔXT和ΔP的差值越大,则MCB的脱扣特性越稳定。
比较5SJ5/06A和5SJ6/06A,ΔXT依次为0.490、0.628 mm,其中5SJ5/06A热弯曲脱扣位移ΔXT接近机构脱扣位移ΔP=0.48 mm,是其热测稳定性低的主要原因。也使得该规格产品在兼容两标准时,很难提高一次校验合格率。
在这种情况下,优化一些因素可以提高MCB的热脱扣稳定性。
首先,依据热双金属的工作热平衡方程:
(6)
式中: m——热双金属质量;
c——热双金属比热容;
ΔQ′——稳态散失热量;
I2——约定脱扣电流;
I1——约定不脱扣电流;
R——热双金属电阻。
若忽略稳态热量散失,则
(7)
代入式(5),则
(8)
其中,I2、I1为标准约定电流,是定值;对于定型的产品结构设计而言,热双金属尺寸L为定值,m、c为双金材料本身特性。由此可简化热双金弯曲位移为
D=KR/t
(9)
由式(9)可知,MCB脱扣稳定性相关热双金属弯曲位移正比于温曲率K、阻值R(实际有效阻值),反比于厚度t。
对于上述例举断路器,提高其脱扣稳定性,可以选择温曲率K更大、电阻率更高的热双金属牌号,或者用厚度较薄的热双金属。
对于温曲率K,特定牌号的热双金属材料,其为定值,可依据选型表选型。
对于阻值R,可以理解为热双金属焊接后通流段的有效阻值。从两方面提高或改善阻值:① 焊接位置不变,选型电阻率较高的热双金属;② 改变焊接位置,增加焊接两点间的长度,来提高热双金属的有效阻值,从而提高产品脱扣稳定性。不过上述改进需要对MCB的温升、功耗、分断特性进行验证。
对于热双金属厚度t的选择,限制颇多,除了材料复合技术的限制外,更需要进行热力计算,对其驱动负荷进行校对,否则会严重损害产品的脱扣稳定性。
4 双金驱动负荷计算
热脱扣过程就是热双金属热推力克服机构做功的过程。热双金属热弯曲变形受到抑制后,将产生推力。如果这个推力小于脱扣阻力,热双金属将产生应力。该应力若大于热双金属的屈服应力极限,热双金属将产生永久变形,也将失去脱扣稳定性。因而有必要对热双金属不同稳态下的热推力进行校核计算。直条形热双金属推力计算式为
(10)
式中: E——弹性模量;
B——有效宽度。
参照表1参数,以热双金属 FPA721-140为例,其有效工作宽度4 mm,有效长度30 mm。计算热双金属在约定电流1.05In、1.13 In、1.30 In、1.45 In时的热推力F,以F1.05In为例。
=1.67 N
热双金属在几种稳态电流下的热推力如表6所示。
表6 热双金属在几种稳态电流下的热推力
参数1.05In1.30In1.13In1.45In温升ΔT/K50.477.558.793.2F/N1.672.571.953.10
由表6可见,该热双金属在几种稳态电流下所产生的热推力F均大于机构脱扣最大阻力(1.20 N),因此认为其驱动负荷对MCB脱扣特性不构成影响。
5 结 语
(1)在MCB的结构设计和热双金属匹配计算中, 热双金属约定电流下的脱扣位移ΔXT>>机构脱扣位移ΔP是脱扣特性稳定的保障,同时必须对约定电流下的热推力F进行校核计算,以匹配驱动负荷。
(2)在结构定型情况下,提高MCB热脱扣稳定性,应从改善热双金属温曲率K、提高其有效电阻R和降低材料厚度t这三方面来考虑。
(3)适当减小脱扣机构的脱扣位移ΔP,降低机构的脱扣力,可提高产品脱扣稳定性。
【参 考 文 献】
[1] 热双金热弯曲试验方法:GB/T8346—2008[S].
[2] 邵东阳.热双金属元件在小型热断路器中的应用分析[J].江苏电器,2005(2):17-18.
[3] 周茂祥.低压电器设计手册[M].北京:机械工业出版社,1992.
Stability Analysis and Calculation on MCB Thermal Tripping
JIANG Yifei
(Siemens Circuit Protection System Co., Ltd., Shanghai 201514, China)
Abstract：While in MCB structure design or different standard applied on same MCB, such as IEC 60947 or IEC 60898, for bi-metal,it needs checking and calculation for thermal deflection and thermal push force, which is on different condition with standard tripping current,in order to match the bi-metal tripping characteristic with MCB mechanism.This article has a detailed description for impact elements and proposed how to improve the MCB thermal tripping stability.
Key words：miniatwre circuite breaker(MCB); thermal bi-metal element; thermal deflection; thermal push force
中图分类号：TM 561
文献标志码：A
文章编号：2095-8188(2017)08-0017-04
DOI：10.16628/j.cnki.2095-8188.2017.08.004
收稿日期：2016-07-16
? 小型断路器热脱扣稳定性的分析计算 小型断路器热脱扣稳定性的分析计算
姜 义 非
(上海西门子线路保护系统有限公司, 上海 201514)
姜义非(1976—),男,工程师,主要从事低压电器的设计、开发测试等工作。
摘 要：小型断路器(MCB)在结构设计时,同规格MCB适用不同产品标准时,如IEC 60947和IEC 60898,需要对约定电流范围内的热弯曲位移和热推力进行校核计算,以匹配脱扣机构的脱扣位移和脱扣力。结合产品实例,计算了直条型双金属的热弯曲和热推力,推算和总结MCB具备热脱扣稳定性的必备条件,给出了提高MCB一次交验合格率的建议。
关键词：小型断路器; 热双金属元件; 热弯曲; 热推力
0 引 言
同规格的小型断路器(Miniature Circuit Breaker,MCB)可以适用两种不同产品标准,即IEC 60947和IEC 60898,两种标准在约定电流下对产品的热脱扣特性要求不同。在这种情况下,需要对热双金属的热弯曲位移和热推力进行校核计算,以匹配脱扣机构的脱扣位移和脱扣力,由此满足标准要求,并通过优化设计,提高MCB的脱扣稳定性。
1 MCB热脱扣稳定性原理分析
MCB热脱扣过程,就是热双金属热推力克服机构阻力做功的过程,也是热双金属弯曲位移和机构脱扣位移之间协作的过程。
为便于说明,以IEC 60898-1约定脱扣电流为准,定义如下参数:
(1)牵引杆初始位置P0;
(2)机构脱扣时,牵引杆位置PT;
(3)则MCB机构脱扣位移ΔP为
(1)
ΔP在产品结构设计时确定。
(4)MCB在预设定后,定义热双金属的初始位置X0;
(5)MCB通以1.13In的电流,达到温度平衡时,定义热双金属稳态位置X1.13In;
(6)MCB通以1.45In的电流,达到温度平衡时,定义热双金脱扣位置X1.45In;
(7)热双金属1.13In下初始稳态弯曲位移ΔX0为
(2)
(8)热双金属在标准约定电流下弯曲位移ΔXT为
(3)
相对MCB上某基准点,P0 、PT、ΔP是定值。X0、X1.13In、X1.45In为动值,与预设值有关,ΔX0、ΔXT为相对定值。
热双金属热弯曲和牵引杆位移之间的关系构成了MCB的脱扣特性。分析ΔXT和ΔP的位置关系,即可判定断路器脱扣稳定性。
正常理想状态:ΔP应在ΔXT内,如图1所示。脱扣特性最稳定,脱扣时间在范围内呈正态分布,处于理想状态。
图1 MCB正常理想状态
早跳临界状态:若X1.13 In >PT,即ΔXT区间位于ΔP区间右侧,测试中MCB则处于早跳状态,如图2所示。
图2 MCB早跳临界状态
晚跳临界状态:若X1.45In PT,即ΔXT区间在PT线左侧,测试中MCB则处于晚跳状态,如图3所示。
图3 MCB晚跳临界状态
若ΔXT>>ΔP,则脱扣设定时间范围宽,由此可提高一次校验合格率FPY和1 h抽检合格率。
若ΔXTP,则出现MCB达到稳态位置X1.13In时,牵引杆已经有一定脱扣位移,量值为ΔP-ΔXT,MCB易早跳,脱扣设定时间范围窄,一次校验合格率FPY低、1 h抽检合格率随机性大,如图4所示。
图4 MCB达稳态位置
2 机构脱扣位移和脱扣力
根据脱扣栓和脱扣臂的相对脱扣位移ΔM,计算可得机构的脱扣位移ΔP,在产品结构设计定型后,为定值。计算机构的脱扣位移如图5所示。
图5 计算机构的脱扣位移
脱扣位移计算式为
(4)
以某型5SJ产品为例:OA=6.5 mm;OB=7.4 mm,ΔM=0.75 mm(理论上的脱扣位移,即脱扣栓和脱扣臂间的啮合尺寸)。安装凸轮臂后,对机构的脱扣位移距离进行微调,实际脱扣位移ΔM=0.42 mm,则ΔP=0.42×7.4/6.5=0.48 mm。
产品脱扣力平均测试值为0.7～1.2 N。
3 热双金属热弯曲特性计算分析
以同型号同规格的产品5SJ/06A适用不同标准为例,计算热双金属的热弯曲和热推力,以匹配不同标准要求的脱扣位移和脱扣力,同时验证脱扣稳定性。5SJ/06A对应热双金属牌号及参数如表1所示。
表1 5SJ/06 A对应热双金属牌号及参数
参数产品类型5SJ6/06A5SJ5/06A适用标准IEC60898IE60947双金牌号FPA721-140FPA721-140热弯曲率×10-6/℃28.628.6比弯曲×10-6/K14.314.3线性温度范围/℃-20～200-20～200弹性模量×10-5/(N·mm-2)1.341.34电阻率/(μΩ·cm)141.3141.3长/宽/厚度/mm34/5/0.734/5/0.7
将MCB通以1.05In、1.13In、1.30 In、1.45 In的电流,在热双金属温升达到稳态后,采集温升数据,如表2所示。
表2 热双金属温升数据
参数数据电流1.05In1.30In1.13In1.45In温度T/℃77.4104.585.7120.2温升ΔT/K50.477.558.793.2
注:环境温度:27℃;位置:热双金属(中)。
3.1 热双金属热弯曲计算
根据直条型热双金属热弯曲位移计算公式(1)计算热双金属在1.05 In、1.13 In、1.30 In、1.45 In时的稳态位移脱扣位移ΔXT。
(5)
式中: K—— 温曲率;
L——有效长度;
ΔT——温升;
t——厚度。
以ΔX1.13In为例,即
=1.14 mm
整理数据如表3所示。
表3 热双金属稳态位移和脱扣位移
参数标准IEC60947-2IEC60898-1I1.05In1.30In1.13In1.45InΔX0/mm0.981.511.141.82ΔXT/mm0.530.530.680.68
3.2 热双金属热弯曲位移验证
理论计算的热弯曲与实际情况存在差异,有必要对计算结果进行试验验证。验证在测挠仪上进行,装置如图6所示。
图6 测量装置
在5个工位上夹持试样热双金属以求平均数,夹持底部焊接位置,测量探头对准牵引杆接触位置,分别在27、50、80、120 ℃测得热双金属的温度-位移数据如表4所示。
表4 热双金属温度-位移数据
参数数据 温度/℃276090120位移/mm0.0100.5941.1381.690
FPA721-140/0.7的线性工作温度范围为-20～200 ℃,因此在其线性范围内,拟合求得热双金温度-位移曲线,如图7所示。
图7 热双金属温度-位移曲线
计算求得77.4、104.5、85.7、120.2 ℃时,热双金稳态位移ΔX0,并计算求得脱扣位移ΔXT,如表5所示。
表5 热双金稳态位移和脱扣位移
参数I1.05In1.30In1.13In1.45In温度/℃77.4104.585.7120.2ΔX0/mm0.9101.4001.0561.684ΔXT/mm0.4900.4900.6280.628
对比表3、表5脱扣位移ΔXT,试验验证数据较理论数据偏小,应该是试验误差造成。MCB实际工作中,热双金属受温度传导影响(两端温度低),脱扣位移ΔXT比这两者之值还要小。
3.3 热弯曲位移对脱扣特性的影响
热脱扣分析中,ΔXT和ΔP的差值越大,则MCB的脱扣特性越稳定。
比较5SJ5/06A和5SJ6/06A,ΔXT依次为0.490、0.628 mm,其中5SJ5/06A热弯曲脱扣位移ΔXT接近机构脱扣位移ΔP=0.48 mm,是其热测稳定性低的主要原因。也使得该规格产品在兼容两标准时,很难提高一次校验合格率。
在这种情况下,优化一些因素可以提高MCB的热脱扣稳定性。
首先,依据热双金属的工作热平衡方程:
(6)
式中: m——热双金属质量;
c——热双金属比热容;
ΔQ′——稳态散失热量;
I2——约定脱扣电流;
I1——约定不脱扣电流;
R——热双金属电阻。
若忽略稳态热量散失,则
(7)
代入式(5),则
(8)
其中,I2、I1为标准约定电流,是定值;对于定型的产品结构设计而言,热双金属尺寸L为定值,m、c为双金材料本身特性。由此可简化热双金弯曲位移为
D=KR/t
(9)
由式(9)可知,MCB脱扣稳定性相关热双金属弯曲位移正比于温曲率K、阻值R(实际有效阻值),反比于厚度t。
对于上述例举断路器,提高其脱扣稳定性,可以选择温曲率K更大、电阻率更高的热双金属牌号,或者用厚度较薄的热双金属。
对于温曲率K,特定牌号的热双金属材料,其为定值,可依据选型表选型。
对于阻值R,可以理解为热双金属焊接后通流段的有效阻值。从两方面提高或改善阻值:① 焊接位置不变,选型电阻率较高的热双金属;② 改变焊接位置,增加焊接两点间的长度,来提高热双金属的有效阻值,从而提高产品脱扣稳定性。不过上述改进需要对MCB的温升、功耗、分断特性进行验证。
对于热双金属厚度t的选择,限制颇多,除了材料复合技术的限制外,更需要进行热力计算,对其驱动负荷进行校对,否则会严重损害产品的脱扣稳定性。
4 双金驱动负荷计算
热脱扣过程就是热双金属热推力克服机构做功的过程。热双金属热弯曲变形受到抑制后,将产生推力。如果这个推力小于脱扣阻力,热双金属将产生应力。该应力若大于热双金属的屈服应力极限,热双金属将产生永久变形,也将失去脱扣稳定性。因而有必要对热双金属不同稳态下的热推力进行校核计算。直条形热双金属推力计算式为
(10)
式中: E——弹性模量;
B——有效宽度。
参照表1参数,以热双金属 FPA721-140为例,其有效工作宽度4 mm,有效长度30 mm。计算热双金属在约定电流1.05In、1.13 In、1.30 In、1.45 In时的热推力F,以F1.05In为例。
=1.67 N
热双金属在几种稳态电流下的热推力如表6所示。
表6 热双金属在几种稳态电流下的热推力
参数1.05In1.30In1.13In1.45In温升ΔT/K50.477.558.793.2F/N1.672.571.953.10
由表6可见,该热双金属在几种稳态电流下所产生的热推力F均大于机构脱扣最大阻力(1.20 N),因此认为其驱动负荷对MCB脱扣特性不构成影响。
5 结 语
(1)在MCB的结构设计和热双金属匹配计算中, 热双金属约定电流下的脱扣位移ΔXT>>机构脱扣位移ΔP是脱扣特性稳定的保障,同时必须对约定电流下的热推力F进行校核计算,以匹配驱动负荷。
(2)在结构定型情况下,提高MCB热脱扣稳定性,应从改善热双金属温曲率K、提高其有效电阻R和降低材料厚度t这三方面来考虑。
(3)适当减小脱扣机构的脱扣位移ΔP,降低机构的脱扣力,可提高产品脱扣稳定性。
【参 考 文 献】
[1] 热双金热弯曲试验方法:GB/T8346—2008[S].
[2] 邵东阳.热双金属元件在小型热断路器中的应用分析[J].江苏电器,2005(2):17-18.
[3] 周茂祥.低压电器设计手册[M].北京:机械工业出版社,1992.
Stability Analysis and Calculation on MCB Thermal Tripping
JIANG Yifei
(Siemens Circuit Protection System Co., Ltd., Shanghai 201514, China)
Abstract：While in MCB structure design or different standard applied on same MCB, such as IEC 60947 or IEC 60898, for bi-metal,it needs checking and calculation for thermal deflection and thermal push force, which is on different condition with standard tripping current,in order to match the bi-metal tripping characteristic with MCB mechanism.This article has a detailed description for impact elements and proposed how to improve the MCB thermal tripping stability.
Key words：miniatwre circuite breaker(MCB); thermal bi-metal element; thermal deflection; thermal push force
中图分类号：TM 561
文献标志码：A
文章编号：2095-8188(2017)08-0017-04
DOI：10.16628/j.cnki.2095-8188.2017.08.004
收稿日期：2016-07-16