8/20μs雷電流沖擊下熔斷器開斷性能

李祥超　周中山　王成芳　陳戎健　陳璞陽

（南京信息工程大學中國氣象局氣溶膠-云-降水重點開放實驗室　南京　210044）

8/20μs雷電流沖擊下熔斷器開斷性能

李祥超周中山王成芳陳戎健陳璞陽

（南京信息工程大學中國氣象局氣溶膠-云-降水重點開放實驗室南京210044）

針對熔斷器在8/20μs波形雷電流沖擊下開斷性能的問題，通過對熔斷器中流過雷電流瞬間熔體的溫度上升和熔斷器的開斷動作時間的理論分析，以及對雷電流通過導體時，載流導體所受有質(zhì)動力作用機理的理論分析。選用一種鉛鋁合金材質(zhì)熔斷器，利用8/20μs波形雷電流進行沖擊實驗，得出當熔斷器的工頻熔化電流小于5A時，符合熔斷器的允通能量I2t的理論；當熔斷器的工頻熔化電流大于5A時，符合橫向電場力以及全部定向漂移電子對其所施的反作用力矢量和質(zhì)動力的理論。提出了熔斷器與電涌保護器配合使用的方法，具有一定的參考價值。

雷電流熔斷器允通能量質(zhì)動力

0　引言

《建筑物防雷裝置檢測技術規(guī)范》第5.8.1.3.5條中的規(guī)定“安裝在電路上的電涌保護器，其前端應有后備保護裝置過電流保護器。如使用熔斷器，其值應與主電路上的熔斷器電流值相配合?！钡?，對于安裝斷路保護器的熔斷電流值，并沒有設置具體的參數(shù)標準，現(xiàn)行方法大多采用經(jīng)驗選取，或根據(jù)電涌保護器生產(chǎn)廠家提供的指導參數(shù)選取，結果導致在實際工程應用中出現(xiàn)不良后果，斷路保護裝置的熔斷電流值偏大或偏小［1-4］。當熔斷電流值取太大，電涌保護器已經(jīng)損壞而斷路保護裝置沒有熔斷，即起不到保護電涌保護器的作用；當熔斷電流值取太小，后續(xù)雷擊發(fā)生時，由于斷路保護裝置已經(jīng)斷開，電涌保護器與被保護裝置脫離，即電涌保護器不起作用［5，6］。

目前，國內(nèi)主要使用斷路器與電涌保護器相配合及電涌保護器內(nèi)置脫離器的方法，用于保護電涌保護器。一般選取線路中的過電流保護器與電涌保護器前端串聯(lián)的過電流保護器的電流之比不低于1.6∶1的標準配比［1］。通過電流能量公式W=I2Rt，計算得到在8/20μs雷電流沖擊下熔斷器熔斷電流值與相應雷電流的數(shù)值，但在實際應用中，存在熔斷器的熔斷時間、電阻值隨溫度變化等不定因素。IEC 61643—12中給出在8/20μs雷電流沖擊下，不同工頻熔化電流值的熔斷絲的熔斷電流值，例如［7-9］，工頻熔化電流為25A的熔斷器，IEC 61643—12給出的測試后熔斷電流為5kA，理論計算的熔斷電流為7.6kA；工頻熔化電流為63A的熔斷器，測試所得的熔斷電流為17kA，理論計算的熔斷電流為23.1kA。而筆者通過雷電沖擊平臺（Impulse Current Generated System，ICGS）實驗發(fā)現(xiàn)，在8/20μs雷電流沖擊下，工頻熔化電流為25A的熔斷器，取其長度為3cm時，直至雷電流為46.84kA才崩斷，在小于46.84kA的雷電流下，熔斷器并沒有熔化的跡象，且對于不同長度的熔斷器實驗現(xiàn)象一致。故本文對8/20μs雷電流沖擊下熔斷器開斷性能的分析，具有重要的意義。

針對以上情況，本文首先對熔斷器的開斷動作時間和載流導體所受有質(zhì)動力機理作用做理論分析；并選用一種鉛鋁合金材質(zhì)熔斷器，對不同工頻熔化電流的熔斷器，分別取其長度為3cm和5cm，利用8/20μs波形雷電流進行沖擊實驗，得出不同工頻熔化電流的熔斷器的熔化（崩斷）的電流臨界值，并通過數(shù)據(jù)擬合得出兩種長度的熔斷器的工頻熔化電流與熔化（崩斷）電流臨界值的關系式。對8/20μs雷電流沖擊下熔斷器開斷性能的分析，為解決熔斷器參數(shù)與電涌保護器參數(shù)不匹配問題提供實用的參考價值。

1　熔斷器通過雷電流時的理論分析

熔斷器在雷電流沖擊下，將會產(chǎn)生熔斷與崩斷兩種現(xiàn)象。為了分析此現(xiàn)象，下文分別對熔斷器的開斷動作時間和雷電流通過導體所受質(zhì)動力（機械力）的機理進行分析。

1.1熔斷器開斷動作時間的理論分析

當熔斷器通過一個比最小熔化電流大得多的雷電流時，熔體的局部或全部達到熔化溫度，接著在非常短的時間內(nèi)蒸發(fā)。熔斷器在開始燃弧前，其熱傳遞可假設忽略不計。滿足這一條件的弧前時間與熔斷器額定值有關，但這個條件只有幾十到幾百微秒，并且相應的雷電流是最小熔化電流的幾百倍甚至更大。在這些沒有熱傳遞的條件下，熔斷器通過雷電流的任意一小部分，在任何瞬間的溫度上升率為［10，11］

實際上，上式所示的能量只供給熔體材料使熔體材料的溫度上升，其他部分保持在其最初的溫度。供給熔體材料每單位體積的能量等于通過單位體積的瞬時電流的二次方乘以電阻。電阻取決于單位體積的溫度，可近似表示為

式中，R0為室溫時的電阻；α為室溫下的電阻溫度系數(shù)；θ為室溫下，某單位體積的溫升。根據(jù)式（1）和式（2），在室溫下的任何瞬時可推導出

每單位體積通過的雷電流隨時間變化的變量為已知，那么，等式可用解析法或逐步數(shù)字法求解。對于通過雷電流的線熔體，它所有部分的情況是相同的，因此，確定線熔體達到其熔點溫度所需的時間，都可通過式（3）求解。

I2t的量是熔斷器的電流瞬間值的二次方對時間的積分，這個時間是從雷電流開始直至電弧熄滅為止的整個時段，即

如果在上述的整個時段內(nèi)，熔斷器的電阻維持不變，那么，I2t的值就正比于所消耗的能量。事實上，由于過電流產(chǎn)生的熱量，常使熔斷器電阻明顯增加。I2t的值稱為允通能量。

1.2雷電流通過導體所受質(zhì)動力的機理

一段長l、載電流I的導線，在均勻磁場B0中所受的有質(zhì)動力F，可通過安培力公式確定［12-15］，即

式中，F(xiàn)為安培力，普遍認為安培力是由于導體載流子定向漂移時受到洛侖茲力作用，與導體晶格上的正離子碰撞而形成的，即安培力是導體中載流子所受洛侖茲力的宏觀表現(xiàn)。但近十余年，對上述觀點提出了異議，其論點簡述如圖1所示，載流導線中定向漂移的電子因受洛侖茲力作用發(fā)生側向偏轉(zhuǎn)，從而側壁上出現(xiàn)異種電荷，形成Hall電場EH，即

式中，R為Hall系數(shù)，R=1/nq；n為自由電子數(shù)密度；q為電子（或其他載流子）所帶的電量；j為電流密度。對于電子導體，R＜0，由圖1可知，Hall電場施力于導體中晶體點陣上，這就是安培力。上述兩種觀點都是不全面的，沒有考慮導電材料本身的性質(zhì)，無法得到安培力機理的正確結論［9，10］。

圖1　Hall電場示意圖Fig.1　Schematic diagram of the Hall electric field

當電子（-e）運動速度v遠小于真空中的光速c時，在晶體點陣的周期勢中的運動方程為

一般地

式中，h為普朗克常數(shù)；k為一個特定波矢。電子受到正離子點陣一個作用力為′f，所以

這意味著導體中的傳導電子一般不是完全“自由”的。本文僅限于指出確有一個′f存在，至于如何確定′f，是固體物理研究的對象。這樣，作用于一個傳導電子上的合力為

E可分解為沿導線方向的分量E縱與垂直導線方向的分量E橫，即E=E縱+E橫。前者為推動點陣作定向漂移之電場，后者即為Hall電場EH。對于穩(wěn)態(tài)，傳導電子所受橫向力合力為零，即

式中，vd為點陣定向漂移速度。

2　熔斷器開斷性能的實驗分析

2.1實驗方法及測試數(shù)據(jù)

首先，選取一種鉛鋁合金材質(zhì)熔斷器，對不同工頻熔化電流的熔斷器，分別取3cm和5cm兩種長度，通過ICGS做8/20μs雷電流沖擊實驗。對每根熔斷器進行實驗過程，逐漸增加沖擊電流的數(shù)值直至熔斷器熔化（或崩斷）。每次沖擊后更換一根熔斷器以確保實驗的準確性，找到熔斷器不熔（不斷）與熔化（崩斷）的臨界點，再用臨界點的電流值，對五個同類熔斷器分別做沖擊，驗證每個臨界點的電流值的有效性。然后，根據(jù)不同工頻熔化電流的熔斷器在8/20μs雷電流沖擊下的現(xiàn)象，選取其中直接崩斷的熔斷器，用萬能拉伸機對其進行拉伸實驗，得出每根熔斷器的最大崩斷力。最后，得出不同工頻熔化電流熔斷器的實驗數(shù)據(jù)見下表。

表　不同工頻熔化電流熔斷器實驗數(shù)據(jù)Tab.　The test data of different frequency melting current fuse

2.2 實驗分析

2.2.1熔斷器熔斷現(xiàn)象分析

圖2a為兩臺ICGS，其中小平臺可產(chǎn)生4～40kA的8/20μs雷電沖擊電流，大平臺可產(chǎn)生20～160kA的8/20μs雷電沖擊電流。首先，用小平臺對工頻熔化電流為3A、長度為5cm的熔斷器做沖擊實驗，當沖擊電流為4kA時，熔斷器沒有熔（斷裂）的跡象，其雷電沖擊電流如圖3a所示；直至沖擊電流加到4.26kA時，熔斷器熔化，如圖2b所示，通過熔斷器的雷電流波形如圖3b所示。長度為3cm，工頻熔化電流為3A的熔斷器的熔化電流是4.20kA。從理論上分析［14-16］，熔斷器的熔斷電流值與其電阻值呈正相關，而不同長度、同一工頻熔化電流的熔斷器，長度越長電阻值越大，即不同長度熔斷器的熔化電流符合此定律。在很大的雷電流作用下，熔斷器的動作時間是極短的，通常只有幾個毫秒甚至更短。熔斷器的動作與雷電流的波形以及短路瞬間的電壓相位等因素有關。已知預期雷電流的數(shù)值，還須確定其波形才能估計其動作時間，再利用I2t值正比于消耗的能量進行計算。

圖2　熔斷器的8/20μs雷電流沖擊實驗Fig.2　The typical figures of 8/20μs lightning current impulse fuse tests

圖3　熔斷器雷電流沖擊實驗圖Fig.3　The test chart of lightning current impulse fuse

2.2.2 熔斷器崩斷現(xiàn)象分析

當使用工頻熔化電流為5A的熔斷器進行沖擊實驗時，無論長度3cm還是5cm的熔斷器，沖擊電流從小到大變化時，熔斷器不會產(chǎn)生熔斷現(xiàn)象，3cm的熔斷器，通過的雷電流達到電流崩斷臨界值時的沖擊電流如圖3c所示，此時熔斷器受到質(zhì)動力F而直接崩斷。當在3cm熔斷器所加的電流超過其電流崩斷臨界值時，即圖3d所示的雷電流，熔斷器斷成如圖2c所示情形。同樣，隨著對工頻熔化電流更大的熔斷器進行實驗時，熔斷器都是直接崩斷，并沒有明顯熔化的跡象。圖2d為實驗中熔斷器兩端所加沖擊電流值達電流崩斷臨界值時的實驗圖，是在大平臺做的沖擊實驗，圖中熔斷器的工頻熔化電流為25A，長度為5cm，在沖擊電流45.93kA、46.72kA時，熔斷器完好無損，當沖擊電流增至46.84kA時，熔斷器從中間崩斷成圖2d所示。這種現(xiàn)象符合質(zhì)動力的理論。

將不同工頻熔化電流的熔斷器的崩斷電流臨界值繪制曲線，如圖4所示，圖4a的擬合曲線為

圖4b的擬合曲線為

式中，x為安全電流，A；y為沖擊電流，kA。

圖4　不同工頻熔化電流熔斷器的熔化（崩斷）電流臨界值Fig.4　The fuse （broken） current critical value of different frequency melting current fuse

圖4a和圖4b中擬合曲線的相關指數(shù)R2分別為0.988 9和0.986 9，兩條擬合曲線的相關指數(shù)都非常接近1，故都是合理的。從曲線的走勢及各散點值可得，對于不同工頻熔化電流的熔斷器，熔斷器的長度對崩斷電流臨界值的大小影響不大；熔斷器的工頻熔化電流與其崩斷電流臨界值呈正相關。

根據(jù)熔斷器在通過雷電流后崩斷的現(xiàn)象符合橫向電場力以及全部定向漂移電子對其所施的反作用力矢量和為質(zhì)動力的理論，由萬能拉伸機所測得的熔斷器最大崩斷力所得數(shù)據(jù)曲線如圖5所示，擬合曲線為

其相關指數(shù)R2為0.990 5。式中，a為安全電流，A；b為最小崩斷力，N。故所得公式為合理的。由曲線可得，熔斷器的工頻熔化電流與其所受的質(zhì)動力呈正相關。這解釋了隨加在熔斷器兩端的雷電沖擊電流越大，熔斷器崩斷越嚴重的現(xiàn)象。

圖5　熔斷器最大崩斷力曲線Fig.5　The maximum broken force curve of fuse

綜上所述，可根據(jù)電涌保護器的最大沖擊電流值Imax，選取熔斷器的崩斷電流臨界值與之配合，即依據(jù)式（13）和式（14）選取熔斷器，保證熔斷器的崩斷電流臨界值略小于電涌保護器的Imax。

3　結論

針對實際中電涌保護器與斷路保護裝置配合使用的諸多弊端，本文通過對鉛鋁合金材質(zhì)熔斷器進行8/20μs雷電流沖擊實驗，找出不同工頻熔化電流熔斷器的熔化（崩斷）電流臨界值，得出以下結論：

（1）雷電流通過熔斷器時，對于不同工頻熔化電流的熔斷器，熔斷器并非都會直接熔化，當工頻熔化電流大時，熔斷器將會發(fā)生崩斷。

（2）熔斷器在8/20μs波形雷電流沖擊下，當熔斷器的工頻熔化電流在3A以下時，符合熔斷器的允通能量I2t理論。

（3）熔斷器在8/20μs波形雷電流沖擊下，當熔斷器的工頻熔化電流在5A以上時，符合橫向電場力以及全部定向漂移電子對其所施的反作用力矢量和為質(zhì)動力的理論。

（4）對于不同長度的熔斷器，其熔化（崩斷）電流臨界值變化不大，且熔斷器的工頻熔化電流與其熔化（崩斷）電流臨界值、質(zhì)動力呈正相關。

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8/20μs Lightning Current Impulse Fuse Breaking Performance

Li XiangchaoZhou ZhongshanWang ChengfangChen RongjianChen Puyang
（Key Laboratory for Aerosol-Cloud-Precipitation of China Meteorological Administration Nanjing University of Information Science and TechnologyNanjing210044China）

In terms of the fuse breaking performance in 8/20μs waveform of lightning current，the method that the fuse and surge protective device can work together is proposed. When the lighting current flows through the fuse，the instant temperature of its melt stream rises，and the fuse breaking action time is first analyzed. Meanwhile，when lighting current flows through a conductor，the influence of ponderomotive force on current-carrying conductor is then analyzed. Finally，a lead aluminum alloy fuse is selected，and the impulse test is carried out using 8/20μs waveform of lightning current. The test conforms to let-through energy I2t theory when the fuse melting current under power frequency is below 5A； while it conforms to the theory that the applied force vector sum of the transverse electric field and all directional drift electrons are ponderomotive force，when the fuse melting current under power frequency is above 5A.

Lighting current，fuse，let-through energy，ponderomotive force

TM862

李祥超男，1969年生，高級實驗師，研究方向為雷電過電壓保護器。

周中山男，1990年生，碩士研究生，研究方向為雷電過電壓保護器。

國家自然科學基金資助項目（41075025）。

2014-08-25改稿日期 2015-04-08