Schalteinrichtung, insbesondere für periodisches Schalten zum Zwecke der Umformung von Strömen und Spannungen. Es ist bereits vorgeschlagen worden, bei Schalteinrichtungen, insbesondere bei solchen, die als Stromrichter zum Umformen von Strö men oder Spannungen dienen, in Reihe mit den Schaltkontakten Schaltdrosseln vorzu sehen, deren Induktivität sich bei jedem Schaltvorgang sprunghaft ändert.
Diese sprunghafte Änderung kann entweder zwang läufig durch irgendwelche äussern Steuermass nahmen, beispielsweise durch eine wechselnde Vormagnetisierung, oder durch periodisches Kurzschliessen und Öffnen einer Sekundär wicklung erfolgen; sie kann aber auch da durch bewirkt werden, dass der Eisenkern der Drossel aus solchem Material hergestellt und so bemessen wird, dass er sich beim Über schreiten eines bestimmten Belastungsstromes sprunghaft sättigt.
Durch derartige Schalt drosseln lässt es sich erreichen, dass der über die Kontakte fliessende Strom in seiner Kurve so verzerrt wird, dass in dem Augenblick der Kontakttrennung nur ein ganz geringer Stromwert vorhanden ist, der nicht mehr zu der Bildung eines Lichtbogens ausreicht.
Die Wirkungsweise der Schaltdrosseln möge anhand des in Fig. 1 der Zeichnung dargestellten Schaltbildes, das sich auf eine dreiphasige Gleichrichteranordnung bezieht, kurz erläutert werden. Es sind dabei Schalt- drosseln vorausgesetzt, die sich durch den durch sie hindurchfliessenden Strom sprung haft sättigen, jedoch ist die Verwendung von Schaltdrosseln in dieser Form ebenso wie der ganze übrige Aufbau der Schaltung nach Fig. 1 nur als Ausführungsbeispiel zu be trachten.
In Reihe mit den Transformator phasen 1, 2 und 3 liegen die Schaltkontakte 4. 5 und 6, die im Takt der Transformatorwech- selspannung periodisch so betätigt werden, dass zwischen ihrer gemeinsamen Verbin dungsleitung und dem Sternpunkt des Trans formators eine Gleichspannung entsteht, Reihe mit dem (lleichstromverbraueher 14 liegt eine Glättungsdrossel 13, die beispiels weise so bemessen sein möge, dass eine voll ständige G lättung des Stromes eintritt.
Je dem Schaltkontakt ist nun eine Schaltdrossel 10, 11 bezw. 12 vorgeschaltet, die, wie schon erwähnt, sich bei Überschreitung eines ge ringen Strombetrages, der beispielsweise in der Grössenordnung von 1 Ampere liegen möge, sprunghaft sättigt, so dass ihre Induk- tivität ebenso sprunghaft vermindert wird. Es möge nun einmal der Zeitpunkt betrachtet werden, in dem die Spannungen der Phasen 1 und 2 gerade gleiche Höhe erreicht haben. Vorher war allein der Schaltkontakt 4 ge- sehlossen, in dem Zeitpunkt der Spannungs gleichheit möge nun aber auch der Schalt kontakt 5 geschlossen werden.
Man erkennt, dass durch die zeitliche Überlappung der Kontakte 4 und 5 ein Kurzschlusskreis gebil det wird, in dem als wirksame Spannungen die Differenz zwischen den Phasenspannun gen der Wicklungen 1 und 2 vorhanden ist und in dem.,'ausserdem die beiden Drosseln<B>10</B> und 11 liegen. In dem Kurzschlusskreis wird nun allmählich ein Kurzschlussstrom ent stehen, dessen Amplitude und Anstiegssteil heit von der Grösse der in dem Kurzschluss- kreis vorhandenen Induktivitäten abhängt.
Dieser Kurzschlussstrom ik ist als einziger Strom in dem soeben geschlossenen Kontakt 5 vorhanden, während er im Kontakt 4 dem dort vorher fliessenden Strom entgegenwirkt. In demselben Masse, in dem also in dem Kon takt 5 ein Strom entsteht, wird der Strom in dem Kontakt 4 abgebaut.
Der zeitliche Verlauf, nach dem sich die beiden Ströme in den Kontakten ändern; er gibt sich nun aus folgendem: Im ersten Augenblick ist der Strom in dem Kontakt 4 noch auf seiner vollen Höhe, die Drossel 10 ist also gesättigt und besitzt eine sehr geringe Induktivität. Der Strom in dem Kontakt 5 und damit in der Drossel 11 ist dagegen zu nächst noch unterhalb des Sättigungsbetrages und die Drossel 11 hat infolgedessen zunächst noch ihre hohe Induktivität. Der Anstieg des Kurzschlussstromes und damit der Abbau des Stromes im Kontakt 4 wird daher zunächst nur <RTI
ID="0002.0033"> verhältnismässig langsam von statten gehen, bis schliesslich der Strom in der Dros sel 11 so weit angestiegen ist, dass diese sich plötzlich sättigt und ihre Induktivität sprunghaft verliert: -'Von diesem Augenblick an verändern sich die Ströme wesentlich schneller, bis schliesslich der Strom in dem Kontakt 4 und damit in der Drossel 10 nun mehr so weit abgebaut ist, dass er die Sätti- gungsgrenze unterschreitet. Von da ab ver ändern sich die Ströme wiederum nur noch sehr langsam.
Die Kurve der Kontaktströme zeigt also in der Nähe der Nulldurchgänge einen sehr flachen Verlauf und man hat in folgedessen einen sehr grossen Bereich zur Verfügung, innerhalb dessen man die Kon taktöffnung mit sehr geringem Strom vor nehmen kann.
Diese Herabsetzung, des Stromes .in der Umgebung des Offnungszeitpunktes allein ist aber nicht ausreichend, um ein funkenfreies Schalten der Kontakte zu gewährleisten.
Es kommt vielmehr auch darauf an, dass unmit telbar vor der Schliessung oder unmittelbar nach der Öffnung eines Kontaktes die Span nung an dem Kontakt nicht so gross wird; dass zwischen den sich noch nicht oder nicht mehr berührenden Kontakten ein Durchschlag der Trennstrecke erfolgt. Man muss also dafür sorgen, dass auch zu diesen Zeiten an der Schaltdrossel ein hinreichend grosser Span nungsabfall bestehen bleibt.
Das Auftreten eines Spannungsabfalles an der Drossel hat aber zur Voraussetzung, dass sie überhaupt von einem sich ändernden Strom durchflossen wird. Es müssen also Mittel vorgesehen wer den, die auch dann einen Strom durch die Drossel zustande kommen lassen, wenn der Kontakt noch nicht geschlossen oder bereits geöffnet ist.
Man hat aus diesem Grunde be reits vorgeschlagen, die Kontakte durch Wi derstände zu<B>'</B> Überbrücken, die auch während der Kontakttrennung einen Strom in der Schaltdrossel und damit einen Spannungsab fall an ihr verursachen:
Da diese Parallel widerstände zu den Kontakten einerseits nur kurze Zeit während jeder Periode benötigt werden, anderseits bei Dauereinschaltung aber einen ständigen Leistungsverlust ver ursachen würden, so hat man bereits vorge schlagen, in Reihe mit ihnen besondere Schalteinrichtungen, beispielsweise gitter gesteuerte Entladungsgefässe, vorzusehen, durch die sie nur während der StromÜber- gabezeit von einem Kontakt auf den andern eingeschaltet werden.
Gemäss der Erfindung wird nun das gleiche Ziel auf wesentlich einfacherem Wege dadurch erreicht, dass den Unterbreohungs- stellen bezw. den Schaltkontakten Nebenwege parallel geschaltet werden, die ungesteuerte Ventile, beispielsweise Trockengleichrichter, mit eindeutiger Durchlassrichtung enthalten. Derartige Nebenwege sind beispielsweise in der Schaltung nach Fig. 1 eingezeichnet. Dort liegen parallel zu den Schaltkontakten 4, 5 und 6 die Ventile 7, 8 und 9.
Die Wirkungs weise dieser Ventile möge nun anhand der als Ausführungsbeispiel dargestellten Schaltung erläutert werden. In Fig. 3 ist der zeitliche Verlauf der Phasenspannungen u,, u2 und u3 in den Transformatorwicklungen 1, 2 und 3 und der Gleichspannung ug vor der Glät- tungsdrossel kurvenmässig dargestellt.
In der darunter liegenden Fig. 4 ist der zeitliche Verlauf der Ströme<I>i,</I> und i2 in den zu den beiden Phasen 1 und 2 gehörigen Schaltdros seln, das sind die Schaltdrosseln 10 und 11 in Fig. 1, dargestellt. Bei der Zeichnung der Fig. 4 ist die Voraussetzung gemacht, dass der Gleichstrom J,. vollständig geglättet ist, so dass die Summe<I>i,</I> + i2 in jedem Augenblick des betrachteten Zeitabschnittes, während dessen die Stromlieferung von der einen auf die andere Phase übergeht, stets gleich dem Betrage des Gleichstromes ist.
Weiterhin ist vorausgesetzt, dass die Schaltdrosseln so be schaffen sind, dass ihr Induktivitätssprung unter der Einwirkung des durch sie hin durchfliessenden Belastungsstromes zustande kommt, und zwar mögen diese Schaltdrosseln so bemessen sein, dass der Sättigungsstrom i, mit demjenigen kritischen Stromwert über einstimmt, der von den 1Jnterbrecherkontak- ten gerade noch, ohne Liehtbogenbildung un- terbrochen werden kann. Schliesslich ist noch ein idealisierter Verlauf der Magnetisierungs- kurve vorausgesetzt, wie er in Fig. 2 darge stellt ist.
An sich zeigt der Kurzschlussstrom in dem durch die Unterbrecherkontakte bezw. der dazu parallel liegenden Ventilstromkreise gebildeten Stromkreis einen sinusförmigen Verlauf; der Einfachheit halber ist aber der zeitliche Verlauf der Ströme geradlinig dar gestellt, und zwar mit einer geringeren Stei gung, wenn eine der beiden in dem Kurz schlusskreis liegenden Drosseln entsättigt ist, und mit einer grösseren Steigung, wenn der Strom in beiden Drosseln oberhalb des Sätti gungswertes i3 liegt.
In dem Zeitpunkt to, in dem die Spannun gen u, und uz den gleichen Wert erreicht haben, ist zunächst noch der Unterbrechungs kontakt 4 geschlossen und führt auch noch .den vollen Gleichstrom J... Sobald sich aber die Spannung u2 über die Spannung u, zu er heben beginnt,
entsteht an dem parallel zu dem Unterbrecherkontakt 5 liegenden Ventil 8 eine Spannung in der Durchlassrichtung und es beginnt infolgedessen ein Kurzschluss- strom i2 über das Ventil 8 bezw. den später noch zu schliessenden Kontakt 5 zu fliessen, der dem im Unterbrecherkontakt 4 fliessenden Strom entgegenwirkt und diesen somit all mählich abbaut.
Da zunächst noch die Sätti gungsgrenze der Schaltdrossel 11 durch den Strom i2 nicht überschritten ist; so erfolgt der Anstieg des Stromes i2 bezw. der entspre chende Abbaudes Stromes i, zunächst mit ge ringer Steigung. Wenn dann im Zeitpunkt t1 der Strom i2 den Sättigungswert übersteigt, verschwindet die Induktivität der Schaltdros sel in der Phase 2 praktisch vollständig, und da, auch die ändere Drossel vollständig ge sättigt ist,
geht die Stromänderung mit gro sser Steilheit vor sich, bis schliesslich im Zeit punkt t2 der Strom i, in dem abzulösenden Kontakt den Sättigungswert unterschreitet, so dass von da ab die in der Phase 1 liegende Schaltdrossel entsättigt ist und sich infolge dessen der Strom mit geringerer Steilheit än dert. Im Zeitpunkt t3 ist schliesslich der Strom i, bis auf Null abgeklungen, während der Strom<U>i.,</U> den vollen Gleichstromwert erreicht hat.
Für das Schliessen des Folgekontaktes 5 in der Phase 2 steht nun ein Zeitintervall zur Verfügung, das sich von einem Zeitpunkt; der etwas später als der Zeitpunkt to liegt, bis zu dem Zeitpunkt t, erstreckt. Innerhalb dieses Zeitintervalles ist nämlich der Strom in der in Reihe mit dem betreffenden Schalt kontakt liegenden Drossel noch unterhalb des Sättigungswertes ig, so dass diese ihre volle Induktivität besitzt. Die Drossel übernimmt infolgedessen, da der Spannungsverlust am Trockengleichrichter nur relativ gering ist.
praktisch die volle Spannung und verhindert somit einen Überschlag zwischen den zu schliessenden Unterbrecherkontakten vor ihrer Berührung. Zwischen den Kontakten ist lediglich der Spannungsabfall des Neben weges, im vorliegenden Fall also des Trocken-. Bleichrichters, wirksam. Es ist daher für den geschilderten Kommutierungsvorgang von Bedeutung, dass der Widerstand der Neben wege zu den Unterbrechungsstellen in der Durchlassrichtung möglichst gering ist.
Nach dem Zeitpunkt t, ist die Schliessung des Kon taktes nicht mehr ohne weiteres möglich, da dann der Strom den Sättigungswert i$; der voraussetzungsgemäss mit dem kritischen Wert übereinstimmen sollte, überschritten hat.
Für die Ausschaltung des abzulösenden Kontaktes in der Phase 1 steht das Zeitinter vall von t, bis kurz vor tg zur Verfügung. Später als im Zeitpunkt t3 darf die Öffnung dieses Kontaktes nicht erfolgen, da dann die mit ihm in Reihe geschaltete Schaltdrossel die wiederkehrende Spannung nicht mehr übernehmen würde, weil der hierzu erforder liche negative Strom i, infolge der Ventil wirkung des Trockengleichrichters nicht zu stande kommen kann und somit praktisch die ganze Spannung anstatt an der Drossel als gesperrte Spannung am Trockengleichrichter und damit zwischen, den Kontaktstücken liegt.
Bei dem Kommutierungsvorgang tritt eine gewisse und für Regelzwecke unter Um- ständen erwünschte Verminderung des Aus- steuerungsgrades, d. h. eine Herabsetzung der abgegebenen Gleichspannung insofern auf, als der eigentliche Übergang des Stromes von der einen Phase auf die Folgephase erst von dem Augenblick an erfolgt, in dem der steile Verlauf des Stromausgleiches einsetzt.
Der Übergang von der Phase 1 auf die Phase 2 erfolgt also unter den in der Fig. 3 gemach ten Voraussetzungen zwischen den Zeitpunk ten t, und tz und die Gleichspannung verläuft nach der Kurve u$; wie in Fig. 3 dargestellt ist. Man erkennt, dass der Aussteuerungsgrad um so mehr herabgesetzt wird, je länger das flach verlaufende Kurvenstück zwischen to und t, ist.
Eine Verkürzung dieses Zeitinter- volles lässt sich dadurch erreichen, dass man die Schaltdrossel vormagnetisiert. Die sich dabei ergebenden Verhältnisse sind in Fig. 5 näher dargestellt.
Die Schaltdrosseln sind hier mit dem Strom i,, vormagnetisiert, und zwar in dem Sinn, dass der entstehende Kurzschlussstrom in seiner Wirkung auf die Vormagnetisierung durch den Vormagneti- sierungsstrom unterstützt wird.
Infolgedessen braucht der entstehende Kurzschlussstrom z, nur bis auf einen Teilbetrag des sättigungs- stromes i. anzusteigen, um die -völlige Sätti gung der Drossel zu bewirken. Dieser Teil betrag ist aber bereits in einem wesentlich früheren Zeitpunkt erreicht, als das ohne Vormagnetisierung der Schaltdrosseln der Fall wäre.
In Fig. 5 setzt demgemäss die steile Stromänderung bereits in dem Zeitpunkt t,1 ein, der wesentlich vor dem Zeitpunkt t1 liegt. Der eigentliche Stromübergabevorgang ist dann in dem Zeitpunkt t,a beendet.
Der entsprechende Spannungsverlauf u", ist eben falls in Fig. 3 eingetragen. Das Zeitintervall, während dessen die Schliessung des Folgekon- taktes möglich ist, erstreckt sich sinngemäss von tio bis t11;
während für die Öffnung des abzulösenden Kontaktes das Zeitintervall von t12 bis kurz vor t. zur Verfügung steht.
Bisher war stets angenommen worden, dass die Magnetisierungskurve keine Ilysterese- erscheinungen zeige, und dass sie ausserdem aus geradlinigen Stücken zusammengesetzt sei. Während sich die zweite Voraussetzung durch Wahl geeigneter Eisensorten mit gro sser Annäherung erfüllen lässt, ist die Hyster- ese stets vorhanden und macht sich unter Um ständen störend bemerkbar.
Wie sich die Ver hältnisse gestalten, wenn das Eisen der Schaltdrossel eine gewisse endliche Koerzitiv- kraft besitzt, möge anhand der Fig. 6 be trachtet werden. Dort ist die Magnetisie- rungskurve eaf bezw. f de, die eine gewisse Hysterese aufweist, in der Form aufgetragen, dass die Ordinaten den Magnetisierungsstrom und die Abszisse die zugehörige magnetische Induktion darstellen.
Auf gleicher Nullinie ist dann noch einmal der zeitliche Verlauf der Ströme il und i2 in zwei einander ablösenden Phasen der Umformungseinrichtung darge stellt. Für den ansteigenden Strom gilt, wie das auch durch die an der Magnetisierungs- kurve angebrachten Pfeile angedeutet wird, der Kurvenzweig a, für den absinkenden Magnetisierungsstrom dagegen der Kurven zweig d.
Im Zeitpunkt t,2o, in dem zunächst der Strom i2 noch gleich Null ist, ist in diesem Fall die Sättigungsgrenze noch nicht unter schritten. Die in der Phase 2 liegende Schalt drossel ist infolgedessen noch gesättigt, be sitzt also eine geringe Induktivität und der Stromausgleich zwischen den beiden Phasen verläuft zunächst nach der steileren Kurve. Erst wenn der Strom i2 den Betrag g erreicht hat, steigt die Induktivität der Schaltdrossel sprunghaft an und der Stromverlauf geht nun flacher vor sich. Im Zeitpunkt t,21 ist der Sättigungswert wiederum erreicht und der Stromverlauf geht dementsprechend wieder steiler vor sich.
Dieser steile Stromverlauf dauert so lange, bis der Strom i, so klein ge worden ist, dass die Schaltdrossel der Phase 1 entsättigt ist. Das tritt aber im vorliegenden Fall erst ein, wenn der Strom bereits sein Vorzeichen gewechselt hat. Innerhalb des für die Öffnung des Kontaktes in Frage kommen den Abschnittes t22 bis t23 müsste also der nach Öffnung des Kontaktes den Nebenweg durch fliessende Strom negativ sein.
Da nun infolge der Ventilwirkung des Trockengleichrichters ein negativer Strom nicht zustande komimr, kann, würde zu keinem Zeitpunkt dieses Ab schnittes die wiederkehrende Spannung von der Schaltdrossel übernommen werden kön nen, sondern sie würde stets sofort nach der Kontaktöffnung als zu sperrende Spannung an dem Trockengleichrichter und damit zwi schen den Kontakten liegen.
Die Anordnung würde also genau so arbeiten, als ob ein Nebenweg gar nicht vorhanden wäre, und eine Trennung des Kontaktes wäre gar nicht möglich, ohne dass die wiederkehrende Span nung an diesem Kontakt in unerwünschter Weise sehr schnell anwächst.
Diese zuletzt genannte Schwierigkeit lässt sich dadurch beheben, dass der Magnetkreis der Schaltdrossel so bemessen wird, dass die beiden auf der Plusseite und die beiden auf der Minusseite liegenden Knie k' bezw. k" der Hystereseschleife je in einem gleichen Quadranten liegen. In Fig. 7 ist punktiert eine Hystereseschleife eingezeichnet, bei der die genannten Knie noch in verschiedenen Quadranten liegen.
Diese Kurve müsste also, um die zur Erzielung einwandfreier Aus schaltbedingungen für die Kontakte nötige Lage der Knie zu erhalten, so verändert wer den, wie es durch die in Vollstrich ge zeichnete Schleife dargestellt ist. Hierfür ist es zunächst zweckmässig, Eisen von möglichst geringer Koerzitivkraft zu ver wenden, um den mittleren Abstand x der Knie in der Richtung der Stromachse möglichst klein zu machen.
Ausserdem kann man die Kurve noch beispielsweise durch Einbringen eines Luftspaltes in den Magnetkreis künstlich scheeren, d. h. ihre Steigung gegen die Stromachse verkleinern.
Durch die genannten Massnahmen würde also in Fig. 6 der Knickpunkt der Magnetisie- rungskurve, in dem die Kurvenäste d und f zusammenstossen, auf einen Punkt oberhalb der Nullinie verlegt werden, so dass der flach verlaufende Teil der Kurve für den Strom il zwischen t22 <B>und</B> t23 ebenfalls zumindest teil weise über die Nullinie verlegt wird. Auf diese Weise gewinnt man einen Bereich,
in dem man ohne Gefahr eines zu schnellen An- Wachsens der wiederkehrenden Spannung den abzulösenden Kontakt unterbrechen kann.
Eine weitere Möglichkeit, die durch die Hysterese des magnetischen Kreises beding ten Kommutierungsschwierigkeiten zu über winden, besteht darin, dass man die Schalt drosseln derart veränderlich vormagnetisiert, dass die Vormagnetisierungbeim Einschalten des zugehörigen Unterbrechungskontaktes das entgegengesetzte Vorzeichen hat wie beim Ausschalten. Zweckmässig verwendet man als Vormagnetisierungsstrom einen Wechsel strom mit abgeflachter Kurvenform, dem gegebenenfalls noch eine regelbare Gleich stromvorerregung zugeordnet werden kann.
Die Wirkung einer derartigen wechselnden Vormagnetisierung der Schaltdrosseln möge anhand der Fig. 8 und 9 näher erläutert wer den. In Fig. 8 ist wiederum die aus gerad- linigen Stücken zusammengesetzte Hyster- eseschleife gezeichnet, jedoch sind ihre Zweige für die Magnetisierungsänderung in positiver und in negativer Richtung getrennt dargestellt. Für die Änderung der Magneti sierung von negativen nach positiven Werten gilt zunächst der Linienzug eaf, während für die umgekehrte Änderung der Linienzug f de gilt.
Anhand der Fig. 6 war gezeigt worden, dass es für die Einschaltung des Folgekontak tes ungünstig ist, wenn der Knickpunkt zwi schen den Geraden e und a oberhalb der Null- linie liegt; denn in diesem Fall setzt unmit telbar in dem Funkt der Spannungsgleichheit zunächst ein steiler Stromverlauf ein, der denjenigen Bereich des flachen Stromverlau- fes, der noch unterhalb des kritischen Strom wertes liegt, stark beschränkt.
Es ist infolge dessen zweckmässig, während der Einschal tung die Vormagnetisierung so zu wählen, dass der dem ungesättigten Zustand entspre chende Zweig etwa eine Lage einnimmt, wie sie durch die Strecke b in Fig. 8 dargestellt ist. Der Verlauf der Ströme i, und i2 ist dann von dem Zeitpunkt tao (Fig. 9) der Span nungsgleichheit aus zunächst flach und es lässt sich somit eine in weiten Grenzen ver änderliche Zeit für die Einschaltung des ab zulösenden Kontaktes gewinnen.
Wie schon weiter oben anhand der Fig. 5 gezeigt wurde, ist es mit Hilfe der Vormagnetisierung beim Einschalten grundsätzlich auch möglich, den Aussteuerungsgrad und damit den Mittelwert der Gleichspannung in ziemlich weiten Gren zen zu regeln.
Zwischen den Zeitpunkten tgx und t821 zwi schen denen der geschlossene Kontakt den eigentlichen Laststrom führt, wird nun die Vorerregung der Drosselspule geändert, und zwar 'so, dass an Stelle des natürlichen Ver- laufes der Hystereseschleife in dem ungesät tigten Teil, wie er durch die Strecke d veran schaulicht wird,
für den Zusammenhang zwi schen Magnetisierung und Belastungsstrom der Schaltdrossel die Linie c gilt. Beim Aus schalten mn$ also die Vorerregung im Ge gensatz zu der Magnetisierung beim Ein- schalten negativ gewählt werden:
Der Ent- sättigungspunkt für den Strom i, wird dann nicht erst bei negativen Werten, sondern be reits bei.
positiven Werten erreicht, so dass der für die Ausschaltung in Betracht kommende Verlauf des Stromes i, zwischen den Zeit punkten t" und t"$ zumindest teilweise ober halb der Nullinie liegt, Die wechselnde Vormagnetisierung der Drosselspule braucht nun nicht durch einen symmetrischen oder unsymmetrischen Wech selstrom in einer einzigen Vormagnetisie- iungswicklung zu erfolgen,
sondern sie kann auch in verschiedenen Wicklungen durch Gleichstromstösse von geeigneter Länge und den Ein- und Aussehaitbedingungen ange passter Höhe, die in beiden Fällen verschie den sein kann, bewirkt werden. Als solche Gleichstromstösse können beispielsweise die Anodenströme von Hilfsgleichrichtern, vor zugsweise Trockengleichrichtern, benutzt werden.
In Fig. 10 ist ein Schaltbild für eine dreiphasige Gleichrichteranordnung mit periodisch arbeitenden Schaltkontakten ge mäss der Erfindung dargestellt, bei der die Schaltdrosseln in der angegebenen Art wech selnd vorerregt werden.
Die Bezugszeichen sind, soweit die Schaltteile miteinander über einstimmen, die ,gleichen wie in Fig. 1. Die Eisenkerne der Schaltdrosseln 10, 11 und 12 sind mit zwei Gruppen von VormagnetIsie- rungswicklungen 15, 16 und 17 bezw. 18, 19 und 20 ausgerüstet, die je über eine Gleich richteranordnung 21 bezw. 22 gespeist wer den,
und zwar liegt jede Vormagnetisierungs- wicklung in einem Anodenstromkreis einer der beiden Gleichrichteranordnungen. Die eine Gruppe von Vorerregungswicklungen, beispielsweise 18, 19 und 20, dient dazu, die Vormagnetisierung für die Einschaltaugen blicke zu liefern, während die andere, bei spielsweise 15,<B>16</B> und 17, für die Vormagne- tisierung im Ausschaltaugenblick vorgesehen ist.
Die Speisung der Vormagnetisierungs- wicklungen erfolgt mit geeigneter Phasenlage durch einen oder mehrere kleine Drehtrans formatoren oder durch einen Hilfstransforma tor 27, dessen Spannung mit Rücksicht auf die Überlappungsdauer der Hilfsgleichrich ter durch geeignete Wahl seiner Schaltung und Anschlüsse um einen passenden Winkel, beispielsweise um<B>30'</B> oder<B>60',</B> gegenüber der Spannung des Haupttransformators ver schoben ist.
Damit in den Vormagnetisie- rungswicklungen ein Strom von möglichst flachem Verlauf entsteht, liegen in den Gleichstromleitungen der Gleichrichteranord- nungen 21 und 22 Glättungsdrosseln 23 und 24, die eine möglichst vollkommene Glättung des Gleichstromes bezw. des Hauptteils der Anodenströme hervorrufen, und ausserdem eine Rückwirkung des Belastungsstromes auf den Vormagnetisierungskreis verhindern.
Es wurde schon wiederholt darauf hingewiesen, da3 durch Regelung der Vormagnetisierung beim Einschalten eine Regelung des Aussteue- rungsgrades der Kontaktanordnung möglich ist. Aus diesem Grunde liegt in der gemein samen Gleichstromleitung der Gleichrichter anordnung 22 ein Regelwiderstand 25. Unter Umständen ist es auch zweckmässig, die Vor magnetisierung beim Ausschalten einstellbar zu machen, wozu dann ein Regelwiderstand 26 in der gemeinsamen Kathodenleitung der Gleichrichteranordnung 21 dienen kann.
Es sei noch darauf hingewiesen, dass es sich durch Wahl geeigneter Verhältnisse hin sichtlich der Bemessung der Schaltdrosseln, sowie deren Vormagnetisierung und nötigen falls noch der sonstigen für den Kommutie- rungsvorgang massgebenden Grössen, z. B.
durch Sicherstellung eines Mindestbelastungs- stromes von mindestens dem Betragen des kri tischen Stromes, erreichen lässt, dass die Schalt einrichtung innerhalb sehr weiter Belastungs- grenzen unter einwandfreien Kommutie- rungsbedingungen arbeitet, ohne dass irgend welche Veränderungen in der Einstellung der Schaltzeitpunkte mit Rücksicht auf Be lastungsschwankungen erforderlich sind.
Auch kann es zur Erzielung eines geänderten Stromverlaufes in den Parallelwegen zweck mässig sein, in Reihe mit den Trockengleich richtern 7, 8, 9 noch Kondensatoren, nötigen falls in Kombination mit Widerständen oder andern Schaltelementen zu legen, wie zum Beispiel in h'ig. 11 gezeigt ist.
Bei den dargestellten Ausführungsbei spielen kamen zwar nur solche Schaltdrosseln zur Anwendung, die sich durch ihren eigenen Belastungsstrom sättigen. Die Erfindung ist aber in gleicher Weise auch anwendbar bei Benutzung von Schaltdrosseln, in denen In duktivitätsänderungen auf irgendeine andere Weise, z. B. mittels Sekundärwicklungen., hervorgerufen werden.
Switching device, in particular for periodic switching for the purpose of converting currents and voltages. It has already been proposed in switching devices, especially those that serve as converters for converting currents or voltages, in series with the switching contacts to see switching chokes whose inductance changes abruptly with each switching process.
This sudden change can either inevitably take place through some external control measures, for example through a changing bias, or through periodic short-circuiting and opening of a secondary winding; But it can also be caused by the fact that the iron core of the choke is made of such a material and is dimensioned in such a way that it is suddenly saturated when a certain load current is exceeded.
With such switching throttles it can be achieved that the curve of the current flowing through the contacts is so distorted that at the moment of contact separation there is only a very low current value which is no longer sufficient for the formation of an arc.
The mode of operation of the switching chokes should be briefly explained with reference to the circuit diagram shown in FIG. 1 of the drawing, which relates to a three-phase rectifier arrangement. Switching chokes are assumed that are suddenly saturated by the current flowing through them, but the use of switching chokes in this form, like the rest of the structure of the circuit according to FIG. 1, is only to be considered as an exemplary embodiment.
In series with the transformer phases 1, 2 and 3 are the switching contacts 4, 5 and 6, which are actuated periodically in time with the transformer AC voltage so that a direct voltage is generated between their common connection line and the neutral point of the transformer, in series with The (direct current consumer 14 has a smoothing choke 13, which, for example, may be dimensioned so that a complete smoothing of the current occurs.
Each switching contact is now a switching throttle 10, 11 respectively. 12, which, as already mentioned, is suddenly saturated when a small amount of current is exceeded, which for example may be in the order of magnitude of 1 ampere, so that its inductance is also suddenly reduced. Let us now consider the point in time when the voltages in phases 1 and 2 have just reached the same level. Before, only the switching contact 4 was closed, but at the point in time when the voltage was equal, the switching contact 5 should also be closed.
It can be seen that the temporal overlap of the contacts 4 and 5 forms a short circuit in which the effective voltages are the difference between the phase voltages of the windings 1 and 2 and in which, 'also the two chokes <B> 10 and 11 lie. A short-circuit current will gradually develop in the short-circuit circuit, the amplitude and rate of rise of which depends on the size of the inductances present in the short-circuit circuit.
This short-circuit current ik is present as the only current in the contact 5 that has just been closed, while in contact 4 it counteracts the current flowing there previously. To the same extent that a current arises in the contact 5, the current in the contact 4 is reduced.
The time course after which the two currents in the contacts change; it now results from the following: At the first moment the current in contact 4 is still at its full level, so choke 10 is saturated and has a very low inductance. The current in the contact 5 and thus in the choke 11, on the other hand, is initially below the saturation level and the choke 11 initially still has its high inductance as a result. The increase in the short-circuit current and thus the reduction in the current in contact 4 will therefore initially only be <RTI
ID = "0002.0033"> proceed relatively slowly until the current in the throttle 11 has risen so far that it suddenly saturates and suddenly loses its inductance: -'From this moment on, the currents change much faster, until finally the current in contact 4 and thus in choke 10 has now been reduced to such an extent that it falls below the saturation limit. From then on, the currents change only very slowly.
The curve of the contact currents shows a very flat profile in the vicinity of the zero crossings and consequently a very large area is available within which the contact opening can be made with very little current.
However, this reduction in the current in the vicinity of the opening time alone is not sufficient to ensure spark-free switching of the contacts.
Rather, it is also important that immediately before the closing or immediately after the opening of a contact, the tension on the contact is not so great; that a breakdown of the isolating gap occurs between the contacts that are not yet or no longer touching. It is therefore necessary to ensure that there is a sufficiently large voltage drop across the switching reactor at these times.
The prerequisite for the occurrence of a voltage drop at the choke is that a changing current is flowing through it at all. Means must therefore be provided who can also create a current through the throttle when the contact is not yet closed or is already open.
For this reason, it has already been proposed to <B> '</B> bridge the contacts with resistors that cause a current in the switching reactor and thus a voltage drop across it even during the contact separation:
Since these parallel resistances to the contacts are only required for a short time during each period, but on the other hand would cause a constant loss of power if switched on continuously, it has already been proposed to provide special switching devices in series with them, for example grid-controlled discharge vessels which they are only switched on from one contact to the other during the current transfer time.
According to the invention, the same goal is now achieved in a much simpler way in that the interruption points respectively. the switching contacts bypasses are connected in parallel, which contain uncontrolled valves, for example dry rectifiers, with a clear flow direction. Such secondary routes are shown, for example, in the circuit according to FIG. 1. Valves 7, 8 and 9 are located there parallel to switching contacts 4, 5 and 6.
The effect of these valves should now be explained using the circuit shown as an exemplary embodiment. 3 shows the curve over time of the phase voltages u 1, u2 and u3 in the transformer windings 1, 2 and 3 and of the direct voltage ug upstream of the smoothing choke.
In the underlying Fig. 4, the time course of the currents <I> i, </I> and i2 in the switching throttles belonging to the two phases 1 and 2, that is the switching throttles 10 and 11 in FIG. 1, is shown . In the drawing of FIG. 4, the assumption is made that the direct current J,. is completely smoothed, so that the sum <I> i, </I> + i2 is always equal to the amount of the direct current at every moment of the observed time segment, during which the current delivery changes from one to the other phase.
It is also assumed that the switching reactors are created in such a way that their inductance jump comes about under the influence of the load current flowing through them, and these switching reactors may be dimensioned so that the saturation current i, coincides with the critical current value above that of the 1interrupter contacts can just be interrupted without the formation of an arc. Finally, an idealized course of the magnetization curve is also assumed, as shown in FIG.
In itself, the short-circuit current shows in the BEZW through the breaker contacts. the circuit formed in parallel with the valve circuits has a sinusoidal curve; For the sake of simplicity, however, the course of the currents over time is shown in a straight line, with a smaller slope when one of the two chokes in the short circuit is desaturated, and with a greater slope when the current in both chokes is above saturation value i3 lies.
At the time to, in which the voltages u, and uz have reached the same value, the interruption contact 4 is initially closed and also carries the full direct current J ... But as soon as the voltage u2 exceeds the voltage u to he begins to lift
a voltage arises in the forward direction at the valve 8 lying parallel to the interrupter contact 5 and, as a result, a short-circuit current i2 begins via the valve 8, respectively. to flow the later still to be closed contact 5, which counteracts the current flowing in the interrupter contact 4 and thus gradually reduces it.
Since initially the saturation limit of the switching inductor 11 is not exceeded by the current i2; so the increase in current i2 takes place respectively. the corresponding reduction in current i, initially with a low gradient. If the current i2 then exceeds the saturation value at time t1, the inductance of the switching choke disappears practically completely in phase 2, and since the other choke is also completely saturated,
the current change proceeds with great steepness until finally at time point t2 the current i in the contact to be detached falls below the saturation value, so that from then on the switching inductor in phase 1 is desaturated and as a result the current is lower Changes steepness. At the point in time t3, the current i has finally decayed to zero, while the current <U> i., </U> has reached the full direct current value.
For the closing of the follow-up contact 5 in phase 2, a time interval is now available which extends from a point in time; which is slightly later than the time to, extends to the time t. Within this time interval the current in the choke lying in series with the relevant switching contact is still below the saturation value ig, so that it has its full inductance. As a result, the choke takes over, since the voltage loss at the dry rectifier is only relatively small.
practically full voltage and thus prevents flashover between the breaker contacts to be closed before they touch. The only thing between the contacts is the voltage drop of the secondary path, in this case the dry one. Bleacher, effective. It is therefore important for the described commutation process that the resistance of the secondary paths to the interruption points in the forward direction is as low as possible.
After the point in time t, the closing of the contact is no longer possible without further ado, since the current then has the saturation value i $; which, according to the requirements, should match the critical value.
The time interval from t to shortly before tg is available for switching off the contact to be released in phase 1. The opening of this contact must not take place later than at time t3, since then the switching throttle connected in series with it would no longer take over the recurring voltage because the negative current i required for this cannot come about due to the valve action of the dry rectifier and thus practically the whole voltage is instead of the choke as blocked voltage on the dry rectifier and thus between the contact pieces.
During the commutation process, there is a certain reduction in the degree of modulation, which may be desirable for control purposes. H. a reduction in the output direct voltage insofar as the actual transition of the current from one phase to the following phase only takes place from the moment when the steep course of the current equalization begins.
The transition from phase 1 to phase 2 therefore takes place under the conditions shown in FIG. 3 between the time points t and tz and the DC voltage follows the curve u $; as shown in FIG. It can be seen that the degree of modulation is reduced the more the longer the flat curve segment between to and t is.
This time interval can be shortened by pre-magnetizing the switching throttle. The resulting relationships are shown in more detail in FIG.
The switching reactors are here premagnetized with the current i ,, in the sense that the resulting short-circuit current is supported in its effect on the premagnetization by the premagnetization current.
As a result, the resulting short-circuit current z needs only up to a portion of the saturation current i. to increase in order to bring about the total saturation of the throttle. However, this partial amount is already reached at a much earlier point in time than would be the case without premagnetization of the switching chokes.
In FIG. 5, the steep change in current accordingly begins at time t, 1, which is substantially before time t1. The actual power transfer process is then ended at time t, a.
The corresponding voltage curve u ″ is also entered in FIG. 3. The time interval during which the subsequent contact can be made extends analogously from tio to t11;
while for the opening of the contact to be detached, the time interval from t12 to shortly before t. is available.
Up to now it had always been assumed that the magnetization curve shows no symptoms of ile- steresis and that it is also composed of straight pieces. While the second requirement can be met with a large approximation by choosing suitable types of iron, the hysteresis is always present and can sometimes be noticeable in a disturbing manner.
How the ratios develop when the iron of the switching throttle has a certain finite coercive force, may be sought on the basis of FIG. There the magnetization curve eaf respectively. f de, which has a certain hysteresis, plotted in such a way that the ordinates represent the magnetizing current and the abscissa the associated magnetic induction.
The time course of the currents i1 and i2 in two alternating phases of the conversion device is then shown once again on the same zero line. For the rising current, as indicated by the arrows attached to the magnetization curve, curve branch a applies, whereas curve branch d applies to the falling magnetization current.
At the point in time t, 2o, at which the current i2 is initially still equal to zero, the saturation limit has not yet been fallen below in this case. As a result, the switching throttle in phase 2 is still saturated, so there is a low inductance and the current balance between the two phases initially follows the steeper curve. Only when the current i2 has reached the amount g does the inductance of the switching inductor increase suddenly and the current curve is now flatter. At time t, 21 the saturation value is reached again and the current curve is accordingly steeper again.
This steep current curve lasts until the current i, has become so small that the switching inductor of phase 1 is desaturated. In the present case, however, this only occurs when the current has already changed its sign. Within the section t22 to t23 that are suitable for opening the contact, the bypass path through the flowing current after opening of the contact should therefore be negative.
Since a negative current cannot come about as a result of the valve action of the dry rectifier, at no point in this section would the recurring voltage be taken over by the switching inductor, but it would always be immediately after the contact was opened as a voltage to be blocked on the dry rectifier and thus lie between the contacts.
The arrangement would work exactly as if there was no bypass, and a separation of the contact would not be possible without the recurring voltage at this contact increasing very quickly in an undesirable manner.
This last-mentioned difficulty can be remedied by dimensioning the magnetic circuit of the switching throttle so that the two knees k 'and k' on the plus side and the two knees on the minus side. k "of the hysteresis loop each lie in the same quadrant. In FIG. 7, a dotted hysteresis loop is drawn in, in which the aforementioned knees are still in different quadrants.
This curve would therefore have to be changed in order to obtain the necessary position of the knees for the contacts to achieve perfect switch-off conditions, as shown by the loop drawn in full lines. For this purpose, it is initially advisable to use iron with the lowest possible coercive force in order to make the mean distance x between the knees in the direction of the current axis as small as possible.
In addition, the curve can be artificially sheared, for example by introducing an air gap in the magnetic circuit. H. reduce their slope towards the river axis.
As a result of the measures mentioned, the break point of the magnetization curve in FIG. 6, at which the curve branches d and f collide, would be relocated to a point above the zero line, so that the flat part of the curve for the current il between t22 < B> and </B> t23 is also at least partially moved over the zero line. In this way you gain an area
in which the contact to be released can be interrupted without the risk of the recurring tension increasing too quickly.
Another way of overcoming the commutation difficulties caused by the hysteresis of the magnetic circuit is to pre-magnetize the switching chokes in such a way that the pre-magnetization when switching on the associated break contact has the opposite sign as when switching off. It is advisable to use an alternating current with a flattened curve shape as the bias current, to which a controllable direct current pre-excitation can optionally be assigned.
The effect of such a changing bias of the switching chokes should be explained in more detail with reference to FIGS. 8 and 9 who the. In FIG. 8, the hysteresis loop composed of straight pieces is drawn again, but its branches for the change in magnetization in the positive and negative directions are shown separately. For the change in magnetization from negative to positive values, the line eaf applies first, while the line f de applies to the reverse change.
It was shown on the basis of FIG. 6 that it is unfavorable for the activation of the follow-up contact if the inflection point between straight lines e and a is above the zero line; because in this case, immediately at the point of voltage equality, a steep current curve begins, which severely restricts that area of the flat current curve which is still below the critical current value.
As a result, it is advisable to select the premagnetization during the switch-on device in such a way that the branch corresponding to the unsaturated state assumes a position as shown by the path b in FIG. The course of the currents i, and i2 is then initially flat from the point in time tao (FIG. 9) of the voltage equality, and a time that can be varied within wide limits can thus be obtained for switching on the contact to be released.
As has already been shown above with reference to FIG. 5, it is basically also possible with the aid of the bias when switching on to regulate the degree of modulation and thus the mean value of the DC voltage within fairly wide limits.
Between the times tgx and t821 between which the closed contact carries the actual load current, the pre-excitation of the choke coil is now changed in such a way that instead of the natural course of the hysteresis loop in the unsaturated part as it is caused by the Route d is illustrated,
Line c applies to the relationship between magnetization and the load current of the switching reactor. When switching off mn $, the pre-excitation in contrast to the magnetization when switching on can be selected as negative:
The desaturation point for the current i is then not only at negative values, but already at.
positive values are reached, so that the course of the current i between the time points t "and t" $ is at least partially above half the zero line. The changing bias of the inductor now does not need a symmetrical or asymmetrical change self-current in a single bias winding,
but it can also be effected in different windings by direct current surges of a suitable length and height adapted to the viewing and viewing conditions, which can be different in both cases. As such direct current surges, for example, the anode currents of auxiliary rectifiers, preferably dry rectifiers, can be used.
10 shows a circuit diagram for a three-phase rectifier arrangement with periodically operating switch contacts according to the invention, in which the switching inductors are alternately pre-excited in the specified manner.
Insofar as the switching parts agree with one another, the reference symbols are the same as in FIG. 1. The iron cores of the switching chokes 10, 11 and 12 are provided with two groups of bias windings 15, 16 and 17 respectively. 18, 19 and 20 equipped, each via a rectifier assembly 21 BEZW. 22 are fed,
each bias winding is located in an anode circuit of one of the two rectifier arrangements. One group of pre-excitation windings, for example 18, 19 and 20, is used to supply the pre-magnetization for the switch-on moments, while the other, for example 15, 16 and 17, is used for pre-magnetization in the Switch-off instant is provided.
The bias windings are fed with a suitable phase angle by one or more small rotary transformers or by an auxiliary transformer 27, the voltage of which takes into account the overlap duration of the auxiliary rectifier by a suitable choice of its circuit and connections at a suitable angle, for example by <B > 30 '</B> or <B> 60', </B> is shifted relative to the voltage of the main transformer.
So that a current of as flat a course as possible arises in the premagnetization windings, smoothing chokes 23 and 24 are located in the direct current lines of the rectifier arrangements 21 and 22, which smooth the direct current or the direct current as completely as possible. of the main part of the anode currents and also prevent the loading current from affecting the bias circuit.
It has already been pointed out repeatedly that it is possible to regulate the degree of control of the contact arrangement by regulating the premagnetization when switching on. For this reason there is a variable resistor 25 in the common direct current line of the rectifier arrangement 22. Under certain circumstances it is also useful to adjust the pre-magnetization when switching off, for which purpose a variable resistor 26 in the common cathode line of the rectifier arrangement 21 can be used.
It should also be pointed out that the selection of suitable ratios with regard to the dimensioning of the switching chokes, as well as their premagnetization and, if necessary, the other variables relevant for the commutation process, e.g. B.
By ensuring a minimum load current of at least the amount of the critical current, the switching device works within very wide load limits under perfect commutation conditions, without any changes in the setting of the switching times with regard to load fluctuations required are.
In order to achieve a changed current course in the parallel paths, it can also be useful to place capacitors in series with the dry rectifiers 7, 8, 9, if necessary in combination with resistors or other switching elements, such as in h'ig. 11 is shown.
In the illustrated Ausführungsbei play only those switching reactors were used that are saturated by their own load current. The invention is also applicable in the same way when using switching throttles, in which changes in ductility in any other way, for. B. by means of secondary windings., Caused.