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Überspannungsableiter für einen Gleichstrombreis Das Hauptpatent Nr. 431-684 betrifft einen überspan- nungsableiter für einen Gleichstromkreis, mit einem aasgefüllten Gehäuse, zwei im Innern desselben angeordneten, voneinander distanzierten Hauptelektroden, welche einen Lichtbogen-Überschlagsspalt bilden, und Mitteln zum Anschluss der Hauptelektroden an den Gleichstromkreis, wobei jede der Hauptelektroden mit dem einen Ende einen Lichtbogen-Überschlagsteil und mit dem Rest einen Lichtbogen-Wanderteil bildet.
Das Kennzeichen jenes überspannungsableiters besteht darin, dass Auslösemittel mit einer dem überschlagsteil der einen Hauptelektrode benachbarten und von dieser durch Isoliermaterial separierten Auslöseelek- trode vorhanden sind, zwecks Zündung eines Lichtbogens zwischen den genannten Überschlagsteilen der Hauptelektroden bei Erregung der Auslöseelektrode mit einem Spannungsimpuls von vorbestimmter Grösse.
Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf eine weitere Ausgestaltung eines solchen Überspannungsablei- ters mit dem Zweck, den Schutz eines Gleichstromkreises sowohl gegen Blitzüberspannungen als auch gegen Schalt- überspannungen zu gewährleisten.
Übliche Spannungsableiter mit Lichtbogenstrecke weisen einen Spalt auf, an welchem beim Auftreten einer Überspannung von vorbestimmter Amplitude im zu schützenden Stromkreis ein Überschlag auftritt. Nach erfolgtem Überschlag bleibt ein Lichtbogen bestehen, durch welchen ein Strom fliesst, um die Energie der Überspannungswelle zu vernichten. Über den bestehenden Lichtbogen fliesst auch Leistung aus dem Gleichstromkreis. Der Überspannungsableiter muss in der Lage sein, diesen Leistungsfluss zu unterbrechen, nachdem die Energie der Stosswelle abgeklungen ist, um den Normalzustand des Stromkreises wieder herzustellen, in welchem durch den Ableiter kein Strom fliesst.
Bei einem für Wechselstromkreise bestimmten überspannungsableiter ist die Unterbrechung des auf einen Überschlag folgenden Leistungsstromes beträchtlich erleichtert durch die Tatsache, dass der Strom schliesslich einen natürlichen Nulldurchgang durchläuft. Zur Unter- brechung eines Wechselstromes ist es lediglich erforderlich, die Überschlagsfestigkeit am Spalt schneller zu entwickeln als es der Anstiegsgeschwindigkeit der nach dem Nulldurchgang wieder ansteigenden Spannung entspricht.
Im Falle eines überspannungsableiters für einen Gleichstromkreis hat hingegen der an einen Überschlag anschliessende Folgestrom keinen natürlichen Nulldurchaang, und die Unterbrechung kann nur so erfolgen, dass der Strom auf Null gezwungen und hierauf die überschlagsfestigkeit mit genügender Geschwindigkeit aufgebaut wird.
Im Hauptpatent ist ein eine überschlagsstrecke aufweisender überspannungsableiter beschrieben, der recht hohe Werte von Gleichstrom-Folgeströmen nach einem Überschlag zu unterbrechen vermag. Dieser Überspannungsableiter baut im Anschluss an einen überscblag eine relativ hohe Impedanz auf, die den Gleichstrom gegen Null treibt. Obschon dieser überspannungsableiter zum Schutz gegen Überspannungen, die durch Schaltvorgänge verursacht sind (Schaltüberspannungen), sehr geeignet ist, befriedigt er doch nicht restlos im Falle von atmosphärischen oder Blitzüberspannungen.
Der Grund hierfür liegt darin, dass typische Blitzentladeströme, obwohl von sehr kurzer Dauer, viel grössere Werte annehmen als die höchsten durch Schaltüberspannungen verursachten Ströme. Beim Durchgang eines derart hohen Blitzentladestromes durch den beschriebenen Ableiter würde deshalb über dem Ableiter eine gefährlich hohe Spannung auftreten.
Zum näheren Verständnis der Probleme bei der Abteilung von Blitzüberströmen soll zunächst der Verlauf des Stromes im Falle eines Blitzeinschlags in den geschützten Stromkreis nahe dem Ableiter kurz betrachtet werden. Ein solcher Strom setzt sich im allgemeinen aus zwei Komponenten zusammen: 1. einem Blitzentladestrom, d.h. dem Strom des eigentlichen Blitzschlages, und 2. einem Folgestrom, d.h. dem nach Durchgang des Blitzentladestromes durch den Ableiter fliessenden Strom des geschützten Kreises.
Die Höhe des Blitzentladestro-
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mes ist weitgehend unabhängig von der Impedanz des Ableiters und kann deshalb selbst bei hoher Impedanz des Ableiters ausserordentlich hohe Werte annehmen. Die am Ableiter durch den Blitzentladestrom hervorgerufene Spannung hängt direkt von der Ableiter-Impedanz ab, und da diese Spannung auch an der geschützten Anlage erscheint, ist es von grösster Wichtigkeit, dass die Impedanz des Ableiters während des Durchgangs des Blitzentladestromes niedrig ist.
Diese Erfordernis einer niedrigen Impedanz während der Dauer des Blitzentlade- stroms steht jedoch in gewissem Sinne einer zweiten Bedingung entgegen, nämlich der, dass der Ableiter während dem Durchgang des Folgegleichstroms eine relativ hohe Impedanz entwickeln soll, um diesen Strom gegen Null zu bringen. Eine relativ hohe Impedanz ist auch nötig, um den eine Schaltüberspannung begleitenden Folgegleichstrom gegen Null zu treiben.
Es wird deshalb mit der vorliegenden Erfindung die Schaffung eines überspannungsableiters für Gleichstromkreise angestrebt, der während den Folgeströmen eine relativ hohe Impedanz entwickelt, dessen Impedanz jedoch während den Blitzentladeströmen auf einen relativ niedrigen Wert begrenzt bleibt, damit keine übermässig hohen Spannungen am Ableiter auftreten. Dabei soll der Ableiter natürlich gleichermassen zum Schutz gegen Schaltüberspannungen geeignet sein. Es wird zu diesem Zweck angestrebt, einen niederohmigen Entladeweg durch den Ableiter für Blitzentladeströme und einen separaten Entladeweg höherer Impedanz für die Folgeströme von Blitzentladungen bzw. für die Ströme von Schaltüberspannungen vorzusehen.
Die vorliegende Erfindung betrifft einen überspan- nungsableiter für einen Gleichstromkreis gemässs Patentanspruch des Hauptpatentes, wobei jede der Hauptelektroden einen Lichtbogen-Überschlagsteil und zu beiden Seiten desselben einen ersten und zweiten Lichtbogen- Wanderteil aufweist.
Dieser überspannungsableiter ist erfindungsgemäss gekennzeichnet durch ein zweites magnetisches Mittel, um die Lichtbogen-Fusspunkte von den Überschlagsteilen weg und in einer Richtung entlang dem zweiten Wanderteil zu treiben, die derjenigen im ersten Wanderteil entgegengesetzt ist, wobei bei gleichzeitiger Wirksamkeit beider magnetischer Mittel die Treib- wirkung der ersten Mittels auf den Lichtbogen diejenige des zweiten Mittels übertrifft, um einen im Überschlagsteil gezündeten Lichtbogen in den ersten Wanderteil zu treiben, und dass weitere Abschaltmittel vorhanden sind,
um ein Absinken eines Blitzentladestromes auf einen bestimmten Wert zu bewirken und um nach Durchgang des genannten Blitzentladestromes einen den Leistungs-Fol- gestrom führenden Lichtbogen in den ersten Wanderteil und vom Überschlagsteil weg zu treiben.
Ein Ausführungsbeispiel der Erfindung wird nachstehend im Zusammenhang mit der Zeichnung ausführlich beschrieben.
Fig. 1 ist eine schematische Darstellung des überspannungsableiters in Verbindung mit dem zu schützenden Gleichstromkreis, Fig. 2 ist ein Axialschnitt durch den in Fig. 1 dargestellten Überspannungsableiter, und zwar entlang der Linie 2-2 in Fig. 3.
Fig. 3 ist ein Schnitt entlang der Linie 3-3 in Fig. 2, und Fig. 4 ist ein Schnitt entlang der Linie 4-4 in Fig. 2. Die schematische Darstellung nach Fig. 1 zeigt einen Gleichstromkreis mit einer positiven Sammelschiene 10, einer negativen Sammelschiene 12 und einer Halbleiter- Gleichrichteranlage 14, die als Gleichstromspeisequelle an die Sammelschienen angeschlossen ist.
Zwischen den beiden Sammelschienen können wowohl durch Schaltvor- aänge als auch durch Blitzeinschläge verursachte überspannungen auftreten, welche die Halbleiter-Gleichrich- teranlage 14 beschädigen könnten, wenn nicht geeignete Vorkehren für deren Schutz getroffen würden.
Zum Schutz der Anlage 14 gegen solche Überspannungen ist der schematisch dargestellte überspannungs- ableiter 16 vorgesehen. Dieser ist mit einer Klemme 17 mit der positiven Sammelschiene 10 und mit der gegen- überliegenden Klemme 18, vorzugsweise über einen Widerstand 20, mit der negativen Sammelschiene 12 verbunden. Der Widerstand 20 ist ein nicht linearer Widerstand, vorzugsweise aus einem Material mit negativer Widerstand-Strom-Charakteristik, wie sie beispielsweise das unter der Handelsbezeichnung Thyrite im Handel erhältliche Material aufweist.
Der Überspannungsableiter 16, welcher in den Fig.2 und 3 ausführlicher dargestellt ist, weist ein dicht geschlossenes Gehäuse 21 auf, das ein lichtbogenlöschendes Gas, vorzugsweise Wasserstoff, enthält. Im Innern des Gehäuses 21 sind zwei voneinander distanzierte Hauptelektroden 22 und 24 angeordnet, zwischen denen ein Spalt 25 besteht, über den sich Lichtbogen entladen können. Ein bevorzugtes Material für die Elektroden ist eine Kupfer-Wolfram-Legierung. Auch rostfreier Stahl ist für die Elektroden geeignet.
Jede Elektrode ist aus einem Streifen dieses Materials geformt und weist eine im wesentlichen kreisbogenförmige, sich über etwa #/4 eines vollen Kreises erstreckende Gestalt auf. Die eine Elektrode 22 ist um die andere Elektrode 24 herum angeordnet, und die Bogen-Mittelpunkte der beiden Elektroden sind gegeneinander versetzt, so dass der Spalt 25 in einer Region 25a zwischen den Enden der beiden Elektroden relativ schmal ist und entlang den Elektroden gegen ihre Enden hin mit zunehmendem Abstand von der Region 25a stetig länger wird. Der Bereich 25a, wo die Elektroden nahe beieinander liegen, wird in der Folge als Überschlagsregion und die übrigen Bereiche des Spaltes 25 zu beiden Seiten der Region 25a als Wanderregionen 25b bzw. 25c bezeichnet.
Dementsprechend werden die Elektrodenabschnitte entlang der Überschlagsregion 25a als Lichtbogen-Überschlagsteil und die übrigen Elektro- denabschnitte entlang den Wanderregionen 25b und 25c als Lichtbogen-Wanderteile bezeichnet.
In Serie zu den Elektroden 22 und 24 subd Lichtbo- gen-Treibspulen 28 und 30 geschaltet, die eine, 28, zwischen Klemme 17 und Elektrode 22 und die andere, 30, zwischen Klemme 18 und Elektrode 24. Die Spulen 28 und 30 dienen zur Erzeugung von Magnetfeldern, um einen zwischen den Hauptelektroden bestehenden Lichtbogen in einer weiter unten ausführlicher beschriebenen Art und Weise zu verschieben.
Um einen Lichtbogen zwischen den Hauptelektroden 22 und 24 zu zünden, ist eine Auslöseelektrode 32 in der Überschlagsregion bei der Hauptelektrode 24 vorgesehen. Die Auslöselektrode 32 ist von der Hauptelektrode 24 isoliert und zu beiden Seiten mittels Streifen 34a und 34b getrennt, die aus einm Isoliermaterial mit hoher Dielektrizitätskonstante, vorzugsweise aus Bariumtitanat besteht.
Wenn eine Überspannung von bestimmter Mini- malamplitude zwischen Auslöseelektrode 32 und Hauptelektrode 24 auftritt, wird das elektrische Feld bei den Kanten des Isoliermaterials infolge der hohen Dielektrizi- tätskonstante des Materials verstärkt, und ein Funke wird den Spalt 33 zwischen Auslöseelektrode und Haupt-
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elektrode 24 überspringen. Die von diesem Funken herrührenden positiven Ionen beeinflussen das elektrische Feld zwischen den beiden Hauptelektroden 23 und 24 in einer Weise, dass die überschlagsspannung zwischen den Hauptelektroden auf einen Wert unterhalb der zwischen den Hauptelektroden angelegten Spannung reduziert wird.
Dies hat einen Lichtbogen zwischen den Hauptelektroden 22 und 24 in deren überschlagsregion zur Folge.
Wenn der Lichtbogen durch eine Schaltüberspannung gezündet worden ist, so durchläuft der durch den Lichtbogen fliessende Strom von der positiven Sammelschiene 10 nach der negativen Sammelschiene 12 die beiden Spulen 28 und 30. Die untere Treibspule 30 ist in einem solchen Sinn gewickelt, dass der sie durchfliessende Strom ein Magnetfeld hervorruft, welches den Lichtbogen in Richtung des Pfeiles 35 in Fig. 1 treibt. Die andere Treibspule 28 ist im entgegengesetzten Sinn gewickelt, so dass der sie durchfliessende Strom ein Magnetfeld erzeugt, welches den Lichtbogen in einer Richtung 37, also entgegengesetzt zur Richtung 35 zu treiben trachtet.
Die Spule 30 hat jedoch eine viel höhere Windungszahl als die Spule 28 (z.B. im Verhältnis 100 : 2), weshalb das von der Spule 30 hervorgerufene Magnetfeld viel stärker ist als dasjenige der Spule 28. Solange die beiden Spulen vom gleichen Strom durchflossen sind, dominiert deshalb das Magnetfeld der Spule 30 über dasjenige der Spule 28, weshalb der Lichtbogen in Richtung des Pfeiles 35 Getrieben wird. Wie weiter unten ausführlicher dargelegt, wird die Spule 30 kurzgeschlossen und damit unwirksam gemacht, wenn Blitzentladeströme durch den Ableiter fliessen. In diesem Fall vermag dann die andere Spule 28 den Lichtbogen in Richtung des Pfeiles 37 zu treiben.
Die normale Spannung zwischen den Schienen 10 und 12. und damit die normalerweise zwischen den Hauptelektroden 22 und 24 bestehende Spannung reicht nicht aus, um den Hauptspalt 25 zu überspringen und einen Lichtbogen zu zünden. Bei fehlender Auslöseelektrode 32 wären selbst Überspannungen mit einer Amplitude, die das Mehrfache der normalen Betriebsspannung ausmacht, für einen Überschlag am Hauptspalt 25 ungenügend. Durch die Auslöseelektrode 32, an welcher das gleiche Potential wie an der Hauptelektrode 22 liegt, wird jedoch die zum Überspringen des Hauptspaltes erforderliche Spannung stark reduziert.
Zur Überleitung von zwischen den Schienen 10 und 12 auftretenden Überspannungen auf die Auslöseelektro- de 32 ist die letztere über einen Kondensator 36 mit der Schiene 10 verbunden. Unter normalen, stationären Betriebsverhältnissen ist die Auslöseelektrode 32 durch den Kondensator 36 praktisch von der Schiene 10 isoliert. Für eine auftretende überspannungs-Welle stellt der Kondensator jedoch keine nennenswerte Impedanz dar, so dass praktisch die ganze Überspannung am Spalt 33 zwischen der Auslöseelektrode 32 und der Hauptelektrode 24 erscheint.
Die Schlagdistanz des Auslösespaltes 33 ist so gewählt, dass dieser Spalt übersprungen wird, bevor die Überspannung gefährliche Werte annimmt. Ein typischer Wert für die Überschlagsspannung am Spalt 33 ist 200c"% o der normalen Betriebsspannung zwischen den Schienen 10 und 12.
Ein Widerstand 42, der im Vergleich zum Isolationswiderstand des Kondensators 36 sehr klein ist, ist zwischen die Auslöseelektrode 32 und die Hauptelektrode 24 geschaltet. Dieser Widerstand 42 bezweckt, die Auslöseelektrode 32 und die Hauptelekrode 24 unter normalen Betriebsbedingungen praktisch auf dem glei- chen Potential zu halten, d.h. so lange keine überspan- nung zwischen den Schienen 10 und 12 auftritt.
In diesem Fall besteht ein hochohmiger Strompfad zwischen den Schienen 10 und 12, gebildet aus dem Isolationswiderstand des Kondensators 36 in Serie mit der Parallelschaltung des Widerstandes 42 mit dem Isolationswiderstand des Auslösespaltes 33, und den Widerständen der Schaltelemente 30 und 20. Der Widerstand der Schaltelemente 42, 30 und 20 ist sehr niedrig im Vergleich zum Isolationswiderstand des Kondensators 36. Somit liegt praktisch die gesamte Normalbetriebsspannung am Kondensator 36 und nur ein verschwindend kleiner Teil derselben am Widerstand 42 bzw. an dem zu ihm parallelgeschalteten Auslösespalt 33.
Das Fernhalten der Normalbetriebsspannung vom Auslösespalt ist erwünscht, um die Beeinträchtigung des Spaltes und mögliche Fehlüberschläge zu vermeiden.
Wie die Fig. 2 zeigt, sind die beiden Hauptelektroden 22 und 24 zwischen zwei isolierenden Platten 45 gehalten, welche Seitenwände zum Spalt 25 zwischen den Elektroden bilden. Die Platten 45 sind im Bereich des Hauptspaltes 25 im wesentlichen undurchlässig und verlaufen etwa parallel zur Längsachse irgendeines zwischen den Elektroden 22 und 24 bestehenden Lichtbogens. Die Platten 45 bestehen aus einem Material, welches bei Beaufschlagung durch einen Lichtbogen möglichst wenig Gas abgibt, beispielsweise aus Aluminiumsilikat. Die Platten werden mittels geeigneten Befestigungsmitteln gegen die Kanten der Elektroden 22 und 24 gepresst, beispielsweise durch isolierenden Bolzen 47, die an mehreren Stellen am Rand der Platten 45 vorgesehen sind.
Die Bolzen 47 erstrecken sich durch entsprechende Bohrungen in den Platten 45 hindurch und sind in eine Tragplatte 48 eingeschraubt. Zwischen den Platten 45 ist jeder Bolzen 47 von einer isolierenden Distanzhülse 49 umgeben, welche die von den Bolzen erzeugte Klemmkraft begrenzen. Ferner ist jeder Bolzen von einer weiteren Hülse 50 umgeben, welche die Distanz zwischen der unteren Platte 45 und der Platte 48 bestimmen.
Die Treibspulen 28 und 30 sind auf den Aussenseiten der isolierenden Platten 45 befestigt. Die Spulen sind vorzugsweise kreisförmig, und etwa drei Viertel des Umfanges jeder Spule ist auf den Dreiviertelkreis der äusseren Elektrode 22 ausgerichtet, wie aus der Fig. 3 hervorgeht. Wie erwähnt, sind die Spulen so angeschlossen, dass bei Stromfluss durch den Spannungsableiter die Stromrichtung in beiden Spulen entgegengesetzt ist. Der ungefähre Verlauf und die Richtung des die Spule 30 umgebenden Magnetfeldes ist durch gestrichelte Linien bzw. Pfeile 51 in Fig. 2 angedeutet, währenddem Verlauf und Richtung des Feldes um die Spule 28 mit entsprechenden Linien und Pfeilen 53 bezeichnet sind.
Da die untere Spule 30 eine weit höhere Windungszahl aufweist als die obere Spule (z.B. das 50-fache), wird ihr Magnetfeld 51 durch die Anwesenheit des Feldes 53 der oberen Spule 28 nicht wesentlich beeinträchtigt. Dieses Magnetfeld 51 hat eine Komponente, die den Spalt 25 in einer senkrechten Richtung zur Längsachse irgendeines Lichtbogens zwischen den Elektroden 22 und 24 durchläuft. Bekanntlich wirkt ein zu einem Lichtbogen senkrecht gerichtetes Magnetfeld mit dem örtlichen, den Lichtbogen umgebenden Magnetfeld in einer Weise zusammen, dass der Lichtbogen in einer Richtung quer zu seiner Längsachse und quer zur Richtung des genannten äusse- ren Feldes bewegt wird.
Die Polarität des von der Spule 30 erzeugten Magnetfeldes wird so gewählt, dass die Verschiebungskraft auf den Lichtbogen im Sinne des
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Pfeiles 35 (Fig. 1 und 3) gerichtet ist. Wenn somit in der Überschlagsregion 25a ein Lichtbogen gezündet wird und die Spule 30 mit diesem in Serie geschaltet ist, so wird der Lichtbogen in der Folge längs den Elektroden 22 und 24 in Richtung des Pfeiles 35 in die Wanderregion 25b des Spaltes 25 getrieben.
Die Bewegung des Lichtbogens in Richtung des Pfeiles 35 bewirkt eine stetige Verlängerung des Bogens entsprechend der zunehmenden Breite des Spaltes 25. Mit der zunehmenden Verlängerung des Lichtbogens geht ein entsprechender Anstieg der Lichtbogenspannung und eine Abnahme des Lichtbogenstromes einher. Wenn die Lichtbogenspannung die von aussen an den Hauptspalt angelegte Spannung übersteigt, geht der Lichtbo- Qenstrom rasch gegen Null.
Falls die Energie der Über- spannungs-Welle, die den Lichtbogen gezündet hat, bis dann im Ableiter vernichtet worden ist, erlischt der Lichtbogen, und es erfolgt kein neuer Überschlag am Spalt 25, wodurch die Einrichtung sich erholt und sich die Normalbetriebsbedingungen wieder einstellen. Es ist offensichtlich, dass die höchste Lichtbogenspannung sich dann entwickelt, wenn der Lichtbogen die Enden der Elektroden 22 und 24 erreicht und sich in seinem mittleren Bereich nach aussen wölbt, wie mit der Linie 60 in Fig. 3 angedeutet. In dieser Lage hat der Lichtbogen die grösste Länge.
Die sich bei dieser Lage 60 einstellende Lichtbogenspannung hängt auch von der dann verbleibenden Energie der überspannungs-Welle ab. Falls die Überspan- nungs-Welle zu diesem Zeitpunkt völlständig abgeflaut ist, wird die Bogenspannung niedriger sein, als wenn die Welle noch besteht, doch ist die Bogenspannung jedenfalls noch grösser als die Normalbetriebsspannung und bewirkt, dass der Lichtbogenstromgegen Null absinkt.
Es ist wichtig, dass die Geschwindigkeit der Lichtbo- aenbewegung sorgfältig unter Kontrolle gehalten wird. Verschiebt sich der Bogen zu langsam, so verdampft das Elektrodenmaterial so reichlich, dass die isolierenden Platten 45 bald mit dem Kondensat des Metalldampfes überzogen werden und die überschlagsfestigkeit zwischen den Elektroden dadurch beeinträchtigt wird, insbesondere in der kritischen überschlagsregion 25a, wo der Spalt 25 schmal ist.
Verschiebt sich anderseits der Lichtbogen zu rasch, so baut sich die Bogenspannung so schnell auf, dass die Überschlagsregion 25a keine genügende Gelegenheit hat, sich zu erholen und die erforderliche Durchschlagsfestigkeit wieder anzunehmen, um der Bogenspannung standzuhalten, die auch dann entsteht, wenn die Energie der Welle vollständig vernichtet ist. Dies kann dazu führen, dass in der Region 25a dauernd Überschläge auftreten, nachdem die Überspannung bereits verschwunden ist, oder auch bevor der Bogen die Lage 60 erreicht. Dieser letztere Zustand führt dazu, dass die Belastung durch den Lichtbogen sich auf die Überschlagsregion 25a konzentriert. was wiederum übermässige Verdampfung der Elektroden und die Verschlechterung der isolierenden Eigenschaften der Platten 45 in diesem Bereich hervorruft.
Um diese Erscheinungen zu vermeiden, soll bis zum Eintreffen des Bogens in der Endlage 60 genügend Zeit verstreichen, dass die Überschlagsregion 25a sich erholen kann und ausreichende überschlagsfe- stigkeit annimmt, um einer Spannung widerstehen zu können, die gleich der höchsten Bogenspannung ist, wenn keine restliche Energie der überspannungswelle verbleibt.
Bei einer praktisch erprobten Ausführungsform hat die Überschlagsregion 25a bis zum Eintreffen des Lichtbogens in der Lage 60 im wesentlichen wieder die volle ursprüngliche Überschlagsfestigkeit angenommen, d.h. mehr, als die erforderliche überschlagsfestigkeit, um der höchsten Lichtbogenspannung zu widerstehen, wenn keine restliche Energie verbleibt.
Zwei weitere Faktoren, die für die Erholung der Überschlagsregion von Bedeutung sind, sind die Länge der Elektroden 22 und 24 und deren Abstand. Die Elektrodenlänge beeinflusst die Zeit, welche der Lichtbogen bis zum Eintreffen in der Endlage 60 und zum Aufbau der maximalen Bogenspannung benötigt, und der Elektrodenabstand ist von Einfluss auf die Grösse der sich einstellenden Bogenspannung und auf die Überschlagsfestigkeit in der Region 25a.
Die entstehende Lichtbogenspannung hängt nicht nur von der Länge des Lichtbogens ab, sondern auch von einer Reihe weiterer Falttoren. Ein wichtiger solcher Faktor ist die Art des im Spalt anwesenden Gases. Für den vorliegenden überspannungsableiter ist Wasserstoff besonders geeignet, nicht nur wegen seiner Eigenschaft, hohe Bogenspannungen zu erzeugen, sondern auch wegen seiner relativ geringen Durchschlagsfestigkeit. Dank dieser niedrigen Durchschlagsfestigkeit kann der Auslösespalt so dimensioniert werden, dass er schon bei niedrigen Spannungen übersprungen wird, wie dies zum Schutze des Niederspannungssystems 10, 12 und 14 erwünscht ist.
Trotz der niedrigen überschlagsspannung lassen sich jedoch mit Wasserstoff geeignete Werte der Lichtbogenspannung erreichen, um damit den Lichtbogenstrom in der beschriebenen Weise zu steuern.
Für den Schutz von Niederspannungs-Leistungssyste- men, d.h. solchen mit einer Normalbetriebsspannung unterhalb etwa 1000 Volt, beträgt der Druck des Wasserstoffs vorzugsweise etwa 254 bis 508 mm Hg.
Auf die entstehende Lichtbogenspannung ist ferner der Abstand zwischen den isolierenden Platten 45 von wahrscheinlich erheblichem Einfluss. Beträgt dieser Abstand mehr als etwa 4,8 mm, so entsteht ein diffuser Lichtbogen, und die resultierende Bogenspannung ist sehr gering. Ist der Abstand anderseits kleiner als etwa 0,8 mm, so kann sich der Lichtbogen nicht aus der Überschlagsregion 25a in die Wanderregion hinaus bewegen. Dies hat übermässige Elektrodenerhitzung und -Verdampfung wie auch eine niedrige Bogenspannungzur Folge. Der bevorzugte Abstand zwischen den Isolierplatten 45 beträgt somit in den Regionen 25a und 25b etwa 1,5 mm und ist vorzugsweise in diesen Regionen konstant.
Nachstehend wird nun die Wirkungsweise des Überspannungsableiters beschrieben für den Fall einer als Schaltüberspannung angenommenen überspannungswelle relativ geringer Energie, mit einer Spitzenspannung, die für den Überschlag des Auslösespaltes genügt und mit einer Gesamtenergie, welche durch einen einzigen Stromimpuls durch den Ableiter vernichtet werden kann, d.h. weniger als etwa 10 Ws. Eine solche Überspannung ruft einen Lichtbogen in der überschlagsregion zwischen den Hauptelektroden 22 und 24 hervor, dank der erwähnten Triggerwirkung der Auslöseelektrode 32.
Der über den Lichtbogen fliessende Strom erregt die Spulen 28 und 30, wodurch ein resultierendes Magnetfeld entsteht, welches den Bogen in Richtung des Pfeiles 35 treibt. Dadurch wird die Bogenspannung erhöht und der Bogenstrom vermindert. Schliesslich übersteigt die Bogenspannung den Wert der von aussen an den Spalt 25 angelegten Spannung, und dies lässt den Bogenstrom rasch gegen Null abfallen, wodurch der Lichtbogen erlischt. Bis dahin ist die Energie der Schaltüberspannungs-Welle vollstän-
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dig im Ableiter und dem Thyrite-Element 20 vernichtet worden, und es bleibt keine Wellenenenergie übrig, um den Lichtbogen erneut zu zünden, weshalb die Anordnung sich erholt und den Normalbetriebszustand annimmt.
Während der beschriebenen Vernichtung der Welle trägt das Widerstandselement 20 dazu bei, den durch die Spaltanordnung fliessenden Strom zu begrenzen; für manche Anwendungsfälle ist jedoch ein solcher Thyrite-Widerstand entbehrlich.
Es sei nun angenommen, dass die Energie der Schaltüberspannungs-Welle wesentlich grösser ist und beispielsweise mehrere 100 Wattsekunden beträgt. Der Lichtbogen wird dann aus der Überschlagsregion 25a in die Endlage 60 getrieben und entwickelt dort eine Genügend hohe Bogenspannung, um den Bogenstrom rasch zum Verschwinden zu bringen. Bis dahin ist jedoch nur ein geringer Teil der Wellenenergie vernichtet worden, und die verbleibende Energie bewirkt einen erneuten abrupten Spannungsanstieg, was einen neuen Überschlag in der Region 25a des Hauptspaltes, d.h. einen weiteren Lichtbogen zwischen den Hauptelektroden zur Folge hat.
Der erste Lichtbogen mag zu diesem Zeitpunkt vollständig gelöscht sein oder nicht, nach der Zündung des zweiten Lichtbogens wird er jedenfalls vollständig verschwinden. Der zweite Bogen wird wie sein Vorgänger in die Lage 60 getrieben, wobei die Bogenspannung ansteigt und der Bogenstrom rasch auf Null absinkt. Infolge der verbleibenden Wellenenergie zündet die überspan- nung einen dritten Lichtbogen in der überschlagsregion 25a, der zweite Bogen verschwindet, und der dritte Bogen durchläuft die gleichen Vorgänge wie die vorangehenden Lichtbogen. Diese Folge wiederholt sich immer und immer wieder, bis die Wellenenergie schliesslich vollständig vernichtet ist.
Dies zeigt sich darin, dass die maximale Bogenspannung, die sich einstellt, wenn der letzte Bogen in der Endlage 60 eintrifft, nicht mehr Genügt, um einen weiteren Durchschlag in der Region 25a zu bewirken, so dass der Spalt einen weiteren Stromfluss verhindert.
Die Partien 25a und 25b des Überspannungsableiters sind im wesentlichen gleich aufgebaut wie die mit entsprechenden Bezugszahlen bezeichneten Teile des im Hauptpatent beschriebenen Ableiters. Die Art und Weise der Vernichtung der Energie einer Schaltüberspannungs- welle durch diese Teile ist im Hauptpatent ausführlicher beschrieben, auf welche Beschreibung an dieser Stelle ausdrücklich ver"viesen sei.
Obschon die linke Seite 25b des überspannungsablei- ters Lichtbogen, welche von Schaltüberspannungen verursacht sind, einwandfrei verarbeiten kann, so ist diese Partie des Ableiters -doch für die Verarbeitung von Blitzüberspannungswellen weniger geeignet. Wie erwähnt, ist der von einem Blitzeinschlag hervorgerufene Strom durch den Ableiter im allgemeinen aus zwei Komponenten zusammengesetzt, nämlich 1. dem Blitzentladestrom, d.h. dem von der Blitz- überspannungswelle verursachten Strom, und 2. einem Folgestrom, der dem Strom der Anlage entspricht, welcher nach Durchgang des Blitzentladestro- mes durch den Ableiter fliesst.
Die Grösse des Blitzentla- destromes ist von der Impedanz des Ableiters weitgehend unabhängig und kann deshalb sehr hohe Werte annehmen. Wenn solch ein extrem hoher Strom in einem Lichtbogen aus der überschlagsregion 25a in Richtung des Pfeiles 35 getrieben würde (wie im Falle des Lichtbogens einer Schaltüberspannung), würde eine übermässig hohe Lichtbogenspannung entstehen. Der Entladungsweg zwischen den Elektroden 22 und 24 auf der linken Seite der Überschlagsregion hat nämlich eine relativ hohe Impedanz. Für Lichtbogen im Falle von Schaltüberspannungen ist diese hohe Impedanz erwünscht, weil sie einen raschen Aufbau der Lichtbogenspannung erlaubt und damit ein rasches Absinken des Stromes gegen Null.
Der Stromdurchgang im Falle von Schaltüberspannungen durch diese relativ hohe Impedanz erzeugt keine über- mässig hohen Spannungen am Ableiter, weil der Strom in diesem Falle verhältnismässig gering ist und durch die Impedanz des Ableiters selbst begrenzt wird. Blitzentla- deströme sind hingegen viel grösser und von der Ableiterimpedanz praktisch unabhängig. Wenn deshalb derart hohe Ströme sich über den hochohmigen Pfad auf der linken Seite 25b des Ableiters entladen würden, so würden dadurch übermässig hohe Spannungen über dem Ableiter auftreten, die die Gleichrichteranlage 14 schädigen könnten.
Um das Auftreten solch hoher Spannungen zu vermeiden, werden durch Blitzentladeströme verursachte Lichtbogen von der linken Seite 25b des Ableiters ferngehalten und von der überschlagsregion 25z nach einer Region 25c auf der rechten Seite getrieben. Wie nachstehend noch ausführlicher begründet wird, hat die Region 25c eine relativ niedrige Impedanz. Dadurch entstehen bei Durchgang hoher Blitzentladeströme durch diesen Pfad keine übermässigen Spannungen am Ableiter.
Die Ursache für die relativ niedrige Impedanz der rechten Seite 25c, verglichen mit derjenigen der linken Seite 25b liegt darin, dass die Abstände zwischen den isolierenden Seitenwänden 45 in der Region 25c grösser ist als in der Region 25b. Dies geht am besten aus der Fig. 4 hervor, welche einen Schnitt entlang der Linie 4-4 in Fig.3 darstellt. Wie ersichtlich, nimmt der Abstand zwischen den Seitenwänden 45 von einem relativ geringen Wert in der überschlagsregion stetig zu und erreicht gegen das Ende der Elektrode 24 hin einen verhältnis- mässig grossen Wert.
Dieser zunehmende Abstand der Seitenwände 45 erlaubt einem in der Region 25c wandernden Lichtbogen, seinen Querschnitt zu vergrössern und sich auszudehnen, was seinerseits bewirkt, dass die Lichtbogenspannung viel niedriger bleibt. Mit anderen Worten stellt die Region 25c dank der grossen Abstände der Seitenwände eine niedrige Impedanz für einen in diese Region getriebenen, den Blitzentladestrom führenden Lichtbogen dar. Bei einem bevorzugten Ausführungsbeispiel nimmt der Abstand der Seitenwände 45 von etwa 1,5 mm in der Region 25a bis auf etwa 5,1 mm am Ende der inneren Elektrode 24 zu.
Um einen Hochstrom-Lichtbogen in Richtung des Pfeiles 37 (Fig. 3) aus der überschlagsregion 25a in die niederohmige Region 25c zu treiben, wird die untere Spule 30 in weiter unten beschriebener Weise durch Kurzschliessen unwirksam gemacht, wodurch das 1Vfa- anetfeld 53 der oberen Spule 28 im gewünschten Sinne allein wirksam ist. Die Spule 28 hat nur eine geringe Windungszahl gegenüber der Spule 30, weshalb deren Treibwirkung auf den Lichtbogen normalerweise von dem entgegengesetzten Magnetfeld 51 der Spule 30 stark überboten wird. Wenn hingegen die Spule 30 unwirksam ist, vermag das Magnetfeld 53 einen Lichtbogen aus der Überschlagsregion nach rechts zu treiben.
Obschon die Spule 28 nur wenige Windungen aufweist, kann sie ein Genügend starkes Magnetfeld 53 erzeugen, weil der Strom durch die Spule und den Lichtbogen in diesem Fall dem sehr hohen Blitzentladestrom entspricht. Eine minimale
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Windungszahl der Spule 28 ist erwünscht, damit ihre Impedanz und somit die vom Blitzentladestrom an ihr hervorgerufene Spannung niedrig bleibt.
Um während der Dauer des Blitzentladestromes die andere Spule 30 unwirksam zu machen, ist eine Kurz- schluss-Überschlagsstrecke 70 parallel zur Spule 30 vorgesehen. Da sowohl die Amplitude als auch die Ände- rungsgeschwindigkeit des Blitzentladestromes sehr hoch sind und die Spule 30 eine relativ grosse Windungszahl aufweist, nimmt die durch die Blitzentladung an der Spule 30 hervorgerufene Spannung rasch einen sehr hohen Wert an.
Diese scharf ansteigende Spannung wird verwendet, um einen Überschlag am Spalt 70 hervorzurufen, worauf der Blitzentladestrom über dem Spalt 70 abfliesst. Der Kurzschluss-Spalt 70 ist so dimensioniert, dass er für den Blitzentladestrom eine niedrige Impedanz darstellt und die Spannung während der Dauer dieses Stromes über dem Spalt auf einen geringen Wert begrenzt bleibt.
Beim dargestellten Ausführungsbeispiel weist die Überschlagsstrecke 70 zwei halbkreisförmige Elektroden 72 und 74 auf, die einen Spalt 75 bilden. Die Elektrode 74 verläuft ausserhalb der Elektrode 72, und die Bogenmittelpunkte der beiden Elektroden sind gegeneinander versetzt, so dass der Spalt am einen Ende der Elektroden relativ kurz ist und gegen das andere Ende hin sich stetig verlängert. Die Region im Bereich des geringen Elektro- denabstandes ist die überschlagsregion 75a. In dieser Region erfolgt der Überschlag der Blitzentladeströme, worauf der entstandene Lichtbogen entlang der Elektroden in Richtung des Pfeiles 77 (Fig. 1) getrieben wird.
Vorzugsweise ist eine Spule 78 geringer Induktivität mit den Hauptelektroden 72 und 74 der Überschlagsstrecke 70 in Serie geschaltet, welche das erforderliche Magnetfeld erzeugt, um den Lichtbogen in Richtung des Pfeiles 77 zu treiben. Diese Bewegung des Lichtbogens vermindert die durch den Hochstrom-Lichtbogen bewirkte Verdampfung der Elektroden und ermöglicht die raschere Wiederherstellung der überschlagsfestigkeit in der Region 75a.
Bei einer bevorzugten Ausführungsform ist die der Kurzschliessung der Spule 30 dienende Überschlagsstrek- ke mit Auslösemitteln versehen, enthaltend eine Auslöseelektrode 82 und eine isolierende Zwischenlage 79 zur Zündung des Lichtbogens zwischen den Hauptelektroden 72 und 74. Ausführung und Wirkungsweise dieser Auslö- semittel sind im wesentlichen dieselben wie bei den Auslösemitteln 32, 34 des Hauptspaltes, weshalb hier nicht mehr ausführlich darauf eingegangen werden soll. Die Auslöseelektrode 82 wird über einen Kondensator 86 erregt, der dem Kondensator 36 entspricht, welcher mit der Auslöseelektrode des Hauptspaltes verbunden ist.
In manchen Fällen können hingegen die Auslösemit- tel 82, 79 und der Kondensator 86 entfallen. Üblicherweise ist nämlich die beim Auftreten von Blitzentladeströ- men an der Spule 30 entstehende Spannung gross genug, um sofort einen Überschlag in der Region 75a zwischen den Hauptelektroden 72 und 74 zu bewirken, ohne dass die Wirkung von Auslösemitteln erforderlich wäre.
Wie die Fig. 2 zeigt, sind die Elektroden 72 und 74 der Kurzschluss-Überschlagsstrecke 70 zwischen Platten 80 aus Isoliermaterial angeordnet, die etwa parallel zur Längsachse irgendeines zwischen den Elektroden bestehenden Lichtbogens verlaufen. Die Platten 80 weisen vorzugsweise einen gleichmässigen Abstand auf, der etwa zwischen 2,5 und 3,8 mm liegt. Der relativ grosse Abstand der Seitenwände erlaubt eine Lichtbogenwandung in Richtung des Pfeiles 77 unter Vergrösserung von dessen Querschnitt, so dass die Lichtbogenspannung niedrig bleibt, wie im Zusammenhang mit der Region 25c des Hauptspaltes erläutert wurde.
Dadurch stellt diese Region mit relativ grossem Abstand der Seitenwände ebenfalls eine niedrige Impedanz für Blitzentladeströme führende Lichtbogen dar, und bei Ableitung solcher Blitzentladeströme entstehen deshalb keine übermässig hohen Spannungen am Spalt 70.
In der Regel ist die Energie der Blitzüberspannungs- welle bereits in einer Zeit praktisch vollständig vernichtet, in welcher der den Blitzentladestrom führende Lichtbogen erst einen Teil des Weges gegen die Enden der Elektroden 72 und 74 hin verschoben worden ist. Wenn der Blitzentladestrom auf einen vorbestimmten Wert, abgesunken ist, der für die Vernichtung der Energie der Blitzüberspannungswelle kennzeichnend ist, wird der Lichtbogen im Spalt 70 gelöscht.
Der anschlies- sende Folgestrom nimmt dann seinen Weg über die Spule 30 und nicht mehr über den Spalt 70, weil die Spule 30 wegen der geringen Änderungsgeschwindigkeit des Folgestromes für diesen Strom eine sehr niedrige Impedanz darstellt. Da diese Impedanz für den Folgestrom über die Spule 30 weit geringer ist als über dem Spalt 70, fliesst nach Durchgang des Blitzentladestromes im wesentlichen der gesamte Folgestrom über die Spule 30.
Um sicherzustellen, dass die Impedanz für den Folgestrom durch die Kurzschluss-Überschlagsstrecke hoch genug ist, um den Folgestrom über die Spule 30 umzuleiten, ist der Abstand zwischen den Seitenwänden 80 auf einen Wert zwischen etwa 2,5 und 3,8 mm begrenzt, welche Werte immer noch erheblich grösser sind als der Abstand der Seitenwände in den Regionen 25a und 25b des Hauptspaltes 25.
Sobald die Spule 30 den Folgestrom führt, entwickelt sie das vorgenannte Magnetfeld 51, um den Lichtbogen im Hauptspalt in Richtung des Pfeiles 35 zu treiben. Dieser Lichtbogen im Hauptspalt führt dann ebenfalls den Folgestrom. Der Lichtbogen wird vom Magnetfeld 51 nach links in die Region 25b getrieben, in welcher der Abstand der isolierenden Platten gering ist. Dies bedeutet eine höhere Impedanz und eine höhere Lichtbogenspan- nung, wodurch der Strom durch den Ableiter gegen Null geht und die erneute Zündung des Lichtbogens unterbleibt, ähnlich wie im Zusammenhang mit Schaltüberspannungen beschrieben.
Normalerweise kann ein Lichtbogen, welcher den Folgestrom nach Durchgang des Blitzentladestromes führt, schon gelöscht werden, bevor er beim ersten Durchlaufen der Region 25b die Lage 60 (Fig. 3) erreicht.
Wie die Fig. 2 zeigt, ist die Kurzschlussüberschlagsstrecke 70 ebenfalls in dem mit Wasserstoff gefüllten Gehäuse 21 untergebracht. Vorzugsweise ist die Schaltanordnung 70 unterhalb dem Hauptspalt angeordnet und auf einem Deckel 90 des Gehäuses 21 durch Distanzrohre 91 abgestützt. Durch die Distanzrohre 91 hindurch erstrecken sich Befestigungsschrauben 92, welche in den Deckel 90 eingeschraubt sind. Diese Schrauben 92 gehen auch durch die Platten 48 hindurch, welche so mittels zusätzlichen Distanzrohren 93 in ihrer Lage gehalten wird; die Distanzrohre 93 stützen sich auf der oberen Seitenwand 80 der Spaltanordnung 70 ab. Weitere Distanzrohre 94 befinden sich zwischen den Seitenwänden 80, um die durch die Schrauben 92 ausgeübte Klemmkraft zu begrenzen.
Obschon der beschriebene überspannungsableiter gegen die meisten Arten von Blitzeinschlägen einen wirksa-
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men überspannungsschutz gewährt, bedeutet dies nicht, dass die Schutzwirkung in allen durch Blitzeinschläge hervorgerufenen Situationen gleich gut ist. Ein direkter Einschlag unmittelbar bei der geschützten Anlage kann wohl eine übermässige Spannung zur Folge haben. In manchen Fällen, wie beispielsweise bei elektrischen Bahnanlagen sind jedoch die zu schützenden Anlageteile gegen direkte Blitzeinschläge in der Umgebung der Anlage abgeschirmt.
Der beschriebene überspannungsab- leiter eignet sich sehr wohl zur Anwendung in solchen Anlagen, da er überspannungssituationen gewachsen ist, die durch Blitzeinschläge in Anlageteile ausserhalb der abgeschirmten Zone entstehen. Manchmal erfolgen Blitzeinschläge in der Anlage benachbarte Stellen und nicht in die Anlage selbst. Solche Einschläge induzieren häufig Überspannungen, welche sehr hohe Werte erreichen könnten, wenn sie nicht begrenzt würden. Der beschriebene überspannungsableiter ist in der Lage, solche Überspannungen wirksam zu begrenzen und die Anlage vor den Auswirkungen derartiger Blitzeinschläge zu schützen.
Bei gewissen Anwendungen ist es von Vorteil, einen Kondensator (z.B. in der Grösse von etwa 1 @F) zum nichtlinearen Widerstand 20 in Fig. 1 parallel zu schalten, um die im Augenblick eines Blitzeinschlags an diesem Widerstand auftretende Spannung zu begrenzen.
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Surge arrester for a direct current circuit The main patent No. 431-684 relates to a surge arrester for a direct current circuit, with a gas-filled housing, two spaced-apart main electrodes inside the same, which form an arc flashover gap, and means for connecting the main electrodes to the DC circuit, each of the main electrodes forming an arc flashover part with one end and an arc traveling part with the remainder.
The characteristic of that surge arrester is that triggering means are provided with a triggering electrode adjacent to the flashover part of one main electrode and separated from it by insulating material, for the purpose of igniting an arc between the mentioned flashover parts of the main electrodes when the triggering electrode is excited with a voltage pulse of a predetermined size.
The present invention relates to a further embodiment of such a surge arrester with the purpose of ensuring the protection of a direct current circuit both against lightning overvoltages and against switching overvoltages.
Conventional voltage arresters with an arc gap have a gap at which a flashover occurs when an overvoltage of a predetermined amplitude occurs in the circuit to be protected. After the flashover has occurred, an arc remains through which a current flows in order to destroy the energy of the surge wave. Power also flows from the DC circuit via the existing arc. The surge arrester must be able to interrupt this power flow after the energy of the shock wave has subsided in order to restore the normal state of the circuit in which no current flows through the arrester.
In the case of a surge arrester intended for AC circuits, the interruption of the power current following a flashover is made considerably easier by the fact that the current finally passes through a natural zero crossing. To interrupt an alternating current, it is only necessary to develop the flashover strength at the gap more quickly than corresponds to the rate of increase of the voltage which rises again after the zero crossing.
In the case of a surge arrester for a direct current circuit, on the other hand, the follow current following a flashover does not have a natural zero crossing, and the interruption can only take place in such a way that the current is forced to zero and the flashover resistance is built up with sufficient speed.
The main patent describes a surge arrester which has a flashover section and which is able to interrupt very high values of direct current follow-up currents after a flashover. This surge arrester builds up a relatively high impedance following an overcap, which drives the direct current towards zero. Although this surge arrester is very suitable for protecting against surge voltages caused by switching processes (switching surge voltages), it is not entirely satisfactory in the case of atmospheric or lightning surge voltages.
The reason for this is that typical lightning discharge currents, although of a very short duration, assume much larger values than the highest currents caused by switching overvoltages. When such a high lightning discharge current passed through the arrester described, a dangerously high voltage would therefore occur across the arrester.
For a better understanding of the problems involved in dealing with lightning overcurrents, the course of the current in the event of a lightning strike in the protected circuit near the arrester should first be briefly examined. Such a current is generally composed of two components: 1. A lightning discharge current, i. the current of the actual lightning strike, and 2. a follow-up current, i.e. the current of the protected circuit that flows after the lightning discharge current has passed through the arrester.
The amount of lightning discharge
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mes is largely independent of the arrester's impedance and can therefore assume extremely high values even with a high arrester impedance. The voltage generated at the arrester by the lightning discharge current depends directly on the arrester impedance, and since this voltage also appears on the protected system, it is of the greatest importance that the impedance of the arrester is low during the passage of the lightning discharge current.
This requirement of a low impedance during the duration of the lightning discharge current is in a certain sense opposed to a second condition, namely that the arrester should develop a relatively high impedance during the passage of the follow-up direct current in order to bring this current to zero. A relatively high impedance is also necessary in order to drive the secondary direct current accompanying a switching overvoltage towards zero.
The aim of the present invention is therefore to create a surge arrester for DC circuits which develops a relatively high impedance during the follow-up currents, but whose impedance remains limited to a relatively low value during the lightning discharge currents so that no excessively high voltages occur on the arrester. The arrester should of course also be suitable for protecting against switching overvoltages. For this purpose, the aim is to provide a low-resistance discharge path through the arrester for lightning discharge currents and a separate discharge path of higher impedance for the follow-up currents of lightning discharges or for the currents of switching overvoltages.
The present invention relates to a surge arrester for a direct current circuit according to the patent claim of the main patent, each of the main electrodes having an arc flashover part and a first and second arc traveling part on both sides of the same.
According to the invention, this surge arrester is characterized by a second magnetic means to drive the arc base points away from the rollover parts and in a direction along the second traveling part that is opposite to that in the first traveling part, with the driving effect of both magnetic means at the same time the first means on the arc exceeds that of the second means in order to drive an arc ignited in the rollover part into the first moving part, and that further disconnection means are available,
to cause a lightning discharge current to drop to a certain value and to drive an arc carrying the power follow-up current into the first moving part and away from the rollover part after the said lightning discharge current has passed.
An embodiment of the invention is described in detail below in connection with the drawing.
1 is a schematic illustration of the surge arrester in connection with the direct current circuit to be protected; FIG. 2 is an axial section through the surge arrester illustrated in FIG. 1, namely along the line 2-2 in FIG. 3.
FIG. 3 is a section along line 3-3 in FIG. 2 and FIG. 4 is a section along line 4-4 in FIG. 2. The schematic illustration of FIG. 1 shows a DC circuit with a positive busbar 10 , a negative busbar 12 and a semiconductor rectifier system 14 which is connected to the busbars as a DC power supply.
Overvoltages caused by switching operations as well as by lightning strikes can occur between the two busbars, which could damage the semiconductor rectifier system 14 if appropriate precautions were not taken to protect it.
To protect the system 14 against such overvoltages, the schematically illustrated surge arrester 16 is provided. This is connected with a terminal 17 to the positive busbar 10 and with the opposite terminal 18, preferably via a resistor 20, to the negative busbar 12. The resistor 20 is a non-linear resistor, preferably made of a material with negative resistance-current characteristics, such as the material commercially available under the trade name Thyrite.
The surge arrester 16, which is shown in more detail in FIGS. 2 and 3, has a tightly closed housing 21 which contains an arc-extinguishing gas, preferably hydrogen. In the interior of the housing 21, two spaced-apart main electrodes 22 and 24 are arranged, between which there is a gap 25 through which arcs can discharge. A preferred material for the electrodes is a copper-tungsten alloy. Stainless steel is also suitable for the electrodes.
Each electrode is formed from a strip of this material and has a generally arcuate shape extending over about 1/4 of a full circle. One electrode 22 is arranged around the other electrode 24, and the arc centers of the two electrodes are offset from one another so that the gap 25 is relatively narrow in a region 25a between the ends of the two electrodes and along the electrodes towards their ends becomes steadily longer with increasing distance from region 25a. The area 25a where the electrodes are close to one another is referred to below as the rollover region and the remaining areas of the gap 25 on both sides of the region 25a are referred to as wandering regions 25b and 25c, respectively.
Accordingly, the electrode sections along the flashover region 25a are referred to as arc flashover parts, and the remaining electrode sections along the wandering regions 25b and 25c are called arc wandering parts.
Arcing coils 28 and 30 connected in series with electrodes 22 and 24, one, 28, between terminal 17 and electrode 22 and the other, 30, between terminal 18 and electrode 24. Coils 28 and 30 are used for Generating magnetic fields to displace an arc between the main electrodes in a manner described in more detail below.
In order to ignite an arc between the main electrodes 22 and 24, a trigger electrode 32 is provided in the rollover region at the main electrode 24. The trigger electrode 32 is insulated from the main electrode 24 and separated on both sides by strips 34a and 34b, which consists of an insulating material with a high dielectric constant, preferably of barium titanate.
If an overvoltage of a certain minimum amplitude occurs between the trigger electrode 32 and the main electrode 24, the electric field at the edges of the insulating material is intensified due to the high dielectric constant of the material, and a spark will open the gap 33 between the trigger electrode and the main electrode.
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skip electrode 24. The positive ions resulting from this spark influence the electric field between the two main electrodes 23 and 24 in such a way that the flashover voltage between the main electrodes is reduced to a value below the voltage applied between the main electrodes.
This results in an arc between the main electrodes 22 and 24 in their flashover region.
If the arc has been ignited by a switching overvoltage, the current flowing through the arc from the positive busbar 10 to the negative busbar 12 passes through the two coils 28 and 30. The lower drive coil 30 is wound in such a way that the one flowing through it Current creates a magnetic field which drives the arc in the direction of arrow 35 in FIG. The other drive coil 28 is wound in the opposite direction, so that the current flowing through it generates a magnetic field which tends to drive the arc in one direction 37, that is, opposite to direction 35.
The coil 30, however, has a much higher number of turns than the coil 28 (e.g. in the ratio 100: 2), which is why the magnetic field generated by the coil 30 is much stronger than that of the coil 28. As long as the two coils have the same current flowing through them, dominates therefore the magnetic field of coil 30 is greater than that of coil 28, which is why the arc is driven in the direction of arrow 35. As explained in more detail below, the coil 30 is short-circuited and thus rendered ineffective when lightning discharge currents flow through the arrester. In this case, the other coil 28 is then able to drive the arc in the direction of arrow 37.
The normal voltage between the rails 10 and 12 and thus the voltage normally existing between the main electrodes 22 and 24 is not sufficient to jump over the main gap 25 and ignite an arc. In the absence of a trigger electrode 32, even overvoltages with an amplitude that is a multiple of the normal operating voltage would be insufficient for a flashover at the main gap 25. However, the voltage required to jump over the main gap is greatly reduced by the triggering electrode 32, at which the same potential is applied as at the main electrode 22.
In order to transfer overvoltages occurring between the rails 10 and 12 to the triggering electrode 32, the latter is connected to the rail 10 via a capacitor 36. Under normal, steady-state operating conditions, the trigger electrode 32 is practically isolated from the rail 10 by the capacitor 36. For an overvoltage wave that occurs, however, the capacitor does not represent any significant impedance, so that practically the entire overvoltage appears at the gap 33 between the triggering electrode 32 and the main electrode 24.
The striking distance of the release gap 33 is selected so that this gap is jumped over before the overvoltage assumes dangerous values. A typical value for the breakdown voltage at gap 33 is 200c "% o of the normal operating voltage between rails 10 and 12.
A resistor 42, which is very small compared to the insulation resistance of the capacitor 36, is connected between the trigger electrode 32 and the main electrode 24. The purpose of this resistor 42 is to keep the trigger electrode 32 and the main electrode 24 practically at the same potential under normal operating conditions, i. as long as no overvoltage occurs between the rails 10 and 12.
In this case, there is a high-impedance current path between the rails 10 and 12, formed from the insulation resistance of the capacitor 36 in series with the parallel connection of the resistor 42 with the insulation resistance of the release gap 33, and the resistances of the switching elements 30 and 20. The resistance of the switching elements 42 , 30 and 20 is very low compared to the insulation resistance of the capacitor 36. Thus, practically the entire normal operating voltage is applied to the capacitor 36 and only a negligibly small part of it is applied to the resistor 42 or to the trigger gap 33 connected in parallel to it.
Keeping the normal operating voltage away from the tripping gap is desirable in order to avoid impairment of the gap and possible false flashovers.
As FIG. 2 shows, the two main electrodes 22 and 24 are held between two insulating plates 45 which form side walls to the gap 25 between the electrodes. The plates 45 are essentially impermeable in the area of the main gap 25 and run approximately parallel to the longitudinal axis of any arc between the electrodes 22 and 24. The plates 45 are made of a material which emits as little gas as possible when exposed to an electric arc, for example aluminum silicate. The plates are pressed against the edges of the electrodes 22 and 24 by means of suitable fastening means, for example by means of insulating bolts 47 which are provided at several points on the edge of the plates 45.
The bolts 47 extend through corresponding bores in the plates 45 and are screwed into a support plate 48. Between the plates 45, each bolt 47 is surrounded by an insulating spacer sleeve 49, which limit the clamping force generated by the bolts. Furthermore, each bolt is surrounded by a further sleeve 50, which determines the distance between the lower plate 45 and the plate 48.
The driving coils 28 and 30 are attached to the outside of the insulating plates 45. The coils are preferably circular, and about three quarters of the circumference of each coil is aligned with the three quarters of the circle of the outer electrode 22, as can be seen in FIG. As mentioned, the coils are connected in such a way that when current flows through the voltage arrester, the current direction is opposite in both coils. The approximate course and direction of the magnetic field surrounding the coil 30 is indicated by dashed lines or arrows 51 in FIG. 2, while the course and direction of the field around the coil 28 are indicated by corresponding lines and arrows 53.
Since the lower coil 30 has a far higher number of turns than the upper coil (e.g. 50 times), its magnetic field 51 is not significantly affected by the presence of the field 53 of the upper coil 28. This magnetic field 51 has a component that traverses the gap 25 in a direction perpendicular to the longitudinal axis of any arc between the electrodes 22 and 24. It is known that a magnetic field directed perpendicular to an arc interacts with the local magnetic field surrounding the arc in such a way that the arc is moved in a direction transverse to its longitudinal axis and transversely to the direction of said external field.
The polarity of the magnetic field generated by the coil 30 is selected so that the displacement force on the arc in the sense of
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Arrow 35 (Figs. 1 and 3) is directed. If an arc is ignited in the flashover region 25a and the coil 30 is connected in series with it, the arc is subsequently driven along the electrodes 22 and 24 in the direction of the arrow 35 into the traveling region 25b of the gap 25.
The movement of the arc in the direction of arrow 35 causes a constant lengthening of the arc corresponding to the increasing width of the gap 25. The increasing lengthening of the arc is accompanied by a corresponding increase in the arc voltage and a decrease in the arc current. When the arc voltage exceeds the voltage applied externally to the main gap, the arc current quickly goes to zero.
If the energy of the overvoltage wave that ignited the arc has been destroyed by the arrester, the arc is extinguished and there is no new flashover at gap 25, whereby the device recovers and normal operating conditions are restored. It is obvious that the highest arc voltage develops when the arc reaches the ends of the electrodes 22 and 24 and curves outward in its central area, as indicated by the line 60 in FIG. 3. In this position the arc has the greatest length.
The arc voltage established at this position 60 also depends on the then remaining energy of the overvoltage wave. If the surge wave has completely subsided at this point in time, the arc voltage will be lower than if the wave still existed, but the arc voltage is in any case still higher than the normal operating voltage and causes the arc current to drop to zero.
It is important that the speed of the arcuate movement is carefully kept under control. If the arc shifts too slowly, the electrode material evaporates so abundantly that the insulating plates 45 are soon coated with the condensate of the metal vapor and the flashover strength between the electrodes is impaired as a result, especially in the critical flashover region 25a, where the gap 25 is narrow .
If, on the other hand, the arc shifts too quickly, the arc voltage builds up so quickly that the flashover region 25a does not have sufficient opportunity to recover and reassume the dielectric strength required to withstand the arc voltage, which also arises when the energy of the Wave is completely destroyed. This can lead to flashovers occurring continuously in region 25a after the overvoltage has already disappeared or even before the arc reaches layer 60. This latter condition causes the stress from the arc to be concentrated on the rollover region 25a. which in turn causes excessive evaporation of the electrodes and the deterioration of the insulating properties of the plates 45 in this area.
In order to avoid these phenomena, sufficient time should elapse before the arc arrives in the end position 60 for the rollover region 25a to recover and to assume sufficient rollover strength to be able to withstand a voltage that is equal to the highest arc voltage, if none residual energy of the surge wave remains.
In a practically tested embodiment, the flashover region 25a has assumed essentially the full original flashover strength again by the time the arc occurs in the layer 60, i.e. more than the flashover strength required to withstand the highest arc voltage when there is no residual energy.
Two other factors that are important to the recovery of the rollover region are the length of electrodes 22 and 24 and their spacing. The electrode length influences the time it takes for the arc to reach the end position 60 and to build up the maximum arc voltage, and the electrode spacing influences the size of the arc voltage and the flashover strength in region 25a.
The resulting arc voltage depends not only on the length of the arc, but also on a number of other folding doors. An important such factor is the type of gas present in the gap. Hydrogen is particularly suitable for the present surge arrester, not only because of its property of generating high arc voltages, but also because of its relatively low dielectric strength. Thanks to this low dielectric strength, the release gap can be dimensioned in such a way that it is jumped over even at low voltages, as is desired to protect the low-voltage system 10, 12 and 14.
Despite the low flashover voltage, however, suitable values of the arc voltage can be achieved with hydrogen in order to control the arc current in the manner described.
For the protection of low-voltage power systems, i.e. those with a normal operating voltage below about 1000 volts, the pressure of the hydrogen is preferably about 254 to 508 mm Hg.
The distance between the insulating plates 45 is also likely to have a considerable influence on the arc voltage that occurs. If this distance is more than about 4.8 mm, a diffuse arc occurs and the resulting arc voltage is very low. On the other hand, if the distance is less than approximately 0.8 mm, the arc cannot move out of the rollover region 25a into the traveling region. This results in excessive electrode heating and vaporization as well as low arc voltage. The preferred distance between the insulating plates 45 is thus approximately 1.5 mm in the regions 25a and 25b and is preferably constant in these regions.
The mode of operation of the surge arrester will now be described below for the case of a surge voltage wave of relatively low energy, assumed to be the switching surge voltage, with a peak voltage that is sufficient for the flashover of the tripping gap and with a total energy that can be destroyed by a single current pulse through the arrester, i.e. less than about 10 Ws. Such an overvoltage causes an arc in the flashover region between the main electrodes 22 and 24, thanks to the aforementioned triggering effect of the trigger electrode 32.
The current flowing through the arc excites the coils 28 and 30, which creates a resulting magnetic field which drives the arc in the direction of arrow 35. This increases the arc voltage and decreases the arc current. Finally, the arc voltage exceeds the value of the voltage applied from the outside to the gap 25, and this causes the arc current to quickly drop to zero, whereby the arc is extinguished. By then, the energy of the switching surge wave is completely
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dig has been destroyed in the arrester and the Thyrite element 20, and there is no wave energy left to re-ignite the arc, which is why the arrangement recovers and assumes normal operating condition.
During the described destruction of the wave, the resistance element 20 helps to limit the current flowing through the gap arrangement; For some applications, however, such a thyrite resistor is unnecessary.
It is now assumed that the energy of the switching overvoltage wave is significantly greater and is, for example, several 100 watt seconds. The arc is then driven out of the flashover region 25a into the end position 60, where it develops a sufficiently high arc voltage to quickly make the arc current disappear. By then, however, only a small part of the wave energy has been destroyed, and the remaining energy causes another abrupt increase in voltage, which causes a new flashover in the region 25a of the main gap, i. causes another arc between the main electrodes.
The first arc may or may not be completely extinguished at this point, but after the ignition of the second arc it will in any case completely disappear. The second arc is driven into position 60 like its predecessor, the arc voltage increasing and the arc current rapidly falling to zero. As a result of the remaining wave energy, the overvoltage ignites a third arc in the flashover region 25a, the second arc disappears, and the third arc goes through the same processes as the previous arc. This sequence repeats itself over and over again until the wave energy is finally completely destroyed.
This can be seen in the fact that the maximum arc voltage that occurs when the last arc arrives in the end position 60 is no longer sufficient to cause a further breakdown in the region 25a, so that the gap prevents further current flow.
The parts 25a and 25b of the surge arrester have essentially the same structure as the parts of the arrester described in the main patent, which are designated with corresponding reference numbers. The way in which the energy of a switching overvoltage wave is destroyed by these parts is described in more detail in the main patent, which description is expressly referred to at this point.
Although the left side 25b of the surge arrester can properly process arcs which are caused by switching overvoltages, this part of the arrester is less suitable for processing lightning surge waves. As mentioned, the current through the arrester caused by a lightning strike is generally composed of two components, namely 1. the lightning discharge current, i. the current caused by the lightning surge wave, and 2. a follow-up current that corresponds to the current of the system that flows through the arrester after the lightning discharge current has passed.
The size of the lightning discharge current is largely independent of the arrester's impedance and can therefore assume very high values. If such an extremely high current were driven in an arc out of the flashover region 25a in the direction of arrow 35 (as in the case of an arc of a switching overvoltage), an excessively high arc voltage would result. Namely, the discharge path between electrodes 22 and 24 on the left side of the flashover region has a relatively high impedance. This high impedance is desirable for arcs in the event of switching overvoltages, because it allows the arc voltage to build up quickly and thus the current to drop rapidly to zero.
The passage of current through this relatively high impedance in the event of switching overvoltages does not generate excessively high voltages on the arrester, because the current in this case is relatively low and is limited by the impedance of the arrester itself. Lightning discharge currents, however, are much larger and practically independent of the arrester impedance. If, therefore, such high currents were to be discharged via the high-resistance path on the left-hand side 25b of the arrester, excessively high voltages would arise across the arrester, which could damage the rectifier system 14.
In order to avoid the occurrence of such high voltages, arcs caused by lightning discharge currents are kept away from the left side 25b of the arrester and driven from the flashover region 25z to a region 25c on the right side. As will be explained in more detail below, region 25c has a relatively low impedance. This means that when high lightning discharge currents pass through this path, there are no excessive voltages on the arrester.
The reason for the relatively low impedance of the right side 25c compared to that of the left side 25b is that the distances between the insulating side walls 45 in the region 25c is greater than in the region 25b. This can best be seen from FIG. 4, which shows a section along the line 4-4 in FIG. As can be seen, the distance between the side walls 45 increases steadily from a relatively small value in the rollover region and reaches a relatively large value towards the end of the electrode 24.
This increasing spacing of the side walls 45 allows an arc traveling in region 25c to enlarge and expand its cross-section, which in turn causes the arc voltage to remain much lower. In other words, thanks to the large distances between the side walls, the region 25c represents a low impedance for an arc driven into this region and carrying the lightning discharge current. In a preferred exemplary embodiment, the distance between the side walls 45 is approximately 1.5 mm in the region 25a to to about 5.1 mm at the end of the inner electrode 24.
In order to drive a high-current arc in the direction of the arrow 37 (FIG. 3) from the flashover region 25a into the low-resistance region 25c, the lower coil 30 is made ineffective by short-circuiting in the manner described below, whereby the fan field 53 of the upper Coil 28 is effective alone in the desired sense. The coil 28 has only a small number of turns compared to the coil 30, which is why its driving effect on the arc is normally greatly exceeded by the opposing magnetic field 51 of the coil 30. If, however, the coil 30 is ineffective, the magnetic field 53 can drive an arc out of the flashover region to the right.
Although the coil 28 has only a few turns, it can generate a sufficiently strong magnetic field 53 because the current through the coil and the arc in this case corresponds to the very high lightning discharge current. A minimal
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The number of turns of the coil 28 is desirable so that its impedance and thus the voltage caused by the lightning discharge current remains low.
In order to make the other coil 30 ineffective during the duration of the lightning discharge current, a short-circuit arcing path 70 is provided parallel to the coil 30. Since both the amplitude and the rate of change of the lightning discharge current are very high and the coil 30 has a relatively large number of turns, the voltage caused by the lightning discharge on the coil 30 quickly assumes a very high value.
This sharply rising voltage is used to cause a flashover at the gap 70, whereupon the lightning discharge current flows away through the gap 70. The short-circuit gap 70 is dimensioned such that it represents a low impedance for the lightning discharge current and the voltage remains limited to a low value for the duration of this current across the gap.
In the illustrated embodiment, the rollover section 70 has two semicircular electrodes 72 and 74, which form a gap 75. The electrode 74 runs outside the electrode 72, and the arc centers of the two electrodes are offset from one another so that the gap at one end of the electrodes is relatively short and steadily lengthened towards the other end. The region in the area of the small electrode spacing is the rollover region 75a. The flashover of the lightning discharge currents occurs in this region, whereupon the resulting arc is driven along the electrodes in the direction of arrow 77 (FIG. 1).
A coil 78 of low inductance is preferably connected in series with the main electrodes 72 and 74 of the flashover section 70, which coil generates the required magnetic field to drive the arc in the direction of arrow 77. This movement of the arc reduces the evaporation of the electrodes caused by the high current arc and enables the flashover strength to be restored in the region 75a more quickly.
In a preferred embodiment, the rollover section serving to short-circuit the coil 30 is provided with triggering means containing a triggering electrode 82 and an insulating intermediate layer 79 for igniting the arc between the main electrodes 72 and 74. The design and mode of operation of these triggering means are essentially the same as with the triggering means 32, 34 of the main gap, which is why it will not be discussed in detail here. The trigger electrode 82 is excited via a capacitor 86, which corresponds to the capacitor 36, which is connected to the trigger electrode of the main gap.
In some cases, however, the triggering means 82, 79 and the capacitor 86 can be omitted. This is because the voltage that arises when lightning discharge currents occur on the coil 30 is usually high enough to immediately cause a flashover in the region 75a between the main electrodes 72 and 74 without the need for the action of triggering means.
As FIG. 2 shows, the electrodes 72 and 74 of the short-circuit arcing section 70 are arranged between plates 80 made of insulating material, which run approximately parallel to the longitudinal axis of any arc between the electrodes. The plates 80 are preferably evenly spaced between approximately 2.5 and 3.8 mm. The relatively large distance between the side walls allows an arc wall in the direction of arrow 77 with an enlargement of its cross section, so that the arc voltage remains low, as was explained in connection with the region 25c of the main gap.
As a result, this region with a relatively large distance between the side walls also represents a low impedance for arcs carrying lightning discharge currents, and when such lightning discharge currents are diverted, therefore, no excessively high voltages arise at the gap 70.
As a rule, the energy of the lightning overvoltage wave is practically completely destroyed at a time in which the arc carrying the lightning discharge current has only been shifted part of the way towards the ends of the electrodes 72 and 74. When the lightning discharge current has dropped to a predetermined value, which is characteristic of the destruction of the energy of the lightning surge voltage wave, the arc in the gap 70 is extinguished.
The subsequent follow-up current then takes its way over the coil 30 and no longer over the gap 70, because the coil 30 represents a very low impedance for this current because of the low rate of change of the follow-up current. Since this impedance for the follow-up current through the coil 30 is far lower than over the gap 70, essentially the entire follow-up current flows through the coil 30 after the lightning discharge current has passed through.
In order to ensure that the impedance for the follow-up current through the short-circuit arcing path is high enough to divert the follow-up current via the coil 30, the distance between the side walls 80 is limited to a value between approximately 2.5 and 3.8 mm, which Values are still considerably greater than the distance between the side walls in regions 25a and 25b of main gap 25.
As soon as the coil 30 carries the follow current, it develops the aforementioned magnetic field 51 in order to drive the arc in the main gap in the direction of arrow 35. This arc in the main gap then also carries the follow-up current. The arc is driven by the magnetic field 51 to the left into the region 25b in which the distance between the insulating plates is small. This means a higher impedance and a higher arc voltage, as a result of which the current through the arrester tends to zero and the arc does not re-ignite, similar to that described in connection with switching overvoltages.
Normally, an arc which carries the follow-up current after the lightning discharge current has passed through can be extinguished before it reaches position 60 (FIG. 3) when it first passes through region 25b.
As FIG. 2 shows, the short-circuit arcing gap 70 is also accommodated in the housing 21 filled with hydrogen. The switching arrangement 70 is preferably arranged below the main gap and supported on a cover 90 of the housing 21 by spacer tubes 91. Fastening screws 92, which are screwed into the cover 90, extend through the spacer tubes 91. These screws 92 also go through the plates 48, which are thus held in place by means of additional spacer tubes 93; the spacer tubes 93 are supported on the upper side wall 80 of the gap arrangement 70. Further spacer tubes 94 are located between the side walls 80 in order to limit the clamping force exerted by the screws 92.
Although the surge arrester described is an effective protection against most types of lightning strikes
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If surge protection is granted, this does not mean that the protective effect is equally good in all situations caused by lightning strikes. A direct impact directly on the protected system can probably result in excessive tension. In some cases, such as electrical railway systems, the parts of the system to be protected are shielded from direct lightning strikes in the vicinity of the system.
The surge arrester described is very well suited for use in such systems, since it has grown in overvoltage situations that arise from lightning strikes in system parts outside the shielded zone. Sometimes lightning strikes occur in neighboring locations in the system and not in the system itself. Such strikes often induce overvoltages which could reach very high values if they were not limited. The surge arrester described is able to effectively limit such surge voltages and protect the system from the effects of such lightning strikes.
In certain applications it is advantageous to connect a capacitor (e.g. about 1 @F) in parallel to the nonlinear resistor 20 in Fig. 1 in order to limit the voltage that occurs at this resistor at the moment of a lightning strike.