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Dispositif pour empécher l'amorçage en retour des redresseurs.
La présente invention se rapporte à des dispositifs pour empêcher l'amorçage en retour des redresseurs, et se rapporte plus particulièrement aux redresseurs à arc à va- peur de mercure à cuve métallique, mais n'est pas limitée à ces appareils.
Après une longue série d'expériences sur la nature et l'origine des causes provoquant les amorçages en retour, on a découvert que quelle:que soit la cause de l'amorçage, elle dure,en général, une très petite période de temps, in- férieure à celle qui pourrait être mesurée par des instruments capables de lire un temps aussi court que dix microsecondes.
Les causes d'amorçage en retour se produisent apparemment au hasard, non pas à intervalles réguliers, mais à des vitesses
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moyennes qui dépendent de la tension imposée, de la dimen- sion et de l'état de l'espace séparant les électrodes entre lesquelles se produit l'amorçage, etc. Un petit pourcentage de ces causes d'amorçage en retour, semble être de plus lon- gue durée que les autres. On a trouvé, toutefois, que prati- quement toutes les causes d'amorçage en retour sont de durée inférieure à 10 microsecondes.
On a découvert que lorsqu'un objet fait ou interrompt un contact avec une anode pendant une période non conductri- ce, c'est-à-dire, lorsque l'anoae reçoit une tension négati- ve, l'établissement ou la rupture du contact constitue une cause d'amorçage en retour, probablement en raison de la pro- duction d'un très petit arc au point de contact. Il semble probable qu'au moins certaines des causes des amorçages en retour dans les redresseurs à arc à vapeur de mercure sont dues à l'établissement ou à la rupture de contacts entre de tres petites gouttelettes de mercure, ou même entre des parti- cules de poussière plus petites, et les anodes inactives.
Quelles que soient les causes des amorçages en retour, il est important d'avoir découvert qu'elles sont de très brève durée, et qu'elles se produisent au hasard.
Un amorçage en retour dans un redresseur peut être analysé comme consistant en deux périodes. La première pério- de est la période d'activité de la cause d'amorçage. Les cau- ses d'amorçage sont habituellement d'une nature inconnue, mais leur effet est de faire tomber momentanément à une valeur , tres basse la tension aux bornes du redresseur (en sens inver- se). Ces causes d'amorçage ne sont probablement actives que pendant une très petite période de temps, estimée par les expériences comme inférieure à de 10-6 à 10-4 secondes. On
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exemple d'une cause d'amorçage est l'établissement ou la rupture de contact avec l'électrode de gouttelettes de mer- cure, ou autres particules, comme on l'a remarqué plus haut.
Avant l'apparition d'une cause d'amorçage en retour, le courant circulant en sens inverse dans l'espace sombre en- tour-ant l'anode est de l'ordre de 10 à 50 microampères, par centimètre carré de surface d'anode, ou d'environ 10 à 50 milliampères pour une anode ayant une surface de 1000 centi- mètres carrés. Ce courant inverse normal dans le redresseur, ou courant de décharge lumineuse, varie considérablement avec les conditions, augmentant très rapidement avec la ten- sion de vapeur (approximativement .comme le carré de la pres- sion) et augmentant également avec les courants allant aux autres électrodes, et avec la tension.
Pendant le bref instant où la cause de l'amorçage en retour est active, le courant inverse dans l'électrode augmen- te rapidement. Par exemple, si le redresseur a pour caracté- ristique 600 volts, 1000 ampères, courant continu, on peut supposer que la réactance du transformateur alimentant une é- lectrode serait d'environ 0,05 ohms, ou l'inductance L =1,32 x 10-4 henrys. La tension inverse maximum serait quelque peu supérieure à deux fois la tension courant continu, soit en- viron 1500 ou 1600 volts. Avec une tension inverse de
E = 1500 volts, la vitesse d'accroissement du courant pendant la période d'activité de la cause d'amorçage sera de
E- 1500 = 1,14 x 107 ampères par seconde.
Pendant des 1,32 x 10-4 -4 périodes d'activité de la cause de 10-6 a 10 secondes, le --courant continu s'élevera à de 11,4 à 1140 ampères.
On arrive alors à la seconde période de l'amorçage en retour, c'est-à-dire la période suivant immédiatement la
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cessation de la cause déterminant l'amorçage. Si le courant en sens inverse s'éleve à une valeur suffisante pendant la période de précipitation (ou d'activité de cause), comme dans l'exemple qui vient d'être donné, où des courants de 11 à 1100 ampères étaient atteints, un arc stable se formera et continuera à exister même après cessation de la cause. Le courant continue alors à croître, et un court-circuit se produit. L'invention a pour but d'empêcher la proauction d'un court-circuit, ou arc s'alimentant lui-même, par suite d'une cause déterminant un amorçage en retour.
Ainsi, si le courant, pendant la période d'activité de la cause ne s'est pas élevé à une valeur suffisante, un arc stable ne peut pas se former. Il change (ou continue) sous forme d'une lueur, et si la tension de cette lueur est plus élevée que la tension d'alimentation aux bornes du re- dresseur, le courant diminue de nouveau, si bien que la se- conde période de l'amorçage en retour, ou la période dans laquelle un arc stable détermine--,un court-circuit, ne se produit pas.
Au point de vue du courant nécessaire pour produire un arc stable, on sait qu'un arc actif, dans un redresseur monophasé à arc à vapeur de mercure, doit absorber au moins 4 ou 5 ampères; en courant continu, sans quoi il sera insta- ble et s'éteindra fréquemment. On sait que, à la pression at- mosphérique, pour la plupart des électrodes de matières dif- férentes, un arc, une fois formé, devient instable, et se transforme en une lueur aux environs de 0,05 ampères.
Il sem- ble raisonnable de supposer qu'une valeur du même ordre de grandeur, peut s'appliquer aux arcs dans la vapeur de mercure à des pressions très faibles, comme aux redresseurs à arc à
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vapeur de mercure, et on peut supposer, de plus, que des cou- rants de décharge lumineuse, d'une valeur légèrement supérieu- re, de l'ordre de 0,1 ampère, ou plusieurs dixièmes d'ampère, ne prendront pas la forme d'un arc, si la cause de l'amorçage en retour cesse avant que le courant ne se soit élevé. Des courants même de l'ordre d'un ampère ou plus formeraient des arcs qui deviendraient instables et s'éteindraient dans une période de temps courte par rapport à la période d'inac- tivité de l'anode.
L'invention consiste donc à prévoir un dispositif formé d'un circuit extérieur pour rendre le courant anodique dans le redresseur trop faible pour pouvoir constituer un arc stable pendant une période de temps, après l'apparition d'une cause d'amorçage en retour, courte par rapport à la durée d'une période d'inactivité normale de l'anode en question.
Conformément à l'invention, chaque anode d'un redres- seur est placée en série avec un circuit externe tel qu'il maintiendra le courant inverse à une valeur qui ne permettra pas la formation d'un arc auto-alimenté, ou stable, pendant la durée de la cause d'un amorçage en retour. Ce circuit ex- terne peut comprendre des réactances saturées, ou des réactan- ces accouplées saturées, soit seules, soit associées à des dispositifs de shuntage, comme une résistance, un condensa- teur,ou un parafouare connectés entre les électrodes entre lesquelles se produit l'amorçage, ou tout autre dispositif qui jouera le rôle d'un redresseur momentané (ou permanent) pour remplacer, pendant des périodes de temps de l'ordre de 10-6 à 10-4 secondes, le redresseur principal, qui ne peut remplir sa fonction de redressement,
et pour empêcher le cou- rant inverse dans le redresseur principal, pendant ces périodes
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de non fonctionnement, de devenir suffisamment grand pour produire un arc stable ; oudes dispositifs pour réduire le courant inverse à une valeur qui ne pourra maintenir un arc environ 10-4 secondes après l'origine d'une cause d'amorçage en retour.
Lorsque ces circuits externes consistent en des ré- actances, comme dans les exemples particuliers de l'invention représentés aux dessins annexés et décrits plus loin, une at- tention spéciale doit être donnée au mode de construction des réactances, non seulement pour déterminer leur saturation à des courants de l'ordre d'un ampère, mais aussi pour avoir un effet de courant de perte momentané, du même ordre de gran- deur, ou même inférieur, si l'on considère les courants dans les enroulements de la réactance. Comme la réactance est sa- turée pour un courant aussi faible, elle est énormément sur- saturée pour les courants de charge normaux de, mettons 800 ampères, de sorte que sa réactance de pleine charge est très petite, évitant ainsi un effet nuisible sur la courbe de ré- glage du redresseur.
En exceptant peut-être le cas où l'on utilise des réactances couplées, il est ordinairement dési- rable d'adopter des mesures pour réduire autant que possible la réactance en pleine charge, en utilisant une réactance spéciale, qui sera décrite plus loin.
L'invention permet de modifier radicalement les caractéristiques du redresseur lui-même, de manière à utili- ser un redresseur extrêmement mauvais, ou même un redresseur inutilisable jusque là, ou même un redresseur qui aurait une ou même plusieurs causes d'amorçage en retour pendant chaque demi-période, en combinant, avec un tel redresseur, un dis- positif à circuit externe, conforme à l'invention, qui empê- chera toute (ou presque toutes) cause d'amorçage en retour
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de produire un court-circuit à l'intérieur du redresseur.
De cette manière, le prix de revient et l'encombrement des redresseurs '.sont très notablement réduits, tandis que la fréquence d'amorçage en retour, au lieu d'être de 3 à 4 fois par mois, comme dans les redresseurs actuels commerciaux à arc à vapeur de mercure à cuve métallique, peut être réduite à des valeurs beaucoup plus faibles.
Pour que l'invention soit mieux comprise, on en dé- crira maintenant à titre d'exemple, et en référence aux des- sins annexés, plusieurs modes de réalisation. Aux dessins:
La fig. 1 est une vue schématique d'un redresseur, utilisant, conformément à l'invention, des réactances saturées spéciales connectées aux anodes.
Les figs. 2 et 3 sont des courbes représentant les caractéristiques des réactances représentées à la fig. 1.
La fig. 4 est une section droite d'une branche de la réactance, la coupe étant faite suivant le plan IV-IV de la fig. 1.
La fig. 5 est une vue schématique des circuits et ap- pareils, montrant l'utilisation de réactances couplées, avec un redresseur multiphasé à arc, à vapeur de mercure, et à cuve métallique.
Les figs. 6,7 et 8 sont des vues montrant l'utilisa- tion de parafoudres, résistances, et condensateurs, respecti- vement, pour s'ajouter à l'action des bobines de réactance.
La fig. 8 montre encore, en coupe, un type de redresseur non conventionnel pour illustrer le fait que l'invention permet d'utiliser des redresseurs ayant de très mauvaises caracté- ristiques.
La fig. 9 est une section droite d'une variante de réalisation de la réactance conforme à l'invention.
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La fig. 10 est un schéma des caractéristiques de la réactance représentée à la fig. 9.
La fig. 11 est une courbe ,montrant l'effet de la capacitance entre les spires de l'enroulement sur la réactan- ce, dans un cas peut-être exagéré de cet effet de capacité et
Les figs. 12, 13, 14 et 15 sont des vues plus ou moins schématiques montrant quatre dispositifs pour vaincre les effets de la capacité entre spires, ou des spires au noyau de fer, de manière à pouvoir accomplir les buts de l'invention, dans des réactances qui seraient défectueuses sans cela, en raison des courants de capacitance.
A la fig. 1, l'invention a été représentée dans son application à un redresseur à arc à vapeur de mercure biano- dique,qui peut être soit à cuve métallique, soit à am- poule ae verre. L'invention, sous san aspect le plus général, n'est pas limitée à ce nombre d'électrodes, ni aux circuits externes du redresseur, que ces circuits soient redresseurs ou inverseurs, ni à un fonctionnement en monophasé, triphasé, hexaphasé, ou dodécaphasé, l'invention n'est pas non plus limitée à un type de redresseur qu'il soit à arc à vapeur de mercure, ou tout autre type de redresseur utilisant des élec- trodes dissemblables, ou tout autre redresseur dans lequel les causes d'amorçage en retour du de court-circuit sont de courte aurée, et dans lequel le court-circuit ne peut pas se former ou continuer,
à moins que le courant inverse n'ait atteint une certaine valeur prédéterminée pendant la durée de la cause de l'amorçage en retour. Par "électrodes dissembla- bles" on envisage, non seulement des électrodes en matières A
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différentes, comme mercure et fer ou mercure et carbone, mais encore des électrodes de même matière mais qui diffèrent par leur forme, leur température, leur pouvoir émetteur d'élec- trons, ou par d'autres caractéristiques donnant au redresseur sa propriété de conductibilité asymétrique du courant.
On a donc représenté à la fig. 1, à titre d'exemple, un redresseur à arc à vapeurde mercure 16, comprenant un ré- cipient fermé dans lequel a été fait le vide 17, une cathode en mercure 18, deux anodes 19, deux conaucteurs positif et négatif de courant redressé 20 et 21, une source de courant alternatif 22, et une réactance construite spécialement 23 sur le conducteur d'anode, en série avec chacune des anodes 19 *Chaque réactance de conducteur d'anode 23 comprend un noyau feuilleté 24, de forme annulaire de préférence, sur le- quel est enroulé un câble isolé 25 ayant un nombre de spires suffisant pour donner les caractéristiques désirées, comme on le verra plus loin,
et de densité de courant suffisante pour pouvoir supporter les courants de pleine charge ae l'ano- de à laquelle il est connecté.
Les réactances 23 sont uniques car elles sont desti- nées à être saturées pour un courant extrêmement faible, de l'ordre d'un ampère, ou environ un millième du courant normal en pleine cnarge de la réactance. Les réactances supportent des courants de l'ordre ae 800 à 1000 ampères dans un sehs.
Le courant inverse en fonctionnement normal est de l'ordre de 10 à 50 milliampères.
Le type de la courbe de saturation du noyau aimanta- ble 24 d'une telle réactance est représenté à la fig. 2, dans laquelle on considère soit l'induction magnétique B, en gauss par centrimetre carré du fer, soit le flux soit B fois la
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surface A du noyau de fer, en fonction de la force magnétisan- te H ; en gilberts par centimètre de longueur du noyau, ou en ampères tours IT. Les relations entre B et et entre H et IT sont les suivantes:
B =A (1)
H=0,4IT/1 (2) où ! est la longueur du noyau en centimètres. La courbe d'ai- mantation est une caractéristique de la matière aimantable utilisée pour le noyau, et est une constante connue pour cha- que matière, ou qualité de fer ou d'acier, ou alliage de fer, existant sur le marché.
Un cycle d'hystérésis étroit, comme celui qui est représenté à la fig. 2, peut être obtenu en faisant varier la force magnétique H ou IT sur une échelle suffisamment petite.
Conformément à l'invention, on ajuste la saturation du noyau aimantable pour un courant dans la bobine de 1 am- père, environ, l'écartement du courant de saturation de cette valeur étant étudié plus loin. Il serait peut-être plus cor- rect de dire que le courant coercitif 27 (à. la fig. 2). ou le courant inverse nécessaire pour réduire le magnétisme ré- manent 28 (Fig;. 2) à zéro, est voisin d'un dixième d'ampère.
Pour déterminer une réactance conforme à l'invention, en s'occupant particulièrement, pour le moment, des courants magnétisants ae cette réactance, c'est-à-dire en négligeant pour l'instant les courants de perte, on détermine d'abord la variation de flux ou d'induction magnétique B, qui peut être admise dans le noyau de la réactance, pendant la durée d'ac- tivité d'une cause d'amorçage en retour, ou pendant la durée d'activité de la plus longue cause d'amorçage pour laquelle la réactance doit être déterminée. Cette variation de flux
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ou d'incution,peut aller du point 28 sur le cycle au point 29, 30 ou même 31, ou toute valeur intermédiaire, suivant le facteur de sécurité qui doit être observé pour une seconde ou une troisieme cause possible d'amorçage en retour dans chaque demi-cycle donné.
La valeur de la variation de flux ou de la variation d'inauction B, est alors lue sur le cycle d'hystérésis qui est connu pour chaque échantillon de matiere magnétique.
Il faut ensuite considérer la tension Inverse à la- quelle le redresseur doit pouvoir résister. Cette tension, pour un redresseur de 600 volts, peut être prise, par exemple, égale à 1600 volts au maximum. Si cette tension est Imprimée à la réactance
E = AT x 10-8 (3) ¯t où¯B est la variation totale d'induction admissible dans le temps ¯t, qui peut être pris égal à 10-4 secondes, ou 10-5 secondes, ou même moins, suivant le nombre d'amorçages en retour non supprimés qui peuvent être tolérés dans un inter- valle de temps donné, comme une année, ou un certain nombre d'années.
On a ainsi deux équations 2 et 3 pour résoudre trois inconnues, qui sont, le nombre de tours T, la longueur de noyau moyenne 1., et la section du noyau A. Il est donc facile de déterminer une réactance conformément à ces deux équations.
Par exemple, on pourrait imposer la condition de n'utiliser qu'une seule couche de spires sur le noyau 24, et de faire le noyau de forme circulaire, et aussi petit que possible. En d'autres termes, les côtés intérieurs des spires se toucheront, et toucheront la périphérie -intérieure du noyau. De cette manière la réactance de fuite est réduite à
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un minimum, et par suite, la réactance sera minimum pour un courant de pleine charge, ayant une influence minimum sur le réglage du redresseur, ce qui est habituellement désiré.
Ceci donne une troisième conaition qui fixe les trois incon- nues T, 1 et A.
Ainsi,
1=Ò(Td+d=ÚA) (4) Ò où d est le diamètre extérieur total du câble isolé qui constitue l'enroulement de la réactance. Cette formule sup- pose que le noyau a une section droite carrée, donnant ainsi une épaisseur radiale du noyau égale à ÚA. Si l'on utilisait une section de noyau rectangulaire, un facteur de multipli- cation approprié devrait être appliqué au terme ÚA dans l'é- quation (4).
La solution des trois équations simultanées (2), (3) et (4) donne: T3/2. ÒdHT1/2-ÒHE1/2 (¯t)/¯B)1x104 = 0 (5) 0,4Ò1-dH 0,4ÒI-dH (¯B) qui peut être résolue en Il/2, fixant ainsi le nombre de spi- res T. En substituant la valeur de T dans les équations (2) et (3), respectivement, on obtient la longueur 1 du noyau en centimètres, et la surface de section A en centimètres carrés.
Comme autre dispositif pour réduire la réactance en pleine charge (en plus de l'utilisation d'une couche de spires unique), on préfère construire le noyau de ces selfs, telles que les réactances 23 de la fig. 1, en utilisant les plaques annulaires estampées continue, de manière à éviter les très petits entrefers entre les joints dans ces feuilles.
De même, pour réduire encore la réactance de ces selfs lorsque le redresseur est charg'é, il est désirable de faire aussi gran=
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de que possible la variation de flux, telle que 28-29, 28- 30, 28-31, pendant la durée de la cause d'amorçage en retour la plus longue. Ceci provient de ce que la réactance est don- née par la pente du cycle d'hystérésis, et il est désirable d'avoir un rapport aussi grand que possible entre la réactan- ce efficace pendant la période de durée de la cause d'un amor- çage en retour, et la réactance efficace lorsque le redresseur est en charge. ::Ce rapport peut être aussi élevé que 200 ou 300, ou considérablement plus, par une construction'appropriée de la réactance.
Après avoir obtenu des réactances exécutées confor- mément aux principes qui viennent d'être énoncés, et après avoir essayé ces réactances au moyen d'un oscillographe à rayons cathodiques, on a observé la circulation d'un courant pratiquement instantané de l'ordre ae plusieurs ampères aus- sitôt que la réactance est mise sous tension, simulant les conditions de fonctionnement réel, lorsque la chute de ten- sion dans le redresseur, en raison de la continuation de la cause de l'amorçage en retour, détermine l'application soudai- ne aux bornes de la réactance de la tension qui existait au- paravant dans le redresseur.
La caractéristique de temps du courant de la réactance était de la forme générale représen- tée à la fig. 3, la pente de la partie horizontale de la courbe, après l'établissement initial du courant, étant légè- rement supérieure à la pente correspondant à la réactance calculée de la self, en raison de l'effet des courants de perte, jusqu'à ce que le flux dans la réactance soit suffisant pour saturer le noyau de fer dans le sens négatif, auquel moment la courbe dévie subitement vers le haut, à un temps de l'ordre de 30 à 40 microsecondes.
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Ces courants de perte introduisaient un nouveau problème dans le calcul de ces réactances, qui n'était pas prévu quantitativement, puisque les courants de perte sont généralement négligés dans le calcul des réactances de trafis- formateurs et des selfs. En raison de la,petitesse des courants envisagés pendant la durée de la cause-de 2'amorçage en re- tour, et en raison de la rapidité du passage dans la période de temps très courte pendant laquelle la réactance est acti- ve, ces courants de perte, principalement dans le fer feuil- leté, ont ainsi un effet notable sur le fonctionnement de la réactance.
La composante de courant correspondante dans la bobine 25 due aux courants de perte dans le noyau 24, est donnée par l'équation
Io=a.Elb2/4AeT (6) où a est un coefficient qui tient compte de l'effet Kelvin des courants de perte dans le fer, b est l'épaisseur des lames du noyau en centimètres, et e est la résistivité du fer en unités absolues. Le coefficient a n'est pas une constante en général, mais varie avec le temps. Pour obtenir 1o,il peut être pris comme constant et déterminé expérimentalement.
Il est supposé de l'ordre de 0,01 à 0,1 suivant l'épaisseur des lames de fer constituant le noyau.
Afin de réduire,la valeur maximum de la composante 1o du courant de perte à une valeur voisine du même ordre de grandeur que le courant coercitif I, ou même inférieur, on réduit très notablement l'épaisseur des feuilles du noyau, et dans ce but, il est préférable d'utiliser un alliage, connu sous la marque d'"Hypernik" et qui est un alliage d'en- viron 50 % de nickel, 50 % de fer et des quantités variables
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de manganèse, allant jusqu'à 1 %, au lieu de l'acier au sili- cium qui avait été utilisé tout d'abord. La première réactan- ce était formée de feuilles d'un métal :utilisé communément pour la constitution des réactances à noyau de fer, c'est-à- dire des feuilles d'acier au silicium ayant une épaisseur de 0,035 centimètres. Les courants de pertes étaient beaucoup trop élevés.
On a ensuite formé une réactance avec un noyau en même métal mais laminé en feuilles d'une épaisseur de 0,0125 centimètres. Les courants de perte étaient encore trop forts. Comme c'était la limite pratique inférieure d'épaisseur à laquelle peut-être laminé l'acier au silicium, on s'est alors adressé à l'hypernik, laminé en feuilles d'une épaisseur de 0,005 centimètres. On croit pouvoir utiliser des feuilles encore plus minces.
Comme les courants de perte augmentant rapidement aussitôt qu'il y a des courants circulant entre les feuillets du noyau, il est nécessaire d'observer des pré- cautions précises dans l'isolement des feuillets entre eux, ce qui peut être fait par exemple au moyen de silicates de potasse et de soude ou de tout autre revêtement isolant bien connu des constructeurs d'appareils électriques.
Inéquation 6 pour la composante de Perte 1o du cou- rant dans la bobine, est écrite en supposant carrée la section droite A du noyau de fer. Si l'on utilisait une section rec- tangulaire, ce qui est très probable en pratique, un facteur de multiplication doit être utilisé avec A, comme on l'a in- diqué plus haut à propos de l'équation (4).
Il faut remarquer que le courant de perte peut être réduit, en réduisant la longueur moyenne e du circuit magnétique, ce qui peut être réalisé en utilisant une surface rectangulaire A, dont la plus petite dimension est disposée radialement, introduisant
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aussi ainsi un facteur de multiplication (plus grana que 1 dans le rapport de la longueur à la largeur du rectangle) dans le dénominateur de l'équation (6), réduisant encore ainsi le courant de perte 1o, Le courant Io peut également être ré- duit rapidement en diminuant l'épaisseur b des feuillets du noyau, le courant étant réduit proportionnellement au carré de l'épaisseur. Le courant de perte peut également être ré- duit en choisissant un fer de résistivité élevée.
Le courant de perte peut encore être réduit en choisissant une bobine, ayant le plus grand nombre de tours ou spiresTpossible.
P,ar les différents moyens qui viennent d'être énu- mérés, le courant de perte peut être amené à une valeur assez basse pour que l'échelle du courant à la fig. 3 soit réduite à un point où le courant 33, à un instant prédéterminé quel- conque, tel que 30 ou 40 microseconaes, peut être de l'ordre d'un dixième d'ampère, ou de quelques dixièmes d'ampère.
A la fige 4 qui représente une section droite de la résistance 23, il a été impossible de représenter les feuillets métalliques 24 aussi minces qu'ils le sont réelle- ment, car les traits seraient trop rapprochés pour être vi- sibles.
On remarquera que les temps mentionnés jusqu'ici, en particulier de 1 à 100 microsecondes, sont très courts com- parativement à la durée d'une demi-période d'un courant à 60 périodes, qui est de8', 330 microsecondes.
On a représenté à la fige 5 un système redresseur dans lequel de multiples anodes sont connectées à la même bor- ne de transformateur, et sont connectées entre elles au moyen de réactances couplées. Ainsi, le redresseur à cuve métalli- que indiqué très schématiquement en 35, comporte douze anodes
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36 à 47, alimentées par le secondaire hexaphasé en étoile 48 d'un transformateur 49 ayant un primaire triphasé en tri- angle 50. Les anodes sont connectées par paires, aux bornes secondaires respectives du transformateur, par l'intermédiai- re des réactances couplées 51 conformes à l'invention, Ainsi, les anodes 36 et 42 sont connectées aux bornes de la bobine de la réactance 51, et le point moyen de cette bobine est con- necté à la borne secondaire appropriée.
Cette réactance couplée est déterminée, conformément aux principes déjà indiqués, de manière à limiter le courant chaque fois qu'une cause d'amor- çage en retour agit par rapport à une des anodes, à une va- leur qui ne produira pas un arc stable après la terminaison de la cause de l'amorçage en retour, qui, comme on l'a vu plus haut, se produit, pratiquement toujours, en beaucoup moins de 10 microsecondes.
L'avantage de la connexion des réactances couplées représentée à la fig. 5, apparaîtra dans les considérations qui vont suivre. Un amorçage en retour est un phénomène qui se produit rarement dans la plupart des redresseurs. Même dans un très mauvais redresseur, dans lequel une anode subit un amorçage en retour en moyenne une fois par heure, qui serait absolument inutilisable comme redresseur commercial, l'anode fonctionne d'une manière satisfaisante pendant 216.000 opérations ou périoaes pour une période défectueuse.
Si, au lieu d'une anode, on utilisait deux anodes en parallèle, les chances d'amorçage en retour des deux anodes dans une demi- période donnée quelconque de ce redresseur seraient de (216.000)2, ou un tel amorçage en retour double ne se produi- rait qu'à une fréquence d'une fois en 216.000 heures, ou en- viron 30 ans, ce qui serait l'intervalle moyen entre deux
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occasions d'amorçage en retour de chacune des deux anodes couplées, dans la même demi-période.
Les chances d'amorçage en retour simultané dans les deux circuits d'anode à la fois sont beaucoup plus rares, en raison de la très petite durée d'une cause d'amorçage en retour, et en raison du fait que la nouvelle réactance 51 ne permet/pas- à un arc de suivre cette cause d'amorçage pen- dant le reste de la demi-période. Ainsi, si la réactance cou- plée peut éliminer un amorçage en retour naissant, pendant un millieme de demi-période, les chances contre l'apparition de causes d'amorçage en retour simultané dans les deux cir- cuits d'anode couplés dans le même millieme de demi-période donnée quelconque, sont un million de fois plus rares que dans les cas qui vienneht d'être envisagés.
L'avantage que présente l'usage d'une réactance couplée 51, sur l'usage de la réactance à self inductance 23, est que ces réactances couplées, ou transformateurs équili- brés, permettent le passage libre du courant aux anodes, aus- si longtemps que les courants sont divisés également. Il y a donc ainsi peu d'opposition au passage du courant dans les anodes pendant la partie conductrice normale de la période, comme les deux anodes couplées peuvent porter le courant en même temps. Le problème de la .limitation de la réactance en pleine charge à une valeur aussi faible que possible, peut éviter une cnute trop rapide de la caractéristique de la tension en fonction de la charge du redresseur, comme dans le systeme représenté à la fig. l, est ainsi évité dans le circuit de réactance couplé de la fig. 5.
Il est possible d'utiliser des réactances à spires multiples et même des réac- tances dont les noyaux présentent des entrefers.
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La nouvelle caractéristique de la réactance couplée 51 est qu'elle se saturera pour un courant voisin d'unanpère, soit un millième du courant de pleine cnarge, environ, et que le courant initial circulant à l'instant de l'application de la tension inverse maximum du système redresseur, est du même ordre de grandeur, comme on l'a déjà indiqué dans la aiscus- sion des effets des courants de perte.
La quantité de courant à laquelle la réactance per- met de se former pendant un intervalle de temps prédéterminé quelconque, tel que 10 microsecondes, n'est pas une valeur fixe et invariable, mais peut varier, dans des limites raison- nablement larges, suivant le degré de perfection de fonction- nement requis, ou économique à établir. Ainsi, par exemple, il ne serait peut-être pas économique d'effectuer des dépen- ses additionnelles pour empêcher un redresseur ae subir un amorçage en retour, une fois en cent ans, contrairement à une fois en vingt ans.
Parfois, afin d'utiliser des réactances de dimensions et de prix relativement faibles, il est possible d'empêcher la production d'un amorçage en retour dans une pro- portion relativement petite des causes d'amorçage, plutôt que d'exiger un pourcentage de 99,999 % ou,'quelque chose d'appro- chant.
Dans tous les cas, il n'est pas possible avec des réactances de dimensions pratiques, d'empêcher le courant in- verse de croître pendant la durée de la cause de l'amorçage en retour, jusqu'à une valeur égale à plusieurs fois la va- leur normale de 10 à 50 milliampères. Après disparition de la cause déterminant l'amorçage en retour, ce courant augmenté doit continuer à parcourir la réactance pendant un temps court. en raison de l'inductance. Cette circulation de courant,
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dans le redresseur, prendra la forme d'une décharge lumineuse à tres haute tension.
Cette tension élevée est non seulement répréhensible en elle-même, car elle peut endommager l'isole- ment, mais ce qui est encore plus important, elle augmente le danger de l'apparition d'une seconde cause d'amorçage en re- tour, avant la réduction du courant inverse dans le redresseur à une valeur voisine de la valeur normale, car on a trouvé que la fréquence de l'apparition de causes engendrant des amor- çages en retour croft très rapidement lorsque la tension aug- mente. L'apparition d'une seconde cause d'amorçage en retour, tandis que le courant dans la réactance est élevé, permet à ce courant de croître encore, et augmente ainsi notablement la probabilité du développement a'un arc et d'un court-circuit.
On préfère donc utiliser des dispositifs limiteurs de tension, pour maintenir la tension aux bornes du redresseur à une valeur modérée après disparition de la cause de l'amor- çage en retour. Ce dispositif limiteur de tension peut être une valve, telle que celle qu'on utilise dans les parafoudres, ou une résistance, ou un condensateur. Il peut être simplement connecté entre les bornes du courant alternatif (les anodes) s'il n'est efficace qu'en courant alternatif, ou il peut 'être connecté entre chaque anode et la cathode.
A la fig. 6, le dispositif limiteur de tension est représenté sous la forme d'un groupe de parafoudres 53 con- nus sous la marque "Autovalve", ayant une borne commune qui est connectée au neutre du secondaire 54 du transformateur, et ayant leurs autres bornes connectées aux anodes respecti- ves 55. Des réactances 56 limitant le courant inverse, comme on l'a déjà décrit, sont brancnées dans les conducteurs d'a- limentation des anodes. Au lieu de l'"Autovalve" 53, tout type approprié de valve limitant la tension ou de parafoudre
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peut être utilisé.
A la fig. 7, le dispositif limiteur de tension a été représenté sous la forme de plusieurs résistances 58 qui sont connectées entre la cathode de mercure 59 et les anodes res- pectives 60 d'un redresseur à arc à vapeur de mercure, à anodes multiples et à cuve métallique, des ,réactances de conducteur d'.anode individuelles 62 étant utilisées comme ce- la a déjà été décrit.
Ainsi, si la tension inverse maximum de 1600 volts ne doit pas être dépassée, et si la résistance de shuntage 58 doit être traversée par un courant de 0,05 ampères afin de réduire le courant anodique de aécharge lumi- neuse à 50 milliampères ou 0,05 ampères, immédiatement après la cessation de la cause de l'amorçage en retour, et pendant que le courant dans la réactance est encore de 0,1 ampère, soit
0,05 ampères de plus que le courant inverse maximum normal dans le redresseur, la résistance ae shuntage doit avoir une valeur d'environ 32.000 ohms,ce qui résulterait en une perte d'énergie très insignifiante.
On a représenté à la fig. 8 le dispositif limiteur de tension sous la forme d'un condensateur 64 qui est shunté entre l'anode et la cathode du redresseur à protéger, la ré- actance 65 du conducteur d'anode étant utilisée comme on l'a vu plus haut. La fig. 8 montre encore une caractéristique im- portante de l'invention, c'est-à-dire que des redresseurs autres que les redresseurs normaux, ou de types conventionnels peuvent être utilisés avec l'invention. Ceci peut être expli- qué comme suit:
La fréquence de l'apparition des causes d'amorçage en retour semble augmenter avec la densité du courant en ions µpositifs aux électrodes supportant la tension inverse.
Pour cette raison, la pratique était d'utiliser des pressions fai-
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bles de mercure, des écrans, des déflecteurs, des grilles, etc..., car tous ces dispositifs réauisent le courant d'ions positifs aux anodes inactives. Des écrans ont également été nécessaires pour empêcher des gouttes de mercure de venir heurter les anodes inactives, comme tout contact semblable est une cause d'amorçage en retour. L'usage de déflecteurs, écrans, etc... présente toutefois l'inconvénient d'une élé- vation tres considérable de la chute de tension normale à l'arc, diminuant ainsi le rendement du redresseur, tout en augmentant matériellement le volume ou les dimensions de ce redresseur.
Si les causes d'amorçage en retour sont empêchées de produire des courts-circuits par les dispositifs décrits plus haut, les écrans et les déflecteurs ne sont plus néces- saires, et il devient possible d'obtenir une tension lumineuse élevée entre une anode inactive et la cathode, en rapprochant les anodes et la cathode, c'est-à-dire en disposant la catho- de à l'intérieur de l'espace obscur entourant l'anode, qui était de l'ordre de 10 à 20 centimètres, suivant la tension de la vapeur, le courant dans les autres électrodes, et la tension.
On peut ainsi utiliser la construction représentée à la fig. 8, consistant en une anode plate unique 66, et en une masse de mercure 67 contenue dans un godet de mercure plat 68 qui est isolé de l'anode par un anneau de porcelaine 69, le tout étant hermétiquement scellé, le vide étant fait par l'intermédiaire d'un raccord à pompe 70. Un dispositif d'entretien de tout type désiré ou préféré peut être utilisé, comme Indiqué en 71, les détails de ce dispositif ne faisant pas partie de la présente invention. L'anode et la cathode
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peuvent être refroidies toutes deux par un dispositif appro- prié bien connu des spécialistes, de sorte qu'elles peuvent toutes deux fonctionner à une température relativement basse, d'environ 35 C dans les parties métalliques.
Puisqu'il n'y a plus à craindre de choc de gouttelettes de mercure, en raison de la nouvelle réactance 65 limitant le'courant inver- se, et du nouveau dispositif limiteur de tension 64, cette construction compacte un redresseur à anoae unique est rendue possible en produisant un redresseur extrêmement efficace.
11 est évident qu'un nombre quelconque de ces redresseurs peut être utilisé pour un fonctionnement en polyphasé.
La fig. 9 représente untype de self-inductance ou réactance, utilisant un noyau de section réduite sur une par- tie de sa longueur, comme on le voit en 73. On remarquera, en étudiant les équations données plus haut pour le calcul de la réactance, que la section droite du noyau devait être fai- te grande pour satisfaire aux conditions imposées au point de vue du fonctionnement, lorsque le courant inverse était de l'ordre d'un dixième d'ampère.
En ayant une petite partie de la longueur totale de section droite réduite,,les relations entre B et H, à cet instant de circulation du courant coerci- tif d'un dixième d'ampère, ne sont pas matériellement chan- gées de ce qu'elles seraient si le noyau n'avait pas été réduit en section droite en 73, mais la relation entre B et H pour des courants de saturation très élevés, ne sera presque dé- terminée que par la saturation de la section réduite 73.
Ainsi, à la fige 10, si la plus grande courbe 74 re- présente la caractéristique de saturation de la plus grande section droite, et si la plus petite courbe 75 représente la caractéristique de saturation de la section réduite, la courbe
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de saturation du noyau représenté à la fig. 9 s'incurve d'une courbe à l'autre, comme on le voit en pointillés 76 à la fig. 10. Il est désirable, dans ce type de réactance, d'accumuler le plus grand nombre possible de spires de l'en- roulement 77 autour de sa section réduite 73, afin d'aider à la saturation de cette section pour un courant très faible.
Grâce à la disposition représentée à la fige 9, la valeur de la réactance, pendant le passage des courants de charge nor- maux, peut être rendue plus faible que si le noyau de section uniforme avait été utilisé.
En général on a trouvé que l'effet de capacitance entre les spires de l'enroulement est tout à fait négligeable.
Dans des types extrêmes de réactances utilisant l'invention, on prévoit que la capacité distribuée de l'enroulement peut rendre impossible de limiter le courant à, par exemple, 0,05 ampère pour 10-4 secondes, car cette capacité distribuée per- met à l'intensité du courant d'être variable suivant les spi- res de l'enroulement.
Si une cause d'amorçage en retour apparaît, la spire finale de l'enroulement se décharge la première. Pour cette spire terminale, l'inductance, en raison de sa proximité du noyau de fer, est très petite, et l'opposition au passage du courant est pratiquement celle qui correspondrait à une impédance d'impulsion qu'elle aurait si elle était un con- ducteur rectiligne de même section et à la même distance d'une matière conductrice mise à la terre. C'est-à-dire l'impédance initiale pour la décharger peut n'être que-de quelques centaines d'ohms.
Ainsi, lorsque la décharge pénètre dans la bobine, l'effet magnétique mutuel des spires entre en jeu, et l'impédance croit, jusqu'à la valeur élevée cor-
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respondant à l'inductance normale de la bobine, lorsque la décharge a complètement pénétré dans la bobine. Ceci se pro- duit pendant une demi-période de l'oscillation de la bobine.
Après cette période, la bobine sera trop déchargée, et il se produira des oscillations qui seront d'ordinaire rapidement amorties.
A titre d'exemple, on considère une bobine ayant une inductance de 1 henry lorsqu'elle n'est pas saturée, et une période naturelle de 104 cycles. L'impédance initiale peut être de 500 ohms. On suppose qu'on imprime subitement une tension de 1500 volts à cette bobine. Son inductance nor- male déterminerait la croissance du courant à la vitesse de 1500 = 1500 ampères par seconde, de sorte que, au bout de
1 10-4 secondes,le courant ne serait de 0,15 ampère. L'impédan- ce transitoire, toutefois, donne un courant initial de 1500 = 3
500 ampères, qui s'amortit à une valeur comparable à la fraction d'ampère que laisse passer l'impédance normale, mais seulement après plusieurs fois 10-4 secondes.
Ainsi, le but de la bobi- ne, consistant à maintenir le courant au-dessous de 0,05 am- pères pour 10 secondes n'est pas rempli, comme '-le montre la courbe du courant en fonction du temps (fig. 11).
Comme on l'a déjà dit, il n'a pas encore été trouvé nécessaire actuellement de tenir compte de ces courants de capacité transitoires, mais on suppose que, dans les perfec- tionnements futurs de la présente invention, et dans son ap- plication à de nouveaux et plus difficiles problèmes de re- dressement,on sera :obligé de considérer ces effets. Les figs. 12, 13, 14 et 15 montrent différente dispositifs pour vaincre les effets nuisibles de la capacité entre les spires de la bobine.
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A la fig. 12, l'impédance momentanée du conducteur équivalent (développé rectilignement) est rendue élevée en enveloppant chaque spire de la bobine de matière magnétique..
Le noyau est alors sous la forme de plaques annulaires 78 comprenant des encoches 79 et 80 sur ses périphéries intérieu- re et extérieure. Les plaques 78 sont entassées en une pile de hauteur appropriée, la bobine étant alors enroulée autour de la pile, chaque côté de spire reposant dans une des enco- ches. Le circuit magnétique de fer, autour de chaque coté de spire est alors fermé par des piles intérieures et extérieu- res 81 et 82 de feuilles annulaires continues, et, si cela est nécessaire,par des plaques additionnelles (non représentées) pressées en position verticale ou autre contre les têtes de bobines plates non protégées.
En enveloppant chaque spire d'une matière magnétique de perméabilité l'impédance transitoire initiale est mul- tipliée: à peu près par le facteur Ú Ainsi, siÚ est 10D00, l'impédance initiale est multipliée à peu pres par 100.
La fig. 13 montre un autre dispositif pour limiter l'effet des courants de capacité transitoires. Comme on le voit dans cette figure, la bobine est déterminée de telle sorte qu'une distribution uniforme du potentiel le long des spires de la bobine ne déterminera pas l'apparition d'une charge électrique sur les spires de la bobine. Ainsi, comme on le voit schématiquement à la fig. 13, un enroulement 84 est logé entre le noyau 85 et un écran conducteur tubulaire 86. Une extrémité de la bobine est connectée au noyau,en 87.
Les premières spires de la bobine sont enroulées très près du noyau et les spires suivantes sont enroulées de plus en plus loin du noyau, et de plus en plus près de l'écran, jus=
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qu'à ce que les dernières spires de la bobine soient adja- centes à l'écran, l'extrémité de la bobine étant connectée électriquement avec l'écran en 88. De cette manière, les spires de la bobine sont en des points tels du champt élect trostatique entre l'écran et le noyau, qu'ils correspondent à une distribution uniforme du potentiel le long des spires de la bobine. Par suite, aucune charge n'apparit sur la bo- bine, et il n'y a pas d'oscillation due au développement de ces' charges. On envisage maintenant l'oscillation due 1 la capacité distribuée entre les spires de la bobine.
La fig. 15 montre un autre dispositif permettant d'arriver au même résultat, c'est-à-dire la distribution uni- forme presque instantanée du potentiel le long des spires de la bobine, lors de la mise sous tension. Conformément à cet- te figure, de petits condensateurs 89 sont connectés entre une extrémité 90 de la bobine et les spires successives res- pectives 91, utilisant la dimension du condensateur appropriée pour amener chaque spire à son potentiel approprié. De cette manière, des charges apparaîtront sur les spires de la bobi- ne, mais au lieu de circuler à travers la bobine, en causant des oscillations, ces potentiels sont appliqués directement aux spires par l'intermédiaire des condensateurs 89.
La fig. 15 montre encore une autre variante, et probablement la plus commode, du dispositif de shuntage de chaque spire. A la fig. 15, ces condehsateurs de shùntage
93 sont de même capacité et ont une capacité importante re- lativement à la capacité électrostatique des spires de la' bobine. Ils sont connectés entre les spires successives et assurent une distribution uniforme de la tension le long des spires de la bobine. Dans ce cas, également, des charges ap- paraîtront dans les spires de la bobine, mais elles seront
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instantanément absorbées par les condensateurs et ne reste- ront pas dans les spires de la bobine.
Les condensateurs 89 et 93, dans les figs. 14 et 15, tout en étant de capacité très faible, peut-être de l'ordre de centièmes de microfa- rads, sont toutefois de capacité élevée comparativement à la capacité entre spires successives de la bobine.
Dans les modes de construction de la bobine repré- sentée aux figs. 13, 14 et 15, le courant qui circulera, après l'apparition d'une cause d'amorçage en retour,. différera du courant qui circule dans la réactance spéciale de la fig. 12, car l'écran de la fig. 13, ou les condensateurs 89 et 93 des figs. 14 et 15 produiront la circulation d'un courant initial assez intense lorsque l'écran reçoit (ou perd) une charge, ou lorsque les spires de la bobine reçoivent (ou perdent) une charge,par les condensateurs connectés, mais cette char- ge sera presque instantanément terminée, apres quoi le cou- rant retombe à une valeur '-basse, dans un intervalle de temps tellement court, qu'un arc stable ne peut pas s'établir.
En général, une impulsion de courant élémentaire, plus grand qu'un dixième d'ampère, ou plus grand qu'un ampère, peut être tolérée, si ce courant est amené presqu'à zéro, ou même in- versé, pendant 10-4 secondes, ou avant qu'un arc stable n'ait eu le temps de s'établir en raison de la cause d'amorçage en retour.
Bien qu'on ait indiqué un certain nombre d'exemples de dispositifs pour empêcher le courant inverse, produit par une cause d'amorçage en retour, d'atteindre une valeur qui produira un arc stable pendant la durée active de la cause de l'amorçage en retour, ces dispositifs ne doivent être con- sidérés qu'à titre d'exemple général de tout dispositif pre- nant momentanément le rôle du redresseur pendant la durée
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d'une cause d'amorçage en retour, ou défectuosité temporai- re du redresseur en question.
Ainsi, la réactance saturée de la fig, 1, bien que n',étant en aucun sens du terme, un re- dresseur permanent, est néanmoins un redresseur transitoire ou temporaire, en raison de Son pouvoir, comme on l'a vu plus haut, d'opposer une impédance très élevée au courant inverse pendant un temps très court, de l'ordre de 10-5 ou
10-4 secondes, tandis qu'elle n'offre au courant circulant dans le sens normal qu'une très petite impédance, due à son état de saturation.
L'invention comprend donc tout dispositif, extérieur à un redresseur à protéger, pour empêcher le courant inverse (résultant d'une cause d'amorçage en retour) de produire un arc stable, de sorte que le courant inverse plus intense ré- sultant de la cause d'amorçage en retour, ne durera que pen- dant une très petite fraction (de l'ordre d'un millième, ou moins) de la période totale d'inactivit.é de l'anode en ques- tion.
REVENDICATIONS
1.- Dispositif pour empêcher les amorçages en retour dans les redresseurs, en particulier dans les redres- seurs à vapeur de mercure à cuve métallique, caractérisé par un dispositif à circuit externe destiné à maintenir le cou- rant anodique à une valeur trop faible pour constituer un arc stable dans une période de temps suivant l'apparition d'une cause d'amorçage en retour, courte par rapport à la dur.ée de la période normale d'inactivit.é de l'anode en ques- tion.
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Device to prevent back-ignition of rectifiers.
The present invention relates to devices for preventing reverse ignition of rectifiers, and more particularly relates to metal vessel mercury vapor arc rectifiers, but is not limited to such apparatus.
After a long series of experiments on the nature and origin of the causes causing the kickbacks, it was discovered that whatever: the cause of the triggering, it usually lasts a very short period of time, lower than that which could be measured by instruments capable of reading a time as short as ten microseconds.
The causes of kickback occur apparently at random, not at regular intervals, but at
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means which depend on the imposed voltage, the size and the state of the space separating the electrodes between which the ignition occurs, etc. A small percentage of these kickback causes appear to be of longer duration than the others. It has been found, however, that virtually all of the backstroke causes are less than 10 microseconds in duration.
It has been found that when an object makes or interrupts contact with an anode during a non-conductive period, that is, when the anoe receives a negative voltage, the establishment or breakdown of the anode. contact is a cause of back ignition, possibly due to the production of a very small arc at the point of contact. It seems likely that at least some of the causes of backfire in mercury vapor arc rectifiers are due to the establishment or breaking of contacts between very small droplets of mercury, or even between particles. smaller dust, and inactive anodes.
Whatever the causes of the kickbacks, it is important to have discovered that they are of very short duration, and that they occur at random.
A return strike in a rectifier can be analyzed as consisting of two periods. The first period is the period of activity of the priming cause. Ignition causes are usually of an unknown nature, but their effect is to cause the voltage across the rectifier to drop momentarily to a very low value (in reverse). These priming causes are probably only active for a very small period of time, estimated by experiments to be less than 10-6 to 10-4 seconds. We
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An example of an ignition cause is the establishment or breakdown of contact with the electrode of droplets of mercury, or other particles, as noted above.
Before the occurrence of a reverse ignition cause, the current flowing in the opposite direction in the dark space surrounding the anode is of the order of 10 to 50 microamperes, per square centimeter of surface d anode, or about 10 to 50 milliamps for an anode having a surface area of 1000 square centimeters. This normal reverse current in the rectifier, or luminous discharge current, varies greatly with conditions, increasing very rapidly with vapor voltage (approximately as the square of the pressure) and also increasing with currents to other electrodes, and with the voltage.
During the brief instant that the cause of the kickback is active, the reverse current in the electrode increases rapidly. For example, if the rectifier is characterized by 600 volts, 1000 amps, direct current, we can assume that the reactance of the transformer supplying an electrode would be about 0.05 ohms, or the inductance L = 1, 32 x 10-4 henrys. The maximum reverse voltage would be somewhat greater than twice the direct current voltage, or about 1500 or 1600 volts. With a reverse voltage of
E = 1500 volts, the rate of increase of the current during the period of activity of the starting cause will be
E- 1500 = 1.14 x 107 amps per second.
During 1.32 x 10-4-4 periods of cause activity of 10-6 to 10 seconds, the continuous current will rise to 11.4 to 1140 amps.
We then arrive at the second period of the flashback, that is to say the period immediately following the
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termination of the cause determining the priming. If the current in the opposite direction rises to a sufficient value during the period of precipitation (or of cause activity), as in the example just given, where currents of 11 to 1100 amperes were reached, a stable arc will form and continue to exist even after the cause ceases. The current then continues to increase, and a short circuit occurs. The object of the invention is to prevent the proauction of a short-circuit, or self-powered arc, as a result of a cause determining a return ignition.
So, if the current, during the period of activity of the cause, did not rise to a sufficient value, a stable arc cannot be formed. It changes (or continues) in the form of a glow, and if the voltage of this glow is higher than the supply voltage at the terminals of the rectifier, the current decreases again, so that the second period start-back, or the period in which a stable arc determines -, a short circuit, does not occur.
From the point of view of the current necessary to produce a stable arc, it is known that an active arc, in a single-phase mercury vapor arc rectifier, must absorb at least 4 or 5 amperes; in direct current, otherwise it will be unstable and turn off frequently. It is known that, at atmospheric pressure, for most electrodes of different materials, an arc, once formed, becomes unstable, and turns into a glow at around 0.05 amps.
It seems reasonable to assume that a value of the same order of magnitude can apply to arcs in mercury vapor at very low pressures, as to arc rectifiers with
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mercury vapor, and it can be assumed, in addition, that light discharge currents, of a slightly higher value, of the order of 0.1 amperes, or several tenths of an amperes, will not take the form of an arc, if the cause of the reverse ignition ceases before the current has risen. Currents of even the order of an ampere or more would form arcs which would become unstable and extinguish in a short period of time compared to the period of inactivity of the anode.
The invention therefore consists in providing a device formed of an external circuit for making the anode current in the rectifier too low to be able to constitute a stable arc for a period of time, after the appearance of a cause of reverse ignition. , short compared to the duration of a period of normal inactivity of the anode in question.
According to the invention, each anode of a rectifier is placed in series with an external circuit such that it will maintain the reverse current at a value which will not allow the formation of a self-powered, or stable, arc. for the duration of the cause of a kickback. This external circuit can include saturated reactances, or coupled saturated reactances, either alone or associated with shunt devices, such as a resistor, a capacitor, or a surge protection device connected between the electrodes between which occurs. the ignition, or any other device which will play the role of a momentary (or permanent) rectifier to replace, for periods of time of the order of 10-6 to 10-4 seconds, the main rectifier, which cannot fulfill its recovery function,
and to prevent reverse current in the main rectifier, during these periods
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of non-operation, of becoming large enough to produce a stable arc; ormeans for reducing the reverse current to a value which will not be able to maintain an arc about 10-4 seconds after the origin of a cause of reverse ignition.
When these external circuits consist of reactors, as in the particular examples of the invention shown in the accompanying drawings and described below, special attention must be given to the method of construction of the reactors, not only to determine their saturation. at currents of the order of one ampere, but also to have a momentary loss current effect, of the same order of magnitude, or even less, if one considers the currents in the windings of the reactance. As the reactance is saturated for such a small current, it is grossly oversaturated for normal charging currents of, say 800 amps, so its full load reactance is very small, thus avoiding an adverse effect on the load. rectifier adjustment curve.
With the possible exception of the case where coupled reactors are used, it is usually desirable to adopt measures to reduce the full load reactance as much as possible by using a special reactance, which will be described later.
The invention makes it possible to radically modify the characteristics of the rectifier itself, so as to use an extremely bad rectifier, or even a rectifier which has hitherto been unusable, or even a rectifier which would have one or even more causes of return firing. during each half-period, by combining, with such a rectifier, a device with an external circuit, in accordance with the invention, which will prevent all (or almost all) cause of reverse ignition
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to produce a short circuit inside the rectifier.
In this way, the cost price and the size of the rectifiers are very significantly reduced, while the frequency of return firing, instead of being 3 to 4 times per month, as in current commercial rectifiers. metal vessel mercury vapor arc can be reduced to much lower values.
In order for the invention to be better understood, several embodiments will now be described by way of example, and with reference to the accompanying drawings. At drawings:
Fig. 1 is a schematic view of a rectifier, using, in accordance with the invention, special saturated reactors connected to the anodes.
Figs. 2 and 3 are curves representing the characteristics of the reactances shown in FIG. 1.
Fig. 4 is a cross section of a branch of the reactance, the section being taken along the plane IV-IV of FIG. 1.
Fig. 5 is a schematic view of circuits and apparatus, showing the use of coupled reactors, with a multiphase arc, mercury vapor, and metal tank rectifier.
Figs. 6, 7 and 8 are views showing the use of arresters, resistors, and capacitors, respectively, to add to the action of the reactors.
Fig. 8 also shows, in section, a type of unconventional straightener to illustrate the fact that the invention allows the use of straighteners having very poor characteristics.
Fig. 9 is a cross section of an alternative embodiment of the reactance according to the invention.
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Fig. 10 is a diagram of the characteristics of the reactance shown in FIG. 9.
Fig. 11 is a curve, showing the effect of the capacitance between the turns of the winding on the reactance, in a possibly exaggerated case of this capacitance effect and
Figs. 12, 13, 14 and 15 are more or less schematic views showing four devices for overcoming the effects of capacitance between turns, or iron core turns, so as to be able to accomplish the objects of the invention, in reactors which would otherwise be faulty, due to capacitance currents.
In fig. 1, the invention has been shown in its application to a biodic mercury vapor arc rectifier, which may be either with a metal tank or with a glass bulb. The invention, in its most general aspect, is not limited to this number of electrodes, nor to the external circuits of the rectifier, whether these circuits are rectifiers or inverters, nor to single-phase, three-phase, six-phase operation, or Dodecaphase, the invention is not limited either to a type of rectifier, whether it is a mercury vapor arc, or any other type of rectifier using dissimilar electrodes, or any other rectifier in which the causes of 'back-initiating of the short-circuit are of short aura, and in which the short-circuit cannot form or continue,
unless the reverse current has reached a certain predetermined value during the duration of the reverse strike cause. By "dissimilar electrodes" is meant, not only electrodes of materials A
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different, like mercury and iron or mercury and carbon, but also electrodes of the same material but which differ by their shape, their temperature, their electron-emitting power, or by other characteristics giving the rectifier its property of conductivity asymmetric current.
There is therefore shown in FIG. 1, by way of example, a mercury vapor arc rectifier 16, comprising a closed receptacle in which a vacuum has been made 17, a mercury cathode 18, two anodes 19, two positive and negative rectified current conductors 20 and 21, an alternating current source 22, and a specially constructed reactance 23 on the anode conductor, in series with each of the anodes 19 * Each anode conductor reactance 23 comprises a laminated core 24, annular shaped. preferably, on which is wound an insulated cable 25 having a sufficient number of turns to give the desired characteristics, as will be seen later,
and of sufficient current density to be able to withstand the full load currents of the anode to which it is connected.
Reactors 23 are unique in that they are intended to be saturated at extremely low current, on the order of one ampere, or about one-thousandth of normal current at full reactance range. The reactors withstand currents of the order of 800 to 1000 amps in a sehs.
The reverse current in normal operation is of the order of 10 to 50 milliamps.
The type of the saturation curve of the magnetic core 24 of such a reactance is shown in FIG. 2, in which we consider either the magnetic induction B, in gauss per square centrimeter of the iron, or the flux or B times the
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surface A of the iron core, as a function of the magnetizing force H; in gilberts per centimeter of core length, or in amperes IT turns. The relationships between B and and between H and IT are as follows:
B = A (1)
H = 0.4IT / 1 (2) where! is the length of the nucleus in centimeters. The magnetization curve is a characteristic of the magnetizable material used for the core, and is a known constant for any material, or grade of iron or steel, or iron alloy, available on the market.
A narrow hysteresis cycle, like the one shown in fig. 2, can be obtained by varying the magnetic force H or IT on a sufficiently small scale.
In accordance with the invention, the saturation of the magnetizable core is adjusted for a current in the coil of approximately 1 am, the deviation of the saturation current from this value being studied below. It might be more correct to say that the coercive current 27 (in fig. 2). or the reverse current required to reduce the persistent magnetism 28 (Fig. 2) to zero is close to a tenth of an ampere.
To determine a reactance according to the invention, by paying particular attention, for the moment, to the magnetizing currents ae this reactance, that is to say by neglecting for the moment the loss currents, one first determines the variation of flux or magnetic induction B, which can be admitted in the nucleus of the reactance, during the duration of the activity of a cause of reverse ignition, or during the duration of the activity of the most long starting cause for which the reactance must be determined. This variation of flow
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or incution, can go from point 28 on the cycle to point 29, 30 or even 31, or any intermediate value, depending on the safety factor which must be observed for a second or third possible cause of back-initiation in each given half cycle.
The value of the variation in flux or the variation in induction B is then read over the hysteresis cycle which is known for each sample of magnetic material.
We must then consider the reverse voltage which the rectifier must be able to withstand. This voltage, for a rectifier of 600 volts, can be taken, for example, equal to 1600 volts at most. If this voltage is printed at the reactance
E = AT x 10-8 (3) ¯t where¯B is the total permissible induction variation over time ¯t, which can be taken as 10-4 seconds, or 10-5 seconds, or even less, depending on the number of non-suppressed backbeats that can be tolerated in a given time interval, such as a year, or a number of years.
We thus have two equations 2 and 3 to solve three unknowns, which are, the number of turns T, the average core length 1., and the section of the core A. It is therefore easy to determine a reactance according to these two equations .
For example, one could impose the condition of using only a single layer of turns on the core 24, and of making the core circular in shape, and as small as possible. In other words, the inner sides of the turns will touch each other, and will touch the inner periphery of the core. In this way the leakage reactance is reduced to
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a minimum, and hence the reactance will be minimum for a full load current, having minimum influence on the rectifier setting, which is usually desired.
This gives a third conaition which fixes the three unknowns T, 1 and A.
So,
1 = Ò (Td + d = ÚA) (4) Ò where d is the total outside diameter of the insulated cable which constitutes the winding of the reactance. This formula assumes that the core has a square cross section, thus giving a radial core thickness equal to A. If a rectangular kernel section was used, an appropriate multiplication factor should be applied to the term ÚA in equation (4).
The solution of the three simultaneous equations (2), (3) and (4) gives: T3 / 2. ÒdHT1 / 2-ÒHE1 / 2 (¯t) / ¯B) 1x104 = 0 (5) 0.4Ò1-dH 0.4ÒI-dH (¯B) which can be solved in Il / 2, thus fixing the number of spi - res T. By substituting the value of T in equations (2) and (3), respectively, we get the length 1 of the core in centimeters, and the section area A in square centimeters.
As another device for reducing the reactance at full load (in addition to the use of a single layer of turns), it is preferred to construct the core of these chokes, such as the reactors 23 of FIG. 1, using the continuous stamped annular plates, so as to avoid very small air gaps between the joints in these sheets.
Likewise, to further reduce the reactance of these chokes when the rectifier is charged, it is desirable to also make gran =
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of the variation in flux, such as 28-29, 28-30, 28-31, over the duration of the longest back-start cause. This is because the reactance is given by the slope of the hysteresis cycle, and it is desirable to have as large a ratio as possible between the reactance effective during the period of duration of the cause of a. reverse strike, and the effective reactance when the rectifier is on load. :: This ratio can be as high as 200 or 300, or considerably more, by proper construction of the reactance.
After having obtained reactances carried out in accordance with the principles which have just been stated, and after having tested these reactances by means of a cathode-ray oscillograph, we observed the circulation of a practically instantaneous current of the order of ae several amps as soon as the reactance is energized, simulating the actual operating conditions, when the voltage drop in the rectifier, due to the continuation of the cause of the back firing, determines the application Suddenly across the reactance of the voltage that previously existed in the rectifier.
The time characteristic of the reactance current was of the general form shown in FIG. 3, the slope of the horizontal part of the curve, after the initial establishment of the current, being slightly greater than the slope corresponding to the calculated reactance of the choke, due to the effect of the loss currents, up to that the flux in the reactance is sufficient to saturate the iron core in the negative direction, at which time the curve suddenly deviates upwards, at a time of the order of 30 to 40 microseconds.
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These loss currents introduced a new problem in the calculation of these reactances, which was not foreseen quantitatively, since the loss currents are generally neglected in the calculation of the trader reactances and the chokes. Due to the smallness of the currents envisaged during the duration of the triggering cause, and because of the rapidity of the passage in the very short period of time during which the reactance is active, these waste currents, mainly in the foil, thus have a noticeable effect on the operation of the reactance.
The corresponding current component in coil 25 due to loss currents in core 24 is given by the equation
Io = a.Elb2 / 4AeT (6) where a is a coefficient which takes into account the Kelvin effect of the loss currents in the iron, b is the thickness of the plates of the core in centimeters, and e is the resistivity of the iron in absolute units. The coefficient a is not a constant in general, but varies with time. To obtain 1o, it can be taken as constant and determined experimentally.
It is assumed to be of the order of 0.01 to 0.1 depending on the thickness of the iron blades constituting the core.
In order to reduce the maximum value of the component 1o of the loss current to a value close to the same order of magnitude as the coercive current I, or even less, the thickness of the sheets of the core is very notably reduced, and for this purpose , it is preferable to use an alloy, known under the trademark of "Hypernik" and which is an alloy of about 50% nickel, 50% iron and varying amounts.
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manganese, up to 1%, instead of the silicon steel that was used first. The first reactance was formed from sheets of a metal: commonly used for the constitution of iron core reactors, that is, sheets of silicon steel having a thickness of 0.035 centimeters. The loss currents were much too high.
A reactance was then formed with a core of the same metal but rolled into sheets of a thickness of 0.0125 centimeters. The loss currents were still too strong. Since this was the practical lower limit of thickness to which silicon steel can be rolled, the hypernik, rolled into sheets with a thickness of 0.005 centimeters, was turned to. It is believed that even thinner sheets can be used.
As the loss currents increase rapidly as soon as there are currents flowing between the sheets of the core, it is necessary to observe precise precautions in the isolation of the sheets from each other, which can be done for example at means of silicates of potash and of soda or any other insulating coating well known to manufacturers of electrical appliances.
Inequality 6 for the Loss component 1o of the current in the coil, is written assuming the cross section A of the iron core to be square. If a rectangular section were used, which is very likely in practice, a multiplication factor should be used with A, as indicated above in connection with equation (4).
It should be noted that the loss current can be reduced, by reducing the average length e of the magnetic circuit, which can be achieved by using a rectangular surface A, the smallest dimension of which is disposed radially, introducing
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also thus a multiplication factor (larger than 1 in the ratio of the length to the width of the rectangle) in the denominator of equation (6), thus further reducing the loss current 1o, The current Io can also be re - decreases rapidly by reducing the thickness b of the sheets of the core, the current being reduced proportionally to the square of the thickness. The loss current can also be reduced by choosing an iron of high resistivity.
The loss current can be further reduced by choosing a coil, having as many turns or turns as possible.
By the various means which have just been enumerated, the loss current can be brought to a value low enough for the current scale in FIG. 3 is reduced to a point where current 33, at any predetermined time, such as 30 or 40 microseconaes, may be on the order of a tenth of an ampere, or a few tenths of an ampere.
In fig 4 which shows a cross section of resistor 23, it was impossible to show the metal sheets 24 as thin as they actually are, because the lines would be too close together to be visible.
It will be appreciated that the times mentioned heretofore, in particular from 1 to 100 microseconds, are very short compared to the duration of half a period of a 60 period current, which is 8.330 microseconds.
Shown in Fig. 5 is a rectifier system in which multiple anodes are connected to the same transformer terminal, and are connected together by means of coupled reactors. Thus, the metal tank rectifier indicated very schematically at 35, comprises twelve anodes
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36 to 47, supplied by the six-phase star-shaped secondary 48 of a transformer 49 having a three-phase tri-angle primary 50. The anodes are connected in pairs, to the respective secondary terminals of the transformer, through the intermediary of the coupled reactors. 51 according to the invention. Thus, the anodes 36 and 42 are connected to the terminals of the coil of the reactance 51, and the midpoint of this coil is connected to the appropriate secondary terminal.
This coupled reactance is determined, in accordance with the principles already indicated, so as to limit the current each time a cause of reverse ignition acts with respect to one of the anodes, to a value which will not produce an arc. stable after termination of the cause of the kickback, which, as seen above, almost always occurs in much less than 10 microseconds.
The advantage of the connection of coupled reactors shown in fig. 5, will appear in the considerations which follow. Back-start is a phenomenon that rarely occurs in most rectifiers. Even in a very bad rectifier, in which an anode undergoes a back-strike on average once per hour, which would be absolutely unusable as a commercial rectifier, the anode performs satisfactorily for 216,000 operations or periods for a period of failure.
If, instead of one anode, two anodes were used in parallel, the chances of back firing of both anodes in any given half-period of that rectifier would be (216,000) 2, or such double back firing. would only occur at a frequency of once in 216,000 hours, or about 30 years, which would be the average interval between two
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occasions for reverse ignition of each of the two coupled anodes, in the same half-period.
The chances of simultaneous kickback in both anode circuits at the same time are much rarer, due to the very short duration of a reverse strike cause, and due to the fact that the new reactance 51 does / does not allow an arc to follow this starting cause for the remainder of the half-cycle. Thus, if the coupled reactance can eliminate incipient kickback, for a thousandth of a half-period, the odds against the occurrence of simultaneous kickback causes in the two anode circuits coupled in the even a thousandth of any given half-period are a million times rarer than in the cases just considered.
The advantage of the use of a coupled reactance 51, over the use of the self-inductance reactance 23, is that these coupled reactors, or balanced transformers, allow the free flow of current to the anodes, also. so long that the currents are evenly divided. There is therefore little opposition to the flow of current through the anodes during the normal conductive part of the period, as the two coupled anodes can carry the current at the same time. The problem of limiting the reactance under full load to as low a value as possible can prevent the voltage characteristic from falling too quickly as a function of the rectifier load, as in the system shown in fig. 1, is thus avoided in the coupled reactance circuit of FIG. 5.
It is possible to use reactors with multiple turns and even reactors with cores with air gaps.
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The new characteristic of the coupled reactance 51 is that it will saturate for a current close to unpère, that is to say one thousandth of the full cnarge current, approximately, and that the initial current flowing at the instant of the application of the voltage maximum reverse of the rectifier system, is of the same order of magnitude, as already indicated in the discussion of the effects of loss currents.
The amount of current at which the reactance allows to build up during any predetermined time interval, such as 10 microseconds, is not a fixed and invariable value, but can vary, within reasonably wide limits, depending on the degree of operational perfection required, or economical to be established. Thus, for example, it might not be economical to make the additional expense to prevent a rectifier from being kicked back once in a hundred years as opposed to once in twenty years.
Sometimes, in order to utilize reactors of relatively small size and price, it is possible to prevent the production of back-start in a relatively small proportion of the start-up causes, rather than requiring a percentage. of 99.999% or, 'something close.
In any case, it is not possible with reactors of practical dimensions, to prevent the reverse current from increasing during the duration of the cause of the reverse ignition, up to a value equal to several times the normal value is 10 to 50 milliamps. After disappearance of the cause determining the return ignition, this increased current must continue to flow through the reactance for a short time. due to inductance. This current flow,
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in the rectifier, will take the form of a very high voltage light discharge.
This high voltage is not only reprehensible in itself, as it can damage the insulation, but more importantly, it increases the danger of the appearance of a second cause of kickback. , before the reverse current in the rectifier is reduced to a value close to the normal value, because it has been found that the frequency of the appearance of causes giving rise to reverse strikes increases very rapidly when the voltage increases. The appearance of a second cause of reverse ignition, while the current in the reactance is high, allows this current to increase further, and thus significantly increases the probability of arcing and shorting. circuit.
It is therefore preferred to use voltage limiting devices, to maintain the voltage across the rectifier at a moderate value after the cause of the reverse ignition has disappeared. This voltage limiting device can be a valve, such as that used in lightning arresters, or a resistor, or a capacitor. It can be simply connected between the AC terminals (the anodes) if it is effective only in AC current, or it can be connected between each anode and the cathode.
In fig. 6, the voltage limiting device is shown in the form of a group of surge arresters 53 known under the brand "Autovalve", having a common terminal which is connected to the neutral of the secondary 54 of the transformer, and having their other terminals connected. to the respective anodes 55. Reverse current limiting reactors 56, as already described, are wired into the anode feed conductors. Instead of the "Autovalve" 53, any suitable type of voltage limiting valve or surge arrester
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can be used.
In fig. 7, the voltage limiting device has been shown as a plurality of resistors 58 which are connected between the mercury cathode 59 and the respective anodes 60 of a multi-anode, vessel, mercury vapor arc rectifier. metallic, with individual anode conductor reactances 62 being used as has already been described.
Thus, if the maximum reverse voltage of 1600 volts should not be exceeded, and if the shunt resistor 58 must be passed through a current of 0.05 amps in order to reduce the anode light discharge current to 50 milliamps or 0 , 05 amps, immediately after the cause of the kickback has ceased, and while the current in the reactance is still 0.1 amps, i.e.
0.05 amps more than the normal maximum reverse current in the rectifier, the shunt resistor should be approximately 32,000 ohms, which would result in very insignificant energy loss.
There is shown in FIG. 8 the voltage limiting device in the form of a capacitor 64 which is shunted between the anode and the cathode of the rectifier to be protected, the reactance 65 of the anode conductor being used as seen above. Fig. 8 shows yet another important feature of the invention, that is, rectifiers other than normal rectifiers, or of conventional types can be used with the invention. This can be explained as follows:
The frequency of the occurrence of reverse ignition causes seems to increase with the current density of µpositive ions at the electrodes carrying the reverse voltage.
For this reason, the practice was to use pressures made
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bles of mercury, screens, deflectors, grids, etc ..., because all these devices carry the current of positive ions to the inactive anodes. Screens were also needed to prevent drops of mercury from hitting the inactive anodes, as any such contact is a cause of backfire. The use of deflectors, screens, etc., however, has the drawback of a very considerable increase in the normal voltage drop in the arc, thus reducing the efficiency of the rectifier, while materially increasing the volume or the dimensions of this rectifier.
If the back-ignition causes are prevented from producing short circuits by the devices described above, screens and deflectors are no longer necessary, and it becomes possible to obtain a high light voltage between an inactive anode. and the cathode, by bringing the anodes and the cathode closer together, that is to say by placing the cathode inside the dark space surrounding the anode, which was of the order of 10 to 20 centimeters , depending on the vapor pressure, the current in the other electrodes, and the voltage.
It is thus possible to use the construction shown in FIG. 8, consisting of a single flat anode 66, and a mass of mercury 67 contained in a flat mercury cup 68 which is isolated from the anode by a porcelain ring 69, the whole being hermetically sealed, the vacuum being made by via a pump connector 70. A service device of any desired or preferred type may be used, as indicated at 71, the details of such device not forming part of the present invention. Anode and cathode
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can both be cooled by a suitable device well known to those skilled in the art, so that they can both be operated at a relatively low temperature of about 35 ° C in the metal parts.
Since there is no longer fear of shock from mercury droplets, due to the new reactance 65 limiting the reverse current, and the new voltage limiting device 64, this compact construction a single anoae rectifier is made possible by producing an extremely efficient rectifier.
It is obvious that any number of these rectifiers can be used for polyphase operation.
Fig. 9 represents a type of self-inductance or reactance, using a core of reduced section over part of its length, as seen in 73. It will be noted, by studying the equations given above for the calculation of the reactance, that the cross section of the core had to be large to satisfy the conditions imposed from the point of view of operation, when the reverse current was of the order of a tenth of an ampere.
By having a small part of the total length of cross-section reduced, the relations between B and H, at this moment of circulation of the coercive current of a tenth of an ampere, are not materially changed by what 'they would be if the nucleus had not been reduced in cross section at 73, but the relation between B and H for very high saturation currents, will be almost determined only by the saturation of the reduced section 73.
Thus, in Fig. 10, if the larger curve 74 represents the saturation characteristic of the larger straight section, and if the smaller curve 75 represents the saturation characteristic of the reduced section, the curve
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of saturation of the nucleus shown in FIG. 9 curves from one curve to the other, as seen in dotted lines 76 in FIG. 10. It is desirable, in this type of reactance, to accumulate the greatest possible number of turns of the winding 77 around its reduced section 73, in order to aid in the saturation of this section for a very high current. low.
By virtue of the arrangement shown in fig. 9, the value of the reactance, during the passage of the normal load currents, can be made smaller than if the core of uniform section had been used.
In general it has been found that the capacitance effect between the turns of the winding is quite negligible.
In extreme types of reactors using the invention, it is anticipated that the distributed capacitance of the winding may make it impossible to limit the current to, for example, 0.05 amps for 10-4 seconds, since this distributed capacitance allows the intensity of the current to be variable according to the turns of the winding.
If a cause of back-ignition occurs, the final turn of the winding discharges first. For this terminal turn, the inductance, because of its proximity to the iron core, is very small, and the opposition to the flow of current is practically that which would correspond to a pulse impedance that it would have if it were a straight conductor of the same cross section and at the same distance from an earthed conductive material. That is, the initial impedance to discharge it may be only a few hundred ohms.
Thus, when the discharge enters the coil, the mutual magnetic effect of the turns comes into play, and the impedance increases, up to the high value cor-
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corresponding to the normal inductance of the coil, when the discharge has completely penetrated the coil. This occurs for half a period of coil oscillation.
After this period, the coil will be too discharged, and oscillations will occur which will usually be quickly damped.
By way of example, consider a coil having an inductance of 1 henry when it is not saturated, and a natural period of 104 cycles. The initial impedance can be 500 ohms. Suppose that a voltage of 1500 volts is suddenly printed on this coil. Its normal inductance would determine the growth of the current at the rate of 1500 = 1500 amps per second, so that at the end of
1 10-4 seconds, the current would only be 0.15 amps. The transient impedance, however, gives an initial current of 1500 = 3
500 amps, which is damped to a value comparable to the fraction of an ampere that the normal impedance lets through, but only after several times 10-4 seconds.
Thus, the purpose of the coil of keeping the current below 0.05 amps for 10 seconds is not fulfilled, as shown by the curve of current versus time (fig. 11).
As already stated, it has not yet been found necessary at present to take account of these transient capacitance currents, but it is assumed that in future improvements of the present invention, and in its application to new and more difficult problems of recovery, we will be forced to consider these effects. Figs. 12, 13, 14 and 15 show different devices to overcome the harmful effects of the capacitance between the turns of the coil.
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In fig. 12, the momentary impedance of the equivalent conductor (straight developed) is made high by wrapping each turn of the coil in magnetic material.
The core is then in the form of annular plates 78 comprising notches 79 and 80 on its inner and outer peripheries. Plates 78 are stacked into a stack of suitable height, the coil then being wound around the stack, each turn side resting in one of the notches. The magnetic iron circuit around each side of the coil is then closed by internal and external piles 81 and 82 of continuous annular sheets, and, if necessary, by additional plates (not shown) pressed in a vertical position. or the like against unprotected flat coil heads.
By wrapping each turn with a magnetic material of permeability the initial transient impedance is multiplied: roughly by the factor Ú Thus, ifÚ is 10D00, the initial impedance is multiplied by approximately 100.
Fig. 13 shows another device for limiting the effect of transient capacitance currents. As seen in this figure, the coil is determined such that a uniform distribution of potential along the turns of the coil will not determine the appearance of an electric charge on the turns of the coil. Thus, as can be seen schematically in FIG. 13, a coil 84 is housed between the core 85 and a tubular conductive screen 86. One end of the coil is connected to the core, at 87.
The first turns of the coil are wound very close to the core and the following turns are wound further and further from the core, and closer and closer to the screen, jus =
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until the last turns of the coil are adjacent to the screen, the end of the coil being electrically connected with the screen at 88. In this way, the turns of the coil are at such points. of the electrostatic field between the screen and the core, that they correspond to a uniform distribution of the potential along the turns of the coil. As a result, no load appears on the coil, and there is no oscillation due to the development of these loads. We now consider the oscillation due to the capacitance distributed between the turns of the coil.
Fig. 15 shows another device which makes it possible to achieve the same result, that is to say the almost instantaneous uniform distribution of the potential along the turns of the coil, upon energization. In accordance with this figure, small capacitors 89 are connected between one end 90 of the coil and the respective successive turns 91, using the appropriate capacitor size to bring each turn to its proper potential. In this way, charges will appear on the turns of the coil, but instead of circulating through the coil, causing oscillations, these potentials are applied directly to the turns through capacitors 89.
Fig. 15 shows yet another variant, and probably the most convenient, of the device for shunting each turn. In fig. 15, these condehsateurs of shùntage
93 are of the same capacity and have a large capacity relative to the electrostatic capacity of the turns of the coil. They are connected between successive turns and ensure a uniform distribution of tension along the turns of the coil. In this case, too, charges will appear in the turns of the coil, but they will be
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instantly absorbed by the capacitors and will not remain in the coil turns.
The capacitors 89 and 93, in figs. 14 and 15, while being of very low capacitance, perhaps of the order of hundredths of a microform, are nevertheless of high capacitance compared to the capacitance between successive turns of the coil.
In the modes of construction of the coil shown in figs. 13, 14 and 15, the current which will flow, after the appearance of a cause of reverse ignition ,. will differ from the current flowing in the special reactance of fig. 12, because the screen of FIG. 13, or the capacitors 89 and 93 of figs. 14 and 15 will produce a fairly intense initial current flow when the screen receives (or loses) a charge, or when the turns of the coil receive (or lose) a charge, through the connected capacitors, but this charge will be almost instantaneously terminated, after which the current falls back to a low value, in such a short time interval that a stable arc cannot be established.
In general, a pulse of elementary current, greater than a tenth of an ampere, or greater than an ampere, can be tolerated, if this current is brought almost to zero, or even reversed, for 10- 4 seconds, or before a stable arc has had time to establish due to the backfire cause.
Although a number of examples of devices have been given to prevent the reverse current, produced by a reverse ignition cause, from reaching a value which will produce a stable arc during the active duration of the cause of the reverse ignition. start-up, these devices should only be considered as a general example of any device momentarily assuming the role of the rectifier during the period
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a cause of reverse ignition, or temporary failure of the rectifier in question.
Thus, the saturated reactance of fig, 1, although not, in any sense of the word, a permanent rectifier, is nevertheless a transient or temporary rectifier, because of its power, as we have seen more high, to oppose a very high impedance to the reverse current for a very short time, of the order of 10-5 or
10-4 seconds, while it offers the current flowing in the normal direction only a very small impedance, due to its saturation state.
The invention therefore comprises any device, external to a rectifier to be protected, for preventing the reverse current (resulting from a cause of reverse ignition) from producing a stable arc, so that the more intense reverse current resulting from the cause of kickback will only last for a very small fraction (on the order of a thousandth, or less) of the total period of inactivity of the anode in question.
CLAIMS
1.- Device for preventing reverse strikes in rectifiers, in particular in mercury vapor rectifiers with a metal tank, characterized by an external circuit device intended to keep the anode current at a value too low for constitute a stable arc within a period of time following the appearance of a cause of reverse ignition, short compared to the duration of the normal period of inactivity of the anode in question.