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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.