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차단용 축자계형 진공인터럽터12kV, 50kA

개발

최종보고서( )

2000. 10. 30

주관기관 : 산전주식회사LG

위탁기관 : 한양대학교

한국과학기술연구원

산 업 자 원 부

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제 출 문

산업자원부장관 귀하

본 보고서를 차단용 축자계형 진공인터럽터 개발 개발기간“12kV, 50kA ”( : 1998. 9

과제의 최종보고서로 제출합니다~ 2000. 8) .

2000. 10. 30

개발사업 주관기관명 : 산전주식회사LG

개발사업 총괄 관리 책임자( ) : 최 종 웅

연 구 원 : 오 일 성

안 희 일

박 홍 태

손 종 만

연 영 명

김 성 일

조 상 순

강 종 성

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요 약 문

제 목1.

차단용 축자계형 진공인터럽터 개발12kV, 50kA

연구개발의 목적 및 중요성2.

배전시스템에 사용되고 있는 진공차단기는 일부 국산화되어 사용되고 있으나 기술,

의 핵심을 이루는 진공인터럽터의 전극구조 및 접점재료에 대해서는 국내 기술력이

부족하여 외국 선진업체의 기술에 의존하고 있는 형편이다.

축자계방식은 접점표면으로 입력되는 아크에너지를 균일하게 분포시켜 아크 전압을

최소화시킴으로서 대전류 차단시에 발생하는 양극의 용융을 방지시킬 수 있는 방법

이다 이러한 축자계방식은 횡자계방식에 비해 차단성능이 우수하기 때문에 이. 40kA

상의 대전류 차단용 진공인터럽터에 가장 유리한 방식으로 알려져 있다 또한 진공. ,

인터럽터용 접점재료로 가장 많이 사용되는 접점재료는 계 접점재료에 비CuCr CuBi

해 내용착성이 나쁘다는 단점을 가지고 있다 본 연구에서는 진공인터럽터의 접점.

재료 전극구조 및 아크특성에 대한 체계적인 연구를 통해 진공인터럽터의 핵심기,

술을 확보하여 최근의 국내 외 동향인 대전류화에 대응할 수 있는 차12kV, 50kAㆍ

단용 축자계형 진공인터럽터를 개발하고자 한다.

연구내용 및 범위3.

가 최적분말설계 및 제조공법을 통한 접점재료의 개발.

나 축자계형 전극구조의 설계.

다 차단용 축자계형 진공인터럽터 개발. 12kV, 50kA

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연구개발의 결과4.

본 연구에서는 진공인터럽터의 접점재료 전극구조 및 아크특성에 대한 연구를 통,

해 진공인터럽터의 핵심기술을 확보하여 차단용 축자계형 진공 인터럽12kV, 50kA

터를 개발하였다.

소결공정 및 특성평가를 통해 도출된 의 최적조건은 의 압력 하에CuCr50% 261MPa

서 고상소결은 액상소결의 경우에는 그리고 소결시간은1000 ~1050 , 1100 4℃ ℃ ℃

시간으로 나타났다 또한 크롬분말의 전처리와 고상 및 액상 단 소결법을 적용시. , 2

킴으로써 밀도가 인 고밀도의 및 접점재료를 제조97.6~98.1 % CuCr25% CuCr50%

할 수 있었다.

축자계형 전극은 디스크 전극상의 슬릿부근에서 비교적 높은 자속밀도의 영역이 존

재하였으며 전류피크에서 전류와 축자속 밀도사이의 위상차는 최대 약 로, 0.5ms

매우 적게 나타났다 그러나 전류영점에서 약 의 축방향 자속밀도가 존재하. 100mT

였다.

고속카메라를 이용하여 축자계형 전극의 아크거동을 관측한 결과 전류피크 근처에,

서 균일한 확산아크을 확인할 수 있었다 그리고 접점표면에서 확산된 아크는 축방.

향 자속밀도가 약 이상의 영역에 존재하였다4mT/kA .

접촉하중을 로 하였을 때 투입전류에 대한 기계적 및 열적 문제는 발생하지390kgf ,

않았으며 에 준한 성능시험을 통해 차단성능이 매우 우수하다는 것을 확, IEC60056

인할 수 있었다.

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Summary

The purpose of this project is to develop the 12kV/50kArms vacuum interrupter

with an axial magnetic field type electrode system through the studies of

contact materials, electrode structure and arc characteristics.

The optimal sintering conditions of CuCr50% are as follows ; temperature of

solid phase sintering is in range of 1000°C to 1050°C and that of liquid

phase sintering is 1100°C ; sintering time is not less than 4 hours and

compaction pressure is higher than 2.65MPa. The relative sintered densities of

CuCr contact materials obtained by single phase were in the range of 95.2%

to 97.4% and those of CuCr contact materials sintered by step sintering were

in the range of 97.6% to 98.1%. This shows that the step sintering method is

useful to make a good sintered CuCr contact materials. Pretreatment of

cleaning of chromium powder contributes to reduce porosity in the

microstructure of sintered CuCr contact materials.

In the vicinity of the slits of axial magnetic field type electrode a

comparatively high axial magnetic flux density exists. In the current peak the

shift between the current and the axial magnetic flux density is about 0.5ms.

At current zero there is still a maximum residual axial magnetic flux density of

about 100mT. High speed pictures showed that after the initial arc the

vacuum arc adopts a diffuse mode during the whole high-current phase,

indicating an approproate amount and distribution of the magnetic flux

density. The investigation of the stress contours on the contact surface after

arcing reveals an effective area intensely used by the vacuum arc of about

70% of the contact surface which is related to a magnetic flux density higher

than 4mT/kA.

Additionally, three phase short circuit tests up to l2kV/50kArms were

successfully performed according to IEC-60056 standard.

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CONTENTS

Chapter 1. Introduction

1-1. Object and Scope of Research & Development

1-1-1. Necessity of this Project

1-1-2. Object of Research & Development

1-1-3. Scope of Research

1-2. Structure of Vacuum Interrupter

1-2-1. Basic Structure

1-2-2. Contact Material

1-2-3. Electrode Structure

1-2-4. Insulating Vessel

1-2-5. Arc Shield

Chapter 2. Research of Contact Materials

2-1. Experimental Method

2-1-1. Sintering Method

2-1-2. Characteristics Analysis

2-2. Experimental Results and Discussion

2-2-1. Sintering Condition of CuCr25%

2-2-2. Sintering Condition of CuCr50%

2-2-3. Pretreatment Effect of Chromium Powder

2-2-4. Mechanical & Electrical Characteristics

2-3. Conclusions

Chapter 3. Development of Axial Magnetic Type Electrode

3-1. Basic Structure

3-2. Analysis & Measurement of Magnetic Field

3-2-1. Magnetic Field Analysis taking account Eddy Current

3-3-2. Analysis Method

3-2-3. Measurement System

3-3. Results of Analysis & Measurement

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3-3-1. Analysis Results

3-3-2. Experimental Results

3-4. Emectromagnetic Repulsion Force

3-4-1. Mechanism of Emectromagnetic Repulsion Force

3-4-2. Analysis Method

3-4-3. Results of Analysis & Measurement

3-5. Conclusions

Chapter 4. Arc Diagnosis of Axial Magnetic Field Type Elctrode

4-1. Experimental Method

4-1-1. LC Resonance Circuit

4-1-2. Test Circuit

4-1-3. Experimental Setup

4-2. Experimental Results

4-2-1. Characteristics of Arc Voltage

4-2-2. Observation of Arc Appearance

4-2-3. Interrupting Experiment

4-3. Conclusions

Chapter 5. Prototype Fabrication & Performance Test

5-1. Prototype Fabrication

5-2. Performance Test

5-3. Test Results

5-4. Conclusions

References

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목 차

제 장 서 론1

제 절 연구개발의 목적 및 범위1

연구위 필요성1.

연구개발의 목적2.

연구범위3.

제 절 진공인터럽터의 구조2

기본원리1.

접점재료2.

전극구조3.

절연용기4.

아크쉴드5.

제 장 접점재료의 연구2

제 절 실험방법2

소결방법1.

특성분석2.

제 절 실험결과 및 고찰2

의 소결조건1. CuCr25%

의 소결조건2. CuCr50%

크롬분말의 전처리 효과3.

기계 및 전기적 특성4.

제 절 결 론3

제 장 축자계형 전극의 개발3

제 절 기본원리1

제 절 자계해석 및 측정2

와전류를 고려한 자계해석1.

해석방법2.

측정시스템3.

제 절 해석 및 실험결과3

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해석결과1.

실험결과2.

제 절 전자반발력4

전자반발력의 발생기구1.

해석방법2.

해석 및 실험결과3.

제 절 결 론5

제 장 축자계형 전극의 아크계측4

제 절 실험방법1

공진회로1. LC

실험회로2.

실험장치3.

제 절 실험결과2

아크전압특성1.

아크형상관측2.

차단실험3.

제 절 결 론3

제 장 제작 및 성능시험5 Prototype

제 절 제작1 Prototype

제 절 성능시험2

제 절 시험결과3

제 절 결 론4

참고문헌

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제 장 서 론1

제 절 연구개발의 목적과 범위1

연구의 필요성1.

산업의 진보에 따른 전력수요의 증대는 전력설비의 대용량화와 그에따른 신기술개

발의 필요성을 요구하고 있다 최근의 고압차단기 시장은 차단능력 안전성 및 신뢰. ,

성이 우수한 진공차단기 를 위주로 구성되어 있으(Vacuum Circuit Breaker ; VCB)

며 그 사용량은 점차 증가하는 추세이다, .[1] 현재 배전시스템에 사용되고 있는 진

공차단기는 일부 국산화되어 사용되고 있으나 기술의 핵심을 이루는 소호장치와,

접점재료는 자체기술력이 부족하여 외국 선진업체의 기술에 의존하고 있는 형편이

다 그러므로 고압차단기의 국가경쟁력을 확보하기 위해서는 진공차단기의 핵심부.

품인 진공인터럽터 의 설계기술을 확보하기 위한 기술개발(Vacuum Interrupter ; VI)

이 필수적이다 진공인터럽터는 소호방식에 따라 횡자계방식. (Radial Magnetic Field

과 축자계방식 으로 분류할 수 있다 축자계방; RMF) (Axial Magnetic Field ; AMF) .

식은 전류차단시 발생하는 진공아크에 평행한 자계를 인가시켜 아크를 전자유체적

으로 안정화시키고 접점표면으로 입력되는 아크에너지를 균일하게 분포시킴으로서,

대전류 차단시에 발생하는 양극의 용융을 방지시킬 수 있는 방법이다 이러한 축자.

계를 이용한 진공인터럽터는 횡자계방식에 비해 차단성능이 우수하고 제조원가적,

인 측면에서 많은 장점을 가지고 있기 때문에 이상의 대전류 차단용 진공인터40kA

럽터에 가장 유리한 방식으로 알려져 있다.[2~3] 그러나 축자계방식은 전극구조가

복잡하기 때문에 전류의 경로가 길어 열이 많이 발생하고 기계적으로 취약하다는,

것은 축자계방식의 문제점으로 남아있다 그리고 진공인터럽터용 접점재료로 가장.

많이 사용되고 있는 접점재료는 구성원자간 증기압차가 적고 고체상태에서CuCr ,

극히 제한된 고용상태를 나타내기 때문에 접점재료로서 우수한 특성을 지니고 있으

나 계 접점재료에 비해 내용착성이 나쁘기 때문에 이를 향상시키기 위한 연구, CuBi

가 활발히 진행되고 있다.[3~5] 그러나 국내의 경우에는 이 분야에 대한 연구가 거

의 없었으며 주로 외국의 선진업체와의 기술이전에 의해 제품을 생산하고 있다 따, .

라서 국내에서도 진공차단기의 기술핵심인 전극구조와 접점재료에 대한 현상이나

응용연구를 통해 새로운 방식의 진공인터럽터를 개발할 필요성은 매우 높고 새로,

운 방식의 소호구조와 접점재료의 연구도 필요하다 그러나 외국의 제품과 같은 정.

도의 성능을 지닌 진공인터럽터를 개발하기 위해서는 이 부분에 대한 체계적인 연

구와 진공차단기의 설계능력을 축적시키는 것이 필수적이다.

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연구개발의 목적2.

본 연구에서는 진공인터럽터의 성능 및 신뢰성에 결정적인 영향을 미치는 접점재

료 전극구조 및 아크특성에 대한 체계적인 연구를 통해 진공인터럽터의 핵심기술,

을 확보하여 최근의 국내 외 동향인 대전류화에 대응할 수 있는 차단12kV, 50kAㆍ

용 축자계형 진공인터럽터를 개발하고자 한다.

연구범위3.

가 최적분말설계 및 제조공법을 통한 접점재료의 개발.

나 축자계형 전극구조의 설계.

다 차단용 축자계형 진공인터럽터 개발. 12kV, 50kA

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제 절 진공인터럽터의 구조2

기본구조1.

그림 은 진공인터럽터의 구조를 나타낸 것이다 진공인터럽터는 절연용기 고정2-1 ,

및 가동전극 접점 아크쉴드 및 벨로우즈 로 구성되어 있다, , (arc shield) (bellows) .

진공인터럽터의 구조2-1.

접점재료2.

진공인터럽터의 성능 및 신뢰성에 결정적인 영향을 미치는 접점재료의 요구 성능은

전기 및 열전도도 기계적 강도 온도특성 구성원자간 증기압 특성 가스함유량 미, , , , ,

세구조 및 전자의 방출특성과 같은 물리적 성질에 의존한다.[6] 진공 인터럽터용 접

점재료의 요구성능을 정리하면 다음과 같다.

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가 우수한 내용착성.

진공인터럽터용 전극은 대향전극을 사용하기 때문에 다른 차단기에 비해 용착이 발

생하기 쉽다 이러한 용착을 방지하기 위해서는 텅스텐 또는 몰리브덴 과 같. (W) (Mo)

이 융점이 높은 재료를 사용하거나 또는 와 같은 연질합금을 사용하여CuBi CuPb

용착시에도 쉽게 개리될 수 있도록 한다 그러나 접점의 경우 의 함량이. CuBi , Bi

증가하면 용착개리력은 저하하지만 차단능력과 내 전압특성이 현저하게 저하하기,

때문에 진공인터럽터용 접점재료로 사용할 경우에는 의 함량을 이하인 것을Bi 0.5%

많이 사용하고 있다.

나 우수한 내전압특성

진공중에서의 높은 절연내력을 이용한 진공인터럽터는 짧은 캡 에서 높은 절연(gap)

내력을 요구한다 일반적으로 기계적 강도가 큰 것 그리고 융점이 높은 재료일수록.

절연내력은 증가한다.

다 우수한 차단성능.

진공인터럽터는 진공중에서 금속증기 의 고속도 확산을 이용한 것으(metal vapor)

로 차단성능이 우수한 접점재료는 동 또는 은 과 같이 금속 증기량이 적, (Cu) (Ag)

고 열전도가 우수하며 접점의 온도상승이 적은 재료일수록 차단성능이 우수하다, , .

라 낮은 재단전류.

재단전류치를 낮게 하기 위해서는 소전류 진공아크를 안정화시킬 필요가 있다 그.

러므로 증기압이 높고 열전도도가 낮은 재료를 사용하여 재단전류를 낮게 한다, .

마 접촉저항이 적고 통전용량이 클것

바 가스함유량이 적을것

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그러나 접점재료의 요구성능은 상반되는 물리적 성질이 요구되므로 이상적으로 양

립시키는 것은 매우 어렵고 차단시에 발생하는 제반현상을 고려하여 선택해야 하,

므로 복잡한 양상을 띠고 있다.

표 접점재료의 요구성능2-1.

기계적 강도 증기압 열전도도

내용착성 작은것 - -

내전압 큰것 낮은것 -

차단성능 - 낮은것 높은것

재단전류 - 높은것 낮은것

이상에서 설명한 바와같이 하나의 접점재료를 사용하여 모든 진공인터럽터의 특성,

을 만족시킬 수는 없고 순금속으로도 불가능하다 현재로서는 진공인터럽럽터의 사, .

양에 맞는 접점재료를 선정하여 사용하고 있다 예를들어 진공접촉기의 경우에는. ,

재단전류가 주체가 되고 개폐기용은 절연내력 그리고 차단기용으로는 차단성능이,

접점재료를 선정하는 경우의 기준이 된다.

전극구조3.

진공인터럽터용 전극구조에는 기본적으로 평판전극 자기구동전극 및 축방향 자계,

전극으로 분류할 수 있다 평판전극은 이상의 대전류의 영역에서 심한 양극용. 10kA

융이 발생하기 때문에 차단전류에 한계가 있다 그러므로 차단전류를 증대시키기.

위해 아크에 직각방향의 자계를 인가하여 로렌츠의 힘에 의해 아크를 구동시키는

자기구동전극 그림 과 아크에 평행한 지계를 인가해서 아크를 전극전면에 균일( 1-2)

하게 분산시키는 축방향 자계전극 그림 이 개발되어 사용되고 있다( 1-3) .[7~8]

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그림 자기구동전극1-2.

그림 축방향 자계전극1-3.

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절연용기4.

진공인터럽터의 절연용기는 가스투과성이 낮고 가스방출이 적으며 기계적 강도가, ,

우수한 유리와 알루미나(Al2O3 세라믹을 가장 많이 사용하고 있다 그러나 유리 및) .

알루미나 세라믹은 일반금속에 비해 선팽창계수가 매우 낮기 때문에 금속재료에 직

접 브레이징 하면 이 부위에 큰 응력이 발생한다 이러한 현상을 방지하기(brazing) .

위해 철 니켈 및 코발트 합금을 사용하여 메탈라이징 을(Fe), (Ni) (Co) (metallizing)

한다 표 는 유리와 알루미나 세라믹의 물성을 비교한 것이다 이 표에서 알 수. 2-2 .

있듯이 유리보다 알루미나 세라믹이 기계 및 열적 특성이 우수하다는 것을 알 수,

있다.[9]

표 유리와 알루미나 세라믹의 물성비교2-2

아크쉴드5. [10]

아크쉴드는 전류차단시 접점사이에 발생하는 아크가 진공중으로 급속히 확산 될

때 세라믹 절연용기의 표면에 금속증기가 부착되어 절연내력이 저하하는 것을 방,

지하고 진공인터럽터 내부의 전계분포를 균일하게 하며 아크생성물을 냉각 응결, . ㆍ

시켜 아크소멸 후 잔류플라즈마를 감소시키는 작용을 한다 그러나 아크쉴드가 아.

크생성물을 냉각시키고 응결시키는 과정에서 자체의 온도는 상승하기 때문에 아크,

쉴드의 직경 및 두께를 증가하여 이러한 문제점을 해결한다 비교적 적합한 아크쉴.

드의 직경을 산정하기 위하여 다음과 같은 식을 사용하여 계산할 수 있다 차단전.

류가 아크를 소멸하는 과정에서 정도의 아크에너지가 흡수된다고 가정하였을50%

때 흡수에너지는 다음과 같은 식으로 나타낼 수 있다, .

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여기서 는 아크전압 는 차단전류 그리고 는 차단시간을 나타낸다 의 계, V , I t . Reece

산에 의하면 아크쉴드 표면의 온도가 최대 를 초과하지 않는 상태에서 흡수600℃

에너지와 최대 에너지밀도 사이의 관계식은 다음과 같다.

여기서, Dmin은 아크쉴드의 내경 는 접점간격 그리고(mm), d (mm) W⊿ max는 최대 에

너지밀도의 허용치를 나타낸다 식 과 를 사용해서 아크쉴드의 최소직경. (2-1) (2-2)

을 계산하면 다음식과 같다.

진공인터럽터의 아크시간은 보통 이내이다 아크쉴드 두께의 증가는 열용10~20mm .

량을 증가시키지만 두께방향으로의 열전도에는 큰 영향을 미치지 않는다 열전도학, .

으로부터 알 수 있는 바 안정상태의 열전도과정 중에서 열량이 고체를 투입하는 깊

이 와 열작용시간 사이에는 다음과 같은 관계식이 성립한다t .δ

여기서 는 재료의 열전도계수 는 비열 그리고 는 밀도를 나타낸다 위의 식에, , C .λ ρ

서 알 수 있듯이 아크쉴드의 두께가 열량의 투입깊이 와 같거니 클 때 아크쉴드, δ

표면의 온도는 두께의 영향을 거의 받지 않는다 왜냐하면 두께가 보다 클 때 아. , δ

크쉴드의 표면 온도상승은 두께의 증가에 따라 저하되기 않기 때문에 투입깊이 는δ

아크쉴드의 최적두께라 할 수 있다.

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제 장 접점재료의 연구 및 개발2

진공인터럽터용 접점재료는 구성원자간 증기압차가 적고 고체상태에서 동에 대한,

크롬의 고용한도가 극히 제한되어 열 및 전기적 특성이 우수한 접점재료가 가CuCr

장 널리 사용되고 있다 접점재료는 개폐시 발생하는 아크에 의해 접점표변에. CuCr

형성된 액상층이 냉각 및 응고하는 과정에서 아주 미세한 크롬입자들이 균일하게

석출됨으로써 군부적인 과열이 억제되어 절연회복속도가 빠르고 높은 차단전류하,

에서도 아크의 냉각특성이 매우 우수하다.[11~12] 그리고 산소친화력 매우 우수한 크

롬분말을 사용함으로서 차단과정에서 발생되는 산소를 쉽게 흡착함으로써 진공개폐

기 내부의 진공도를 고진공 상태로 유지시킨다 그러나 접점재료는 높은 산소. CuCr

친화력과 융점근처에서 발생하는 높은 증기압으로 인해 제조상의 문제점이 많이 발

생한다 진공인터럽터용 접점재료는 크롬의 함량이 인 것을 주로 사용하고. 25~50%

있으며 소결법 용침법 및 아크용해법 등에 의해 제조된다 그러나 용침법 의해 제, , .

조할 경우 합금조성을 정확하게 제어하기가 힘들고 아크용해법의 경우에는 조성과,

미세조직이 국부적으로 불균일해질 뿐만 아니라 균열이 발생될 가능성이 높다 그.

러므로 본 연구에서는 전기적 및 기계적 특성이 우수한 접점재료를 제조하기CuCr

위해 소결공정을 개발하여 미세조직 밀도 경도 및 전기전도도의 측정을 통해 그, ,

특성을 평가하고자 한다.

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제 절 실험방법1

소결방법1.

입자크기가 및 인 크롬분말을 입자크기가 약 인 동분말과45~70 100~150 15㎛ ㎛ ㎛

균일하게 혼합한 후 직경이 인 몰드 에 혼합된 분말을 장입하여 프레, 12mm (mold)

스로 가압하여 성형체를 제조하였다 가압성형에 의해 얻어진 직경 인 성형체. 12㎜

를 소결하여 접점재료를 제조하였다 소결법의 경우 소결이 진행되는 상CuCr .

의 영역에 따라 고상 및 액상소결법으로 분류되는데 본 연구에서는 결함이(phase) ,

없는 접점재료를 제조하기 위해 고상 액상 그리고 고상 및 액상의 단 소결CuCr , 2

법을 사용하였다 최적의 소결조건을 설정하기 위해 순도 의 수소분위기하에. 99.9%

서 고상소결의 경우에는 동의 융점 보다 낮은(1083 ) 950 , 1000 , 1025 ,℃ ℃ ℃ ℃

그리고 액상소결의 경우에는 동의 융점보다 높은 및 의 온1050 1100 1200℃ ℃ ℃

도에서 각각 시간 소결하였다 또한 결함이 없는 건전한 접점재료를 얻기 위4 . , CuCr

해서는 적절한 소결온도와 소결시간 선정외에 성형체 제조에 필요한 성형압력의 조

건을 설정해야 한다 최적 성형체의 압력 및 소결시간을 결정하기 위하여. 0.88,

의 성형압으로 제조된 성형체를 에서1.77, 2.65, 3.54, 4.42ton/ CuCr 950 0.5,㎠ ℃

시간 소결한 후 밀도 및 미세조직을 관찰하였다 성형압력을 높이고1, 4, 8, 10 , . ,

소결 시간을 증가시키더라도 소결체의 밀도가 더 이상 증가되지 않고 미세조직상,

의 결함이 더 이상 감소하지 않는 최소의 압력 및 소결시간을 최적 성형압력과 소

결시간으로 선정하였다.

특성분석2.

접점재료의 최적 소결조건을 확립하기 위하여 서로 다른 조건하에서 제조된CuCr

접점의 특성을 분석하였다 밀도는 법을 이용하여 측정하였으며 계산에. Archimedes ,

사용된 식은 다음과 같다.

또한 광학현미경을 이용하여 접점내부의 미세조직은 관찰하였으며 미세조직의 결, ,

과를 통해 얻어진 최적의 소결조건하에서 직경이 인 접점재료를 제작하여60 CuCr㎜

전기전도도 사 를 측정하였다 접점재료의 기계적 특성(MAGNAFLUX , FM-140) . CuCr

을 분석하기 위해 비커스 및 로크웰 경도기를 사용하여 경도를(vickers) (rockwell)

측정하였다 비커스 정도기는 의 하중하에서 초간 그리고 로크웰 경도기의. 1kgf 10

경우에는 의 하중으로 초간 유지한 후 압흔자국의 깊이를 이용하여 경도값15kgf 15 ,

을 계산하였다.

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제 절 실험결과 및 고찰2

의 소결조건1. CuCr25%

입자크기가 인 크롬분말을 사용하여 의 최적 소결조건을 확립200~300um CuCr25%

하였다 표 은 소결온도가 의 고상소결인 경우 소결시간에 따른 상대밀. 2-1 950°C ,

도 변화를 나타내고 있다 소결시간이 증가함에 따라 소결체의 상대밀도도 에. 93%

서 까지 점진적으로 증가되었다 그러나 표 에 나타난 것과 같이 소결온도95% . 2-2 ,

가 인 액상소결의 경우에는 소결시간에 상관없이 상대밀도가1100°C 95.1~96.8%

로 거의 일정한 값으로 나타났다.

표 소결시간에 따른 상대밀도 변화특성2-1. (950°C)

표 소결시간에 따른 상대밀도 변화특성2-2. (1100°C)

- 21 -

그림 은 소결온도를 로 일정하게 하였을 때 소결시간에 따른 미세조직의2-1 950 ,℃

변화를 니타낸 것이다 동의 함량이 높은 의 경우에는 매우 빠른 속도로. CuCr25%

치밀화가 진행되고 있음을 알 수 있다 또한 소결시간이 증가함에 내부에 존재하는. ,

기공의 수는 점차 감소되었으나 완전히 소멸되지 않음을 알 수 있었다, .

그림 는 에서 액상소결된 의 미세조직을 나타내고 있다2-2 1100 CuCr25% . 110℃

에서 시간 소결한 경우에는 조직내에 국부적으로 기공이 존재하였으나 소결시0 2 ,℃

간이 시간으로 증가됨에 따라 결함이 거의 없는 완전한 소결체를 얻을4 CuCr25%

수 있었다 그러나 소결시간이 시간에서 시간으로 증가되면 다시 조대한 기공들. 4 8

이 국부적으로 존재하였다 이는 크롬분말의 표변에 부착되어 있는 산화피막에 기.

인하는 것으로 생각된다.[13]

의 소결조건2. CuCr50%

표 은 입자크기가 인 크롬분말을 사용하여 에서 시간 소결2-3 90~125 m 950 4μ ℃

한 의 성형압력에 따른 밀도변화를 나타내고 있다 성형압력이CuCr50% . 0.88ton/

에서 으로 높아짐에 따라 성형밀도는 증가하지만 소결 밀도는4.42ton/ ,㎠ ㎠

로 거의 일정한 것으로 나타났다 그러나 성형체에 층상균열이 발생된97.1~97.8% .

의 압력하에서 성형한 소결체의 상대밀도는 로 가장 낮4.42ton/ CuCr50% 96.6%㎠

게 나타났다.

표 는 성형압력을 소결온도를 로 일정하게 하였을 때 소결시2-4 2.65ton/ , 950 ,㎠ ℃

간에 따른 밀도변화를 나타내고 있다 고상소결한 의 소결밀도는 소결시. CuCr50%

간에 관계없이 로 거의 일정하게 나타났다96.7~97.6% .

표 는 성형압력을 소결온도를 로 일정하게 하였을 때 소결2-5 2.65ton/ , 1100 ,㎠ ℃

시간에 따른 밀도변화를 나타내고 있다 에서 액상소결한 의 소결. 1100°C CuCr50%

밀도는 로써 고상소결의 경우와 거의 유사하게 나타났다96.2~97.6% .

- 22 -

시간(a) 0.5 시간(b) 1

시간(c) 4 시간(d) 8

그림 소결시간에 따른 미세구조변화2-1. (950°C)

- 23 -

시간(a) 2

시간(b) 4

시간(c) 8

그림 소결시간에 따른 미세구조변화2-2. (1100 )℃

- 24 -

표 성형압력에 따른 상대밀도 변화 시간2-3. (950 /4 )℃

표 소결시간에 따른 상대밀도변화2-4. (950 )℃

표 소결시간에 따른 상대밀도변화2-5. (1100 )℃

- 25 -

표 은 성형압력을 소결시간을 시간으로 일정하게 하였을 때 소결2-6 2.65ton/ , 4 ,㎠

온도에 따른 소결체의 밀도변화를 나타내고 있다 고상 및 액상에서 시CuCr50% . 4

간 소결한 의 소결밀도는 약 로 소결온도에 따라 밀도 변화는 발CuCr50% 96~97%

생되지 않았다 이상의 결과로부터 알 수 있는 것은 소결중에 수축이 거의 발생하.

지 않는 의 경우에는 밀도측정만으로 최적의 소결조건을 찾는다는 것은CuCr50%

거의 불가능한 것으로 나타났다.

의 소결상태를 분석하기 위해 광학현미경을 이용하여 밀도측정을 행한 소CuCr50%

결체의 미세조직을 관찰하였다 그림 은 에서 시간 소결한 소결체의 성. 2-3 950°C 4

형압력에 따른 미세조직의 변화를 나타내고 있다 이 그림에서 알 수 있듯이 성형. ,

압력을 및 로 제조한 의 경우에는 다수의 기공들이0.88ton/ 1.77ton/ CuCr50%㎠ ㎠

존재하였으나 성형압력이 이상인 경우에는 기공이 거의 없는 건전한 소, 2.65ton/㎠

결체가 얻을 수 있었다 이러한 결과로부터 알 수 있는 것은 소결체의 내부에 기공.

과 같은 결함이 없는 건전한 소결체를 얻기 위해서는 이상의CuCr50% 2.65ton/㎠

성형압력이 필요하다는 것이다.

표 소결온도에 따른 상대밀도변화 시간2-6. (4 )

- 26 -

(a) 87MPa (b) 174Mpa

(c) 260MPa (d) 346Mpa

그림 성형압력에 따른 미세구조변화2-3.

시간(950 /4 )℃

- 27 -

그림 는 최적의 소결온도를 결정하기 위해 소결시간을 시간으로 일정하게 하2-4 4

였을 때 및 에서 소결한 의 미세조직을, 1000 , 1050 , 1100 1200 CuCr50%℃ ℃ ℃ ℃

나타내고 있다 고상소결의 경우 에서 소결한 소결체 그림 에 비해 미세. 950 ( 2-3)℃

조직상에 존재하는 기공의 수가 현저하게 감소하였다 또한 에서 이. , 950 1000℃ ℃

상으로 소결온도가 증가함에 따라 소결체의 내부에 존재하는 크롬입자의 구상화 및

합체 정도가 현저하게 증가되었다 그러나 액상소결의 경우에는 조대(coalescence) .

한 기공들이 국부적으로 몰려있음을 알 수 있다 특히 에서 액상소결한. , 1200℃

소결체의 경우 고상소결한 것에 비해 크롬입자의 합체 및 구상화가 훨CuCr50% ,

씬 많이 진행되었다.

그림 는 고상소결 상태에서 최적의 소결시간을 결정하기 위해 성형압력을2-5

소결온도를 로 일정하게 하였을 때 소결시간에 따른 미세조직을2.65ton/ , 950 ,㎠ ℃

나타내고 있다 그림 의 에 나타난 것과 같이 에서 시간 소결한 소결체. 3 (a) 950 2℃

내에 조대한 기공들이 국부적으로 존재하였으나 소결시간이 시간으로 증가하면, 4

기공이 거의 없는 건전한 소결체를 얻을 수 있었다 그러나 소결시간이 시간으로. 6

증가하면 다시 소결체 내부에 조대한 기공들이 다량 존재하고 있음을 알 수 있다.

이러한 결과로부터 알 수 있는 것은 소결온도가 일정할 때 소결시간이 증가하면,

소결밀도도 증가한다는 일반적인 결과와 상반되는 것으로 소결시에 사용된 크롬분

말의 표면에 형성된 산화물과 밀접한 관련이 있는 것으로 생각된다.[14]

그림 은 소결온도를 로 일정하게 하였을 때 소결시간에 따른 미세 조직2-6 1100 ,℃

의 변화를 나타내고 있다 에서 시간 소결한 경우 그림 의 에서와 같. 1100 2 , 4 (a)℃

이 다수의 기공들이 존재하였으나 소결시간이 시간으로 증가됨에 따라 소결체 내, 6

부에 존재하는 기공의 양은 현저하게 감소되었다 그러나 액상소결법을 사용하여.

의 소결체를 제조하는 경우에는 기공이 전혀없는 건전한 소결체를 얻을CuCr50%

수는 없었다.

- 28 -

(a) 1000℃ (b) 1050℃

(a) 1100℃ (b) 1150℃

그림 소결온도에 따른 미세구조변화 시간2-4. (4 )

- 29 -

시간(a) 2 시간(b) 4

시간(a) 6 시간(b) 8

그림 소결시간에 따른 미세구조변화2-5. (950°C)

- 30 -

시간(a) 2 시간(b) 4

시간(c) 2 시간(d) 4

그림 소결시간에 따른 미세구조변화2-6. (1100 )℃

- 31 -

이상의 실험결과에서 알 수 있듯이 소결법을 적용하였을 경우 의 최적, CuCr50%

소결조건은 성형체 압력은 고상소결의 온도는 이상2.65ton/ ~4.42ton/ , 1000㎠ ㎠ ℃

그리고 액상소결인 경우에는 가 적합한 것으로 나타났으며 소결시간은 고상1100 ,℃

소결과 액상소결에 있어 시간 정도가 최적조건으로 나타났다4 .

크롬분말의 전처리효과3.

이상의 실험결과를 통해 접점재료의 미세조직은 크롬분말의 상태에 많은 영향CuCr

을 받는 것으로 나타났다 그러므로 본 연구에서는 접점재료를 얻기 위해 크롬. CuCr

분말의 표면에 부착되어 있는 산화물을 제거하기 위해 전처리를 행하였다 전처리.

된 크롬분말은 동분말과 혼합하여 의 압력으로 성형한 다음 고상 및 액2.65ton/ ,㎠

상소결의 온도영역에서 각각 소결하였다 또한 전처리 효과를 검증하기 위해 전처. ,

리하지 않은 크롬분말을 사용하여 성형한 다음 전처리를 행한 성형체와 동시에 소

결하였다 표 은 고상 및 액상소결의 경우 전처리에 따른 접점재료의 소. 2-7 , CuCr

결밀도 변화를 나타내고 있다 이 표에서 알 수 있듯이 전처리에 상관없이 소결밀. ,

도는 거의 변화가 없으며 밀도측정으로 소결에 대한 치밀화 정도를 구별할 수 없,

었다 또한 고상 및 액상과 같은 단일상의 온도구간에서 소결한 경우 결함이 전혀. ,

없는 건전한 소결체를 얻을 수 없었고 결함이 없는 건전한 소결체를 얻기 위하여,

성형체를 고상온도 구역에서 일정시간 동안 유지한 후 곧바로 액상온도 영역까지

상승시켜 소결한 후 비교적 짧은 시간 유지시킨 후 냉각하는 고상 액상 단 소결, / 2

법에 의해 소결체를 제조하였다 의 성형체를 및 에서 시. CuCr50% 1000 1050 4℃ ℃

간 동안 소결한 후 곧바로 온도를 증가시켜 에서 시간 액상소결한 시료, 1100 0.5 ,℃

즉 고상 액상 단 소결법에 의해 제조된 소결체의 경우에는 상대밀도가/ 2 CuCr50%

로써 단상영역에서 소결한 시료의 밀도보다 약 정도 높게 나타났다98.1% 1~2% .

그림 은 전처리한 크롬분말과 하지 않은 크롬분말로 제조된 의 성형체2-7 CuCr50%

를 및 의 소결온도하에서 각각 시간 소결시켰을때의 미세조직을 나1000 1050 4℃ ℃

타내고 있다 에서 소결한 경우 크롬분말의 전처리가 내부에 존재하는 기공. 1000 ,℃

의 수와는 무관한 것으로 나타났다 그러나 소결온도가 로 증가됨에 따라 전. 1050℃

처리한 크롬분말을 사용한 소결체는 전처리를 하지않은 크롬분말을 사용한 소결체

보다 약간 낮은 기공도를 나타내었다 또한 소결체의 미세조직을 자세히 관찰하면. ,

전처리한 크롬분말을 사용한 소결체의 경우 전처리를 하지않은 분말을 사용한것에

비해 조직내에 분산되어 있는 크롬입자들의 합체 정도가 심하게 일어났을 뿐만 아

니라 크롬입자들이 상당히 구형화 된 것을 알 수 있다(rounding) .

- 32 -

미처리(a) (1000 )℃ 전처리(b) (1000 )℃

미처리(c) (1050 )℃ 전처리(d) (1050 )℃

그림 전처리에 따른 미세조직변화2-7.

- 33 -

그림 은 및 하에서 각각 시간 소결한 의 미세조직을2-8 1100 1200 4 CuCr50%℃ ℃

나타낸 것이다 에서 전처리된 크롬분말을 사용하여 소결한 경우에는 미세조. 1100℃

직상에 기공이 거의 관찰되지 않았으나 전처리를 하지 않은 크롬분말을 사용한 경.

우에는 국부적으로 크고 작은 기공들이 존재하였다 또한 에서 시간 소결. , 1200 4℃

한 소결한 경우에는 크롬분말의 전처리에 관계없이 조대한 기공들이 국부적으로 집

중되어 있음을 알 수 있다 그러나 전처리를 하지 않은 경우가 처리한 경우보다 소.

결체 내부에 존재하는 기공의 양이 현저하게 높게 나타났다.

이상과 같은 결과로부터 의 소결체에 미치는 크롬입자의 전처리 효과를CuCr5O%

살펴보면 고상소결의 영역에서는 메트릭스 내에 분산되어 있는 크롬입자들, (matrix)

의 합체 및 구형화를 촉진시키고 동의 융점에 가까운 및 액상 소결의 경우, 1050℃

에는 소결체 내부에 존재하는 기공의 수가 감소되는 현상을 관찰할 수 있었다.

그림 는 에서 시간 소결시킨 다음 까지 온도를 상승시켜 시2-9 1000 4 1100 0.5℃ ℃

간 소결한 의 미세조직을 나타낸 것이다 이 그림에서 알 수 있듯이 고상CuCr50% . ,

및 액상의 단 소결의 경우에는 크롬분말의 전처리에 따라 상당한 차이를 나타내었2

다 즉 전처리를 하지 않은 크롬분말을 사용한 경우에는 그림 의 와 같이. , 2-9 (a)

소결체의 표면에 조대한 기공들이 다수 존재하였으나 전처리한 크롬 분말을 사용,

한 경우에는 결함이 없는 건전한 소결체를 얻을 수 있었다.

- 34 -

미처리(a) (1100 )℃ 전처리(b) (1100 )℃

미처리(c) (1200 )℃ 전처리(d) (1200 )℃

그림 전처리에 따른 미세조직변화 시간2-8. (4 )

- 35 -

미처리(c) 전처리(d)

그림 전처리에 따른 미세조직변화2-9.

고상 액상 단 소결( / 2 )

- 36 -

표 크롬분말의 전처리에 따른 밀도변화2-7. (CuCr50%)

이상의 결과로부터 알 수 있는 것은 전처리를 하지 않은 상태에서 크롬분말을 사용

할 경우 소결체 내부에 결함이 발생할 수 있으며 소결조건에 따라 전처리한, CuCr ,

크롬분말을 사용하는 경우에도 결함이 발생할 수 있는 가능성이 높다는 것을 알 수

있었다 특히 결함이 없는 건전한 소결체을 얻기 위해서는 고상 또는 액상소결과. ,

같은 단상영역에서 소결하는 것보다 차로 고상영역에서 소결한 후 곧바로 액상영1 ,

역까지 온도를 상승시켜 단시간 유지시켜 소결한 다음 냉각하는 고상 및 액상의 2

단 소결법이 가장 적당한 것으로 판단된다.

그림 은 고상 및 액상의 단 소결법을 이용하여 제조된2-10 2 CuCr25%, CuCr50%

및 소결체의 미세조직을 나타내고 있다 이들 그림에서 알 수 있듯이 고CuCr75% . ,

상 및 액상의 단 소결법을 사용함으로서 결함이 없는 건전한 소결체를 얻을 수 있2

었으며 의 경우에는 크롬입자들이 상당히 구형화되었으며 조대한 크롬입, CuCr25% ,

자 사이에 존재하는 메트릭스상에 미세한 크롬입자가 분산되어 있다.

- 37 -

(a) CuCr25%

(b) CuCr50%

(c) CuCr75%

그림 고상 및 액상의 단 소결한 소결체의 미세조직변화2-10. 2 CuCr

- 38 -

기계 및 전기적 특성4.

표 은 본 연구를 통해 도출된 소결조건으로 제조된 소결체의 경도특성2-8 CuCr50%

을 나타내고 있다 메트릭스 조직의 경도를 나타내는 미소경도를 살펴보면 액상 및.

고상 액상 단계 소결법으로 제조한 경우에는 고상소결법에2 73.5~75.9 HV1000,ㆍ

의해 제조된 경우에는 로 나타났다41.0~48.6 HV1000 .

표 는 단상 고상 또는 액상 및 고상 및 액상의 단 소결법을 사용하여 제조된2-9 ( ) 2

의 전기전도도를 나타내고 있다 소결에 사용된 크롬분말의 크기는 각각CuCr50% .

및 이다 이 표에서 알 수 있듯이 크롬분말의 입자크기 및 소결65 m 90~125 m . ,μ μ

조건은 접점의 전기전도도에 거의 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다 그러나 동.

및 크롬의 조성에 따라 전기전도도는 변화되었다 즉 의 전기전도도는. , CuCr50%

29.0~31.1 MΩ-1, m-1 의 경우에는, CuCr25% 49.2~54.4 MΩ-1 mㆍ -1로써 동의 함

량이 높을수록 전기전도도도 높게 나타났다.

표 은 동 및 크롬의 전기전도도를 이용하여 및 의 전기전2-10 CuCr25% CuCr50%

도도를 계산한 결과이다 이때 메트릭스내에 크롬이 고용되지 않는 것으로 가정하. ,

였으나 실제적으로는 크롬이 소량 고용되기 때문에 메트릭스내에는 미량의 크롬이,

존재하게 된다 그러므로 실제적인 접점의 전기전도도는 계산된 것보다 낮은. CuCr

값을 나타낸다 한편 합금의 경우에는 고용화처리 상태의 전기전도도는. , CuCr1%

이지만 고용화처리된 합금을 낮은 온도에서 열처리하여 메트40.0 %IACS , CuCr1%

릭스내에 과포화되어 있는 크롬을 석출시키면 전기전도도는 로 배 가량80%IACS 2

증가한다 이 시실로부터 동일한 조성의 합금일지라도 동내부에 고용된 크롬. CuCr

의 함량에 따라 전기전도도가 변화된다는 것을 알 수 있다 한편 표 에서. , 2-9

의 전기전도도는CuCr25% 49.2~54.4MΩ-1 mㆍ -1인데 이는 고용화처리된, CuCr1%

의 전기전도도 40MΩ-1 mㆍ -1보다 높은 값을 나타낸다 이러한 결과로부터 알 수 있.

는 것은 본 연구에서 소결법을 사용하여 제조한 소결체의 경우에는 소결 중CuCr

에 메트릭스내에 고용된 크롬이 냉각과정 중에 으로 재석출됨으로써 매트릭스a-Cr

내에 과포화되어 있는 크롬의 양이 감소하여 전기전도도가 증가하는 것을 알 수 있

었다.

- 39 -

표 의 경도비교2-8. CuCr50%

표 소결체의 전기전도도2-9. CuCr

표 합금의 전기전도도2-10. CuCr

- 40 -

제 절 결 론3

접점재료의 소결공정 및 특성평가를 통해 다음과 같은 결론을 얻을 수 이었다CuCr .

분말야금법에 의해 결함이 없는 및 를 제조할 수 있었으며1. CuCr25% CuCr50% ,

건전한 소결체를 얻기 위해서는 고상소결의 경우에는CuCr50% 1000 ~1050°C,℃

액상소결은 의 온도하에서 각각 시간 소결하는 것이 가장 적합한 것으로1100 4℃

나타났다 그리고 성형압력은 이상의 조건이 요구되었다. 261MPa .

단상소결법에 의해 제조된 소결체의 상대밀도는 로써 고상 액2. CuCr 95.2~97.4% /

상 단 소결법에 의해 제조된 소결체의 상대밀도는 로 단 소결2 CuCr 97.6~98.1% 2

법에 의해 제조된 소결체의 상대밀도가 단상소결법에 의해 제조된 소결체의CuCr

상대밀도에 비해 약 정도 높게 나타났으며 그 편차도 적었다1% , .

- 41 -

전처리를 통하여 입자크기가 인 크롬분말의 표면을 감싸고 있는 산3. 90~125 mμ

화물을 제거하여 입자크기가 약 인 동분말을 혼합하여 의 압력으로 성45 m 261MPAμ

형체를 제조한 후 고상 액상 단 소결법에 의해 결함이 없는 및, / 2 CuCr25%

를 제조할 수 있었다CuCr50% .

- 42 -

제 장 축자계형 전극구조의 개발3

진공인터럽터의 차단성능에 결정적인 영향을 미치는 대전류 아크모드를 효과 적으

로 제어할 수 있는 유일한 방법은 자계를 이용하는 것이다 진공아크에 평행한 자.

계를 인가하는 축자계 방식은 전류차단시 발생하는 진공아크를 전자유체적으로 안

정화시키는 동시에 플라즈마의 확산을 제어함으로서 아크전압을 감소시켜 양극으로

입력되는 아크에너지를 최소화시킨 방법이다.[2]

제 절 기본원리1

그림 은 본 연구를 통해 개발된 축자계 방식의 전극구조를 나타내고 있으며 축3-1 ,

자계를 발생시키는 디스크형 전극 전류의 흐름을 원할하게 하는 주전극 및 접점으,

로 구성되어 있다 고정전극의 전극봉으로 입력된 전류. I0는 디스크형 전극상의 슬

릿 에 의해 분할되어 접점으로 흐르며 이 전류는 가동전극의 접점 및 디스크(slit) 3 ,

형 전극상의 슬릿을 통해 전극봉으로 흘러 들어가게 된다 이러한 전류의 흐름에.

의해 축자계가 형성되고 자계분포의 균일화를 위해서 고정 및 가동전극의 디스크,

형 전극은 도 비틀어진 구조로 되어 있다30 .

제 절 자계해석 및 측정2

축자계형 전극의 설계에 있어 가장 중요한 인자는 진공아크 에 의해(vacuum arc)

발생하는 열적 스트레스를 균일하게 분포시킬 수 있는 축자계를 형성시키는 것이

다 그러나 접점내부에 흐르는 와전류 는 축자계의 강도를 감소시키. (eddy eurrent)

고 전류영점 후의 잔류자속 에 의해 전류와 축 자계사이의, (residual magnetic flux)

위상차를 발생시킨다.[15] 그러므로 축자계형 전극을 설계할 경우에는 이러한 와전

류의 영향을 최소화 할 필요가 있다.

- 43 -

그림 축자계형 전극의 기본원리3-1.

- 44 -

와전류를 고려한 자계해석1. [16]

접점표면에 존재하는 전류분포는 균일하지 않기 때문에 다음과 같은 방정식을 이용

하여 전류밀도 의 분포를 구할 수 있다.𝑱

여기서 는 전류벡터 포텐셜 그리고 는 도전율을 나타,T (current vector potential) 𝜎

낸다 자계내에서 와전류를 고려한 자속밀도 의 분포는 다음과 같은 기본적인 방. B

정식을 이용하여 구할 수 있다.

여기서 는 자기저항율 로 투자율 의 역수 는 자기벡터포텐셜, (m/H) (permeability) ,A𝝂

(magnetic vector potential), 𝑱c는 와전류의 밀도 그리고 는 전기스칼라 포텐셜Φ

을 각각나타낸다 일반적으로 자계는 표피깊이 만큼 투과가 가능하므로. (skin depth)

다음과 같은 식으로 나타낼 수 있다.

여기서 는 각주파수, ,ω μr은 비투자율 그리고(relative permeability) μ0는 자유공간

의 투자율로 4 ×10π -7 로 나타낼 수 있다 전류는 도체의 표면에 거의 집중Wb/Am .

되고 표피두께를 지니면 급격히 감소한다, .

- 45 -

해석방법2.

축자계형 전극의 자속밀도 및 자계분포를 해석하기 위해 유한요소법(Finite Element

을 이용한 상용 프로그램인 를 사용하였다 진공아크는Method ; FEM) EMAS S/W .

접점사이에 삽입된 직경 의 무산소동으로 모의하였으며 도전율이 균일한 원10mm ,

통으로 가정하여 해석하였다 표 은 자계해석에 필요한 재료의 물성을 나타낸. 3-1

것이다 일반적으로 진공아크를 구성하고 있는 플라즈마 의 도전율은 전극. (plasma)

봉 및 접점의 도전율에 비해 매우 낮기 때문에 실제 해석결과에 미치는 영향은 적

다고 할 수 있다.

표 재료의 물성3-1

그림 는 진공영역을 제외한 부분의 요소분할도를 나타내고 있다 전류밀도 자3-2 . ,

속밀도 및 자계분포를 해석하기 위해 사용된 요소수는 전극부의 경우에 약 30,000

개 그리고 공간부의 경우에는 약 개 정도로 분할해서 각 요소를 통과하는60,000

전류에 의해 발생하는 자계를 계산하였다.

측정시스템3.

축자계형 전극의 자속밀도 및 자계분포에 대한 해석결과의 정합성을 검증하기 위해

서 그림 과 같은 측정시스템을 설계하여 사용하였다 전극에 인가된 전류는3-3 .

60Hz, 250Arms이며 전류차단시에 발생하는 진공아크를 모의하기 위해 직경이,

높이가 인 핀 을 사용하였으며 이 핀을 통해 상부전극에서 하부10mm, 12mm (pin) ,

전극으로 전류가 흐른다 자속밀도 및 전류의 측정은 가우스 메터 와. (gauss meter)

동축 분류기 를 각각 사용하였으며 스위치를 닫은 후 수백 의(coaxial shunt) , 100ms

시간이 경과한 후 측정하였다 측정범위는 상부 및 하부전극의 중심위치에서 접점.

의 반경을 기준으로 전영역을 측정하였다 측정상의 오차범위는 이며 측정된. ±2% ,

축방향 자속밀도와 입력전류 파형은 오실로스코프를 통해 컴퓨터로 저장된다 또한. ,

이 측정시스템을 사용하여 와전류에 의해 발생하는 전류와 축자계 사이의 위상차를

측정할 수 있다.

- 46 -

그림 요소분할도3-2.

- 47 -

그림 측정시스템의 개략도3-3.

- 48 -

제 절 해석 및 측정결과3

해석결과1.

그림 는 전극간 갭 의 중심에서 축자계형 전극의 자속밀도 분포를 나타낸3-4 (gap)

것이다 해석에 사용된 전극의 직경은 전극간 갭은 그리고 접점의. 80mm, 10mm

두께는 로 가정하였으며 입력전류는4mm , 60Hz, 50kArms로 하였다 일반적으로 접.

점의 두께는 축자계형 전극구조의 설계에 있어 매우 중요한 인자로써 접점의 두께,

가 증가하면 표피두께의 증가로 인하여 축자계를 약화시킨다 이 그림에서 알 수.

있듯이 디스크형 전극상의 슬릿부근에 비교적 높은 자속밀도 영역이 존재하는 것,

을 알 수 있으며 이는 슬릿의 의해 축자계가 발생한다는 것을 나타낸다, .

그림 는3-5 60Hz, 50kArms의 전류를 인가하였을 때 전극간 갭의 중심에서 반경방,

향으로 존재하는 축방향 자속밀도의 분포를 나타낸 것으로 그림 에 정의된, 3-4

의 방향에 대한 자속밀도를 나타내고 있다 이 그림에서 알 수 있듯이 반경방B(r) . ,

향으로 존재하는 축방향의 최대 자속밀도는 약 로 나타났다480mT .

그림 은3-6 60Hz, 50kArms의 전류를 인가하였을 때 전극간 갭의 중심에서 방위각,

방향으로 존재하는 축방향 자속밀도의 분포를 나타낸 것으로 그림 에 정의된, 3-4

의 방향에 대한 자속밀도를 나타내고 있다 이 그림에서 알 수 있듯이 전류피B(a) . ,

크인 경우 방위각 방향으로 존재하는 축방향의 최대 자속밀도는 약 최소480mT,

자속밀도는 로 나타났다 그러므로 그림 및 그림 의 결과를 통해 알180mT . 3-5 3-6

수 있는 것은 본 연구를 통해 개발된 전극의 자속밀도는 50kArms의 전류를 인가하

였을 때 의 분포를 가지고 있는 것으로 나타났다, 180~480mT .

- 49 -

전류피크(a)

전류영점(b)

그림 접점중심에서 축자계형 전극의 자속밀도 분포3-4.

- 50 -

그림 반경방향으로 존재하는 축방향 자계분포3-5.

- 51 -

그림 방위각 방향으로 존재하는 축방향 자계분포3-6.

- 52 -

축방향 자속밀도의 형상에 대한 시간 의존성은 축자계형 전극의 설계에 있어 매우

중요한 요소이다 일반적으로 축자계형 전극에 대전류가 인가되면 접점내에 와전류.

가 흘러 최대 축자속밀도를 감소시키고 전류와 축자속밀도사이에 위상차를 발생시,

킨다 이 잔류자계는 전류영점 후에 접점간에 과도회복전압. (Transient Recovery

이 인가되었을 때 전극간 캡내에 하전입자를 가두어 그들의 확산과Voltage ; TRV) ,

정을 지연시킬 수 있다.[17~18] 그림 은 전극간 갭의 중심에서3-7 60Hz, 50Arms의

전류를 인가하였을 때 축방향 자속밀도의 최대값을 나타낸 것으로 진공인터럽터는, ,

전류영점에서 전류를 차단하는 것으로 가정하였다 와전류에 의해 발생하는 축방향.

자속밀도의 지연에 대한 연구를 하기 위해서 자속밀도는 사이클 동안의 결과를 나1

타내었다 전류피크 근처에서 전류와 축자속 밀도사이의 위상차는 최대 약. 0.5ms

로 나타나는 것을 알 수 있다 전류 영점에서 이 축자속밀도는 약 정도 남아. 100mT

있다는 것을 알 수 있다.

그림 은 전류피크인 경우의 전류밀도의 분포를 나타내고 있다 전극봉을 통해3-8 .

접점으로 입력되는 전류는 디스크상의 슬릿에 의해 균일하게 분류되며 이러한 전,

류의 흐름에 의해 축방향의 자계가 발생한다.

그림 는 전류영점에서 접점내부의 전류밀도분포를 나티낸 것이다 와전류는 전3-9 .

류영점 후의 축방향 자계를 강화시키려고 하기 때문에 전류영점 후에도 축방향 자

속밀도가 잔류하게 된다 그러므로 축자계방식에 있어 슬릿은 전류루프 를 형. (loop)

성하여 축방향 자계를 강화시키고 접점내에 존재하는 와전류를 감소시킨는 역할을,

한다.

- 53 -

그림 시간에 따른 축방향 자속밀도의 변화3-7.

- 54 -

그림 전류밀도의 분포 전류피크3-8. ( )

그림 전류밀도의 분포 전류영점3-9. ( )

- 55 -

측정결과2.

그림 은3-10 60Hz, 50kArms의 전류를 인가하였을 때 전극간 갭의 중심에서 반경,

방향으로 존재하는 축방향 자속밀도의 분포를 측정한 것이다 이 그림에서 알 수.

있듯이 축방향으로 존재하는 최대 자속밀도는 약 정도로 해석치에 비해 약, 430mT

정도 낮게 나타났으나 자계분포는 거의 유사한 분포를 나타내었다50mT , .

그림 은3-11 60Hz, 50kArms의 전류를 인가하였을 때 전극간 갭의 중심에서 방위,

각방향으로 존재하는 축방향 자속밀도의 분포를 측정한 것이다 방위각 방향으로.

존재하는 축방향의 최대 자속밀도는 약 로 해석치에 비해 약 정도 낮420mT 60mT

게 나타났다 또한 최소 자속밀도는 로 해석치에 비해 정도 높게 나타. , 230mT 50mT

났다 그림 및 그림 의 측정결과를 통해서 축방향으로 존재하는 자계는. 3-10 3-11

50kArms의 전류를 인가하였을 때 으로 나타났다, 230~430mT .

- 56 -

그림 반경방향으로 존재하는 축방향 자속밀도의 측정결과3-10.

- 57 -

그림 방위각 방향으로 존재하는 축방향 자속밀도의 측정결과3-11.

- 58 -

제 절 전자반발력4

전류가 흐르는 두 접점은 점접촉을 하고 있기 때문에 전자반발력이 발생하며 이는,

전류가 투입되는 순간에 회로정수에 따른 비대칭 전류에 의해 급격하게 증가하게

된다 이때 차단기의 투입 및 와이퍼 스프링에 작용하는 가압력이 반발력보. , (wipe)

다 작으면 접점의 반발에 의해 아크가 발생하여 접점이 용융되어 용착이 발생하게,

된다 그러므로 전류가 투입될때 전자반발력을 예측하는 것은 접점의 용착을 방지.

하고 차단기의 투입스프링 및 기계적인 구조의 설계에 매우 중요한 요소이다, .[19]

전자반발력의 발생기구1.

진공인터럽터 내부의 접점은 미세한 돌기에 의해 점접촉을 하고 있기 때문에 전류

가 투입되는 순간에 두 접점사이에는 가장 큰 전자반발력이 작용한다 그림. 3-12

는 에 의해 제안된 전자반발력의 발생기구에 대한 개략도 및 실험식을 나타낸Clerc

것으로 전류 에 의해 발생하는 자계로 의 힘이 접점에 작용한다 이때 각 접, 1 J×B . ,

점에 작용하는 힘은 미세돌기에 의해 접촉면에 흐르는 전류의 방향이 서로 반대이

기 때문에 척력으로 작용하고 이로인해 접점간에 전자반발력이 작용한다, . 이[2 그림

의 식에서 는 전류파고치 는 접촉점의 직경 그리고 는 전자3-12 , i (A), D (1~2mm) F

반발력을 나타낸다 의 실험식에서 알 수 있듯이 전자반발력은 전류의 제곱에. Clerc ,

비례하지만 접점의 형상 및 재질에는 관계가 없는 것으로 나타났다 접점상에 존재, .

하는 미세돌기에 의한 접촉면의 반경 은 다음과 같은 식을 사용하여 계산할 수 있R

다.

여기서 는 접촉압력 는 접촉면의 상태에 따라 결정되는 계수 그, P (N), (0.5~0.7)𝛇

리고 는 접점재료의 브라넬경도H (N/mm2 를 나타낸다) .

- 59 -

그림 전자반발력의 발생기구3-12.

- 60 -

해석방법2. [21]

진공인터럽터의 가동전극에 작용하는 전자반발력 는 다음과 같은 방정식을 이용하F

여 계산할 수 있다.

여기서 는 진공인터럽터 가동전극의 영역 는 힘의 밀도, V , ,𝑓 𝑱0는 전류밀도, 𝑱e

는 와전류 밀도 그리고 는 자속밀도를 나타낸다 전류분포가 균일하지 않기 때문B .

에 전체 전극내의 외부 자속밀도 𝑱0의 분포는 다음과 같은 방정식을 이용하여 구

할 수 있다.

여기서 는 도전율 는 전류벡터 포텐셜을 나타낸다 자속밀도 의 분포는 와전, , T . Bσ

류를 고려한 다음과 같은 기본적인 방정식을 이용하여 구할 수 있다.

여기서 는 투자율 는 자기벡터 포텐셜 그리고 는, , A (magnetic vector potential)μ ￠

전기스칼라 포텐셜 을 각각 나타낸다(electric scalar potential) .

해석 및 실험결과3.

유한요소 해석프로그램을 사용하여 와전류를 고려한 전자반발력을 해Maxwell 3D

석하였으며 실험을 통해 해석의 정합성을 검증하였다 그림 에 나타낸 것과, . 3-13

같이 전류가 투입되었을 때 아크의 발생으로 접점의 반발을 결정하였다 그림, .

은 투입잔류에 따른 전자반발력 특성을 나타내고 있다 슬릿의 유 무에 따라3-13 . ㆍ

발생하는 전자반발력은 다르게 나타났으며 슬릿이 없는 경우가 있는 경우보다 전,

자반발력이 높게 나타났다 표 은 그림 의 해석 및 실험결과를 기초로 횡. 3-1 3-14

자계 및 종자계 방식의 전자반발력을 것이다 계산에 사용된 식은 다음과 같다. .

- 61 -

이 표에서 알 수 있듯이 를 기준으로 한 축자계형 진공인터럽터의 접촉하중은50kA

횡자계방식에 비해 약 정도 감소하며 이는 진공차단기의 소형화 기계적 수명35% , ,

및 신뢰성 향상에 기여할 수 있을 것으로 판단된다.

표 횡자계 및 종자계의 전자반발력3-1.

- 62 -

그림 전자반발력이 발생하였을때의 아크전압3-13.

접촉하중( : 50kgf)

- 63 -

그림 투입전류에 따른 전자반발력3-14.

- 64 -

제 절 결 론5

전류차단시 발생하는 진공아크를 전자유체적으로 안정화시키고 플라즈마의 확산을,

제어하여 아크전압을 감소시켜 양극으로 입력되는 아크에너지를 최소화 시킬 수 있

는 축자계형 전극의 설계에 있어 핵심인자로 작용하는 자계분포의 해석 및 실험결

과를 분석하여 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

본 연구를 통해 개발된 축자계형 전극은 디스크형 전극상의 슬릿부근에서 비교1.

적 높은 자속밀도의 영역이 존재하였으며 이는 슬릿에 의해 축자계가 발생한다는,

것을 알 수 있었다..

2. 50kArms의 전류를 인가하였을 때 축방향으로 존재하는 자속밀도의 분포를 실험,

한 결과 의 분포를 가지는 것으로 나타났으며 이는 해석치에 비해 약230~430mT ,

간 낮게 나타났다.

전류피크 근처에서 전류와 축자속 밀도사이의 위상차는 최대 약 로 매우3. 0.5ms

적게 나타났으나 전류영점에서 약 의 축방향 자속밀도가 잔류하는 것으로, 100mT

나타났다.

를 기준으로 한 축자계형 진공인터럽터의 접촉하중은 횡자계방식에 비해4. 50kA

약 정도 감소하며 이는 진공차단기의 소형화 기계적 수명 및 신뢰성 향상에35% , ,

기여할 수 있을 것으로 판단된다.

- 65 -

제 장 축자계형 전극의 아크계측4

대전류 진공아크에서 절연회복특성을 저하시키는 주요원인은 접점에서 방출되는 금

속증기이다 일반적으로 음극점의 온도는 약 정도로 매우 높지만 반경이. 3,000°C ,

정도이기 때문에 냉각시정수는 약 로 과도회복전압의 시정수와 거의 비100 100㎛ ㎲

슷하며 증기압 특성이 온도에 따라 지수함수적으로 감소하기 때문에 음극에서의,

증발은 문제가 되지 않는다 그러나 양극측의 열입력은 음극측의 배정도로 높기. 2

때문에 양극측에 큰 용융이 발생하기 쉽고 냉각시정수도 로 매우 길기 때문, 100ms

에 대전류의 차단에 큰 영향을 미친다.[22] 본 장에서는 축자계형 전극의 기본특성

및 아크의 거동관측을 통해 전극면상에 존재하는 아크분포의 균일성을 확인하여 양

극으로의 열유속밀도를 예측하였다.

제 절 실험방법1

공진회로1. LC [23]

공진회로에는 선로저항 또는 아크에 의한 저항성분이 있기 때문에 그림 과LC 4-1

같은 회로로 나타낼 수 있다C-L-R .

그림 회로4-1. C-L-R

- 66 -

콘덴서 C𝑖에 전하 를 충전시킨 상태에서 스위치q Ms를 닫아 리액터 L𝑖와 저항 R𝑖

를 통해서 방전시키면 아크전류는 다음과 같은 식으로 나타낼 수 있다.

이 미분방정식의 해는 의 경우 초기조건으로서 에서, t=0 q=Q=C𝑖E𝑖 및

를 주면=0𝑖

여기서, E𝑖는 콘덴서 C𝑖의 초기충전전압, 그리고

이다 식 및 식 은 감쇄진동파형을 나타낸다 이 회로를 전류. (2) (3) . C-L-R

원으로 하는 경우에는 가능하면 전류의 감쇄를 최소화 할 필요가 있다 전류의 감.

쇄율은 R𝑖가 작으면 근사적으로 다음과 같이 나타낼 수 있다.

여기서 는 로부터 헤아린 전류피이크의 숫자이며, = 1, 2, 3, t=0 , Zㆍㆍㆍ𝑛 𝑖는 써

지임피던스 를 나타낸다 따라서 전류의 감쇄율은. R𝑖/Z𝑖 즉 회로의,

써지임피던스와 저항성분의 비에 의해서 결정된다 한편 식 에서 만약. , (2) R𝑖가 무

시가능한 값이라면 이므로 로 된다 여기서 공진주파수를. ,

상용주파수로 하며 로 되고 이 충전전압, E𝑖와 인덕턴스 L𝑖의 값은

발전기를 사용한 회로의 전압 및 인덕턴스와 같게 된다 따라서. , L𝑖 및 C𝑖는 단락

전류의 실효치 Is를 알면 다음과 같이 구해진다.

- 67 -

실험회로2.

그림 는 공진회로를 기초로 축자계형 전극의 아크특성을 분석하기 위해 사용4-2 LC

된 회로로써 주전류원과 보조전류원으로 구성되어 있다 주전류원은 커패시터, . C𝑖

과 공심리액터 을 이용하여 대전류를 발생시키는 회로로 비대칭 반파형태의 전류L ,

펄스로 나타난다 이 회로를 통해 발생시킬 수 있는 최대전류는. 25kArms이다 또한. ,

접점의 분리시에 발생하는 접점소모를 최소화하기 위해 사용된 보조전류원은 커패

시터 C2와 방전저항 R2를 이용하여 최대 의 직류전류를 발생시킬 수 있는 회로2kA

이다 그림 은 실험회로의 동작시퀜스로써 보조 전류원의 투입스위치. 4-3 , SW2를

닫아 진공챔버내의 전극에 인가하고 전극간 갭이 정도로 분리되었을 때 투, 10mm ,

입스위치 SW1을 닫으면 의 대전류가 인가된다 이때 보조전류원에 의해 발생60Hz . ,

된 전류는 매우 낮기 때문에 다수의 음극점 만이 발생하고 접점의(cathode spot) ,

소모는 거의 없다고 할 수 있다.

실험장치3.

그림 와 같은 조립식 아크챔버를 사용하여 본 연구에서 개발된 축자계형 전극4-4

의 진공아크특성을 연구하였다 축자계형 전극을 조립식 아크챔버에 장착하여 로타.

리 및 확산펌프를 사용하여 1.5×10-3 정도의 진공까지 배기시켰다 조립식 아크Pa .

챔버에는 관측창이 있기 때문에 측면을 통해 진공아크를 관측하여 기록할 수 있다.

축자계형 전극의 아크은 고속카메라 를 사용하여 관측(high-speed video camera)

하였으며 이때 고속 카메라의 속도는 노출시간은 로 하였다, 4500frames/s, 40us .

아크가 발생하였을 경우에 생기는 자외선을 피하기 위해 챔버의 관측창 전면에 용

접용 필터 파장투과역은 익 를 설치하였다 또한 직경 및 높이가 각( 4000~5000A) . ,

각 인 스테인레스 스틸재질의 아크쉴드를 내부에 설치하여 실질적인 진공인110mm

터럽터의 내부구조와 동일한 환경하에서 실험하였다 아크전압 및 아크전류는 분압.

기 및 로고우스키 코일 을(voltage divider ; RCR-type, Hipotronics) (rogowski coil)

각각 사용하여 측정하였다 또한 쉴드전류는 동축전류션트. , (coaxial current shunt)

를 사용하여 측정하였다 전압과 전류파형은 샘플링속도가 를 가진 디지털. 250MHz

오실로스코프 를 사용하여 기록하였(digital oscilloscope ; Tektronics, Yokogawa)

다.

- 68 -

그림 실험회로4-2.

- 69 -

그림 동작시퀜스4-3.

- 70 -

그림 실험장치의 개략도4-4.

- 71 -

그림 실험장치의 사진4-5.

- 72 -

제 절 실험결과2

아크전압특성1.

그림 은 축자계형 전극구조에 있어 아크전류에 따른 아크전압의 변화특성을 나4-6

타내고 있다 이 그림에서 알 수 있듯이 아크전류의 증가에 따라 아크전압은 약간. ,

상승하지만 그 범위는 정도로 낮게 나타났다 이 현상은 축자계형 전극구, 20~25V .

조에 있어 전형적으로 나타나는 것으로 차단시 발생하는 아크가 전극전면에 균일,

하게 분포함으로서 양극으로 입력되는 아크에너지가 적기 때문인 것으로 생각된다.

이러한 결과는 그림 의 아크전압파형에서 확인할 수 있는 데 일반적으로 축자4-7 ,

계형 전극에 있어 자속밀도의 부족 또는 양극에 용융이 발생하면 아크전압에 진동

이나 흐트러짐이 발생된다 그러나 그림 의 결과에서 이러한 현상을 관찰할 수. 4-7

없기 때문에 양극으로 입력되는 열유속밀도가 극히 적은 것으로 판단된다.[24~25]

아크형상관측2.

그림 은 축자계형 전극의 아크거동을 고속카메라를 이용하여 관측한 것이다4-8 .

- 73 -

그림 전류에 따른 아크전압특성4-6.

- 74 -

그림 아크전류에 따른 아크전압파형4-7.

- 75 -

그림 축자계 전극의 아크거동4-8.

- 76 -

이때 전류는, 25kArms 그리고 아크시간은 로 하였다 이 그림에서 알 수 있듯8ms .

이 아크는 전류피크 근처에서 접점의 전면에 균일하게 확산됨을 알, (4.0~4.5ms)

수 있다.

차단실험3.

그림 는 유압조작기를 이용하여 축자계형 진공인터럽터를 단상으로 차단실험4-9

하였을 때 그 결과파형을 나타내고 있다 이때 인가전류는(TD5) , . , 48.6kArms 분(DC

그리고 회복전압은45%) 7.4kYrms이다 차단실험을 통해 본 연구를 통해 개발 된.

전극의 차단성능을 확인할 수 있었다.

그림 은 그림 의 차단실험 조건하에서 회 실험한 접점의 표면형상을 나4-10 4-9 10

타내고 있다 이 그림에서 알 수 있듯이 접점의 표면상에 약간의 용융흔적은 있지. ,

만 대체로 양호한 상태를 나타내었다 그리고 접점의 표면상에 존재하는 아크흔적, .

을 살펴보면 그림 의 에 나타낸 전류피크시에 축방향의 자계분포와 매우 유, 3-4 (a)

사한 형태로 나타났다 이는 본 연구에서 개발된 축자계형 전극에서 발생하는 아크.

는 그림 에 나타낸 것과 같이 약 이상의 영역에서 확산되는 것으로 생4-10 4mT/kA

각된다.

- 77 -

그림 단상차단실험 결과파형4-9.

- 78 -

그림 차단시험 후의 접점표면4-10.

그림 축방향 자속밀도 이상인 영역4-11. 4mT/kA

- 79 -

제 절 결 론3

축자계형 전극의 기본특성 및 아크의 거동관측을 통해 전극면상에 존재하는 아크분

포의 균일성을 확인하여 양극으로의 열유속밀도를 예측하기 위해 아크발생 실험장

치를 이용하여 실험을 행한 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다, .

본 연구에서 개발된 전극에 있어 아크전압은 아크전류의 증가에 따라 약간 상1. ,

승하지만 그 범위는 정도로 낮게 나타났다, 20~25V .

고속카메라를 이용하여 축자계형 전극의 아크거동을 관측한 결과 전류피크 근2. ,

처에서 접점의 전면에 균일한 아크의 확산을 확인할 수 있었다.

단락발전기를 이용하여3. 48.6kArms의 전류하에서 차단실험을 행한 결과를 나타내

고 있다 차단실험의 결과파형에서 알 수 있듯이 아크시간이 의 분. 14.9ms, 45% DC

그리고 회복전압이 7.4kVrms가 인가된 경우에 차단성능을 확인 하였다.

4. 48kArms의 전류하에서 회 차단실험을 행한 접점의 표면은 약간의 용융흔적은10

있었지만 대체로 양호한 상태를 나타내었다 그리고 접점의 표면상에 존재하는 아, .

크의 흔적을 통해 본 연구에서 개발된 축자계형 전극의 유효면적은 약 이상4mT/kA

의 영역인 것으로 나타났다.

- 80 -

제 장 제작 및 성능시험5 Prototype

제 절 제작1 Prototype

축자계형 전극을 구성하고 있는 디스크 전극 그림 주전극 그림 및 접점( 5-1), ( 5-2)

그림 을 제작하였으며 디스크 및 주전극의 재질은 무산소동이며 접점은 액( 5-3) , ,

상소결에 의해 제조된 를 사용하였다 그림 및 그림 는 가동 및CuCr25% . 5-4 5-5

고정측의 부분조립도를 나타내며 그림 은 축자계형 진공인터럽터의 전체조립도, 5-6

를 나타낸 것으로 접점간 거리는 로 하였다10mm .

제 절 시험방법2

축자계형 진공인터럽터의 성능시험은 표 과 같이 에 준하여 실시하5-1 IEC-60056

였다 그림 은 단시간 시험 그리고 그림 은 단락시험에 사용된 회로를 나타. 5-7 5-8

내고 있다.

제 절 시험결과3

단시간시험1.

단락전류를 투입시켰을 때 전자력에 의한 기계적인 문제와 전류흐름에 의한 열적,

문제를 확인하기 위하여 그림 와 같이 초 단시간 시험을 행하였다 이 때 접5-9 3 . ,

촉하중은 벨로우즈의 자폐력을 포함하여 로 하였다 시험의 결과파형에 나타390kgf .

난 것과 같이 132kApeak의 전류를 투입시켰을 때 기계 및 열적으로 문제가 없는 것,

으로 나타났다.

- 81 -

단락시험2.

축자계형 진공인터럽터에 대한 시험결과의 일부를 그림 그림 그림5-10, 5-11,

그림 및 그림 에 나타내었다 의 경우 시험설비의 문제로 투5-12, 5-13 5-14 . TD4

입전류와 정격차단전류의 조건을 동시에 만족시킬 수 없어 초 분4a(O-0.3 -CO-3

및 분 분 로 나누어 시험하였다 그림 과 그림 의-CO) 4b(O-3 -O-3 -O) . 5-10 5-11

결과 파형에서 알 수 있듯이 투입전류, 147.4kApeak 평균차단전류, 53kArms로 시험

조건을 만족하였다 또한 그림 그림 그림 그림 의 분이. , TD5( 5-12, 5-13, 5-14) DC

함유된 비대칭 차단성능경우에도 50kArms 분 이상 이상의 전류를 차단하였(DC 60% )

다 그림 는 정격차단전류에서 약 회 정도 차단시험을 행한 후의 접점의 표. 5-15 10

면 형상을 나타내고 있다 이 그림에서 알 수 있듯이 약간의 용융흔적은 발생하였. ,

지만 접점의 소모는 정도로 매우 적게 나타났다, 0.5mm .

제 절 결 론4

단시간 및 단락시험을 통해 축자계형 진공인터럽터 의 성능시험을 한 결Prototype

과 접촉하중을 로 하였을 때 투입전류에 대한 기계 및 열적 문제가 발생하, 390kgf ,

지 않았다 또한 의 전과정을 통해 차단성능적인 측면에서도 매우 우수. , TD1~TD5

하다는 것을 확인하다는 것을 확인할 수 있었다.

- 82 -

그림 디스크 전극의 도면5-1.

- 83 -

그림 주전극의 도면5-2.

- 84 -

그림 접점도면5-3.

- 85 -

그림 고정측 부분조립도5-4.

- 86 -

그림 가동측 부분조립도5-5.

- 87 -

그림 전체조립도5-6. (Prototype)

- 88 -

표 성능 시험의 기준5-1.

항목TD1 TD2 TD3 TD4 TD5

정격

회복전압 7.2kV 정격의 초 이상인가95%~110%, 0.1 (6.84~7.92kV)

차단전류

분AC 50kA10%±20%(4~6kA)

30%±20%(12~18kA)

60%±20%(27~36kA)

100%+10%(50~55kA)

100%+10%(50~55kA)

분DC <20% <20% <20% <20%최소동작시간의

규정값DC

투입전류차단전류 분의 배- TD4 : AC 2.6 <+10%

두번의 중 한번은 투입전류가 인가되도록 실시( C )

TRV

Uc

기준12kV

22kV 22kV 22kV 22kV 20.6kV

t3 13㎲ 13㎲ 26㎲ 60㎲ 60㎲

Uc/t3 1.7 1.7 0.85 0.34 0.34

동작책무 초 분O-0.3 -CO-3 -CO 분 분O-3 -O-3 -O

- 89 -

그림 단시간 시험회로5-7.

- 90 -

그림 단락시험회로5-8.

- 91 -

그림 단시간시험 결과파형5-10.

- 92 -

그림 단락시험 결과파형 초5-10. (TD4a ; O-0.3 -CO 분-3 -CO)

- 93 -

그림 단락시험 결과파형 분5-11. (TD4b ; O-3 -O 분-3 -O)

- 94 -

그림 단락시험 결과파형5-12. (TD5-O1)

- 95 -

그림 단락시험 결과파형5-13. (TD5-O2)

- 96 -

그림 단락시험 결과파형5-14. (TD5-O3)

- 97 -

상(a) R

상(b) S

상(c) T

그럼 단락시험후 접점표면의 형상5-15.

- 98 -

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