8-900-374-94-44
Большая советская энциклопедия. — М.: Советская энциклопедия. 1969—1978.
КОММУТАЦИЯ (электрических цепей) — КОММУТАЦИЯ электрических цепей, процесс переключения электрических соединений в устройствах автоматики, электроэнергетики, электросвязи и т.
КОММУТАЦИЯ — электрических цепей процесс переключения электрических соединений в устройствах автоматики, электроэнергетики, электросвязи и т. д. Как правило, сопровождается переходными процессами, возникающими вследствие перераспределения токов и напряжений … Большой Энциклопедический словарь
КОММУТАЦИЯ — Взаимное сообщение, движение двух тел, ударяющихся друг о друга. Словарь иностранных слов, вошедших в состав русского языка. Чудинов А.Н., 1910. коммутация I. (лат. commutatio изменение, перемена) 1) эл. совокупность операций, связанных с… … Словарь иностранных слов русского языка
коммутация — и; ж. [от лат. commutatio изменение, перемена] 1. Электр. Изменение соединений в электрических цепях (включение, отключение и переключение их отдельных частей), выполняемое при помощи специальной аппаратуры.
2. Техн. Система электрических… … Энциклопедический словарь
Коммутация — I Коммутация (от лат. commutatio перемена) замена барщинных повинностей и натуральных оброков феодально эксплуатируемых крестьян денежной рентой, происходившая в результате и по мере проникновения товарно денежных отношений в феодальную… … Большая советская энциклопедия
Коммутация — Общие понятия 1. Коммутация По ГОСТ 18311 72 Источник: ГОСТ 23150 78: Коммутация каналов и коммутация сообщений в телеграфной связи. Термины и определения … Словарь-справочник терминов нормативно-технической документации
ГОСТ Р 50030.5.1-2005: Аппаратура распределения и управления низковольтная. Часть 5. Аппараты и коммутационные элементы цепей управления. Глава 1. Электромеханические аппараты для цепей управления — Терминология ГОСТ Р 50030.5.1 2005: Аппаратура распределения и управления низковольтная. Часть 5. Аппараты и коммутационные элементы цепей управления.
Глава 1. Электромеханические аппараты для цепей управления оригинал документа: (обязательное)… … Словарь-справочник терминов нормативно-технической документации
бесконтактная аппаратура — электротехнические и электронные устройства, в которых коммутация электрических цепей (их замыкание, размыкание, переключение), а также преобразование тока или напряжения осуществляются без механического разрыва цепей. * * * БЕСКОНТАКТНАЯ… … Энциклопедический словарь
БЕСКОНТАКТНАЯ АППАРАТУРА — электротехнические и электронные устройства, в которых коммутация электрических цепей (их замыкание, размыкание, переключение), а также преобразование тока или напряжения осуществляются без механического разрыва цепей … Большой Энциклопедический словарь
устройство — 2.5 устройство: Элемент или блок элементов, который выполняет одну или более функцию. Источник: ГОСТ Р 52388 2005: Мототранспортны … Словарь-справочник терминов нормативно-технической документации
Симистор.Коммутация в цепях переменного тока. Симистор.
Симистор — это симметричный тиристор, который предназначен для
коммутации в цепях переменного тока. Он может использоваться для
создания реверсивных выпрямителей или регуляторов переменного тока.
Структура симметричного тиристора приведена на рис. 1, а, а его схематическое
обозначение на рис. 1,б
Как следует из
вольт-амперной характеристики симистора, прибор включается в любом направлении при
подаче на управляющий электрод УЭ положительного импульса управления.
Требования к импульсу управления такие же, как и для тиристора.
Основные
характеристики симистора и система его обозначений такие же, как и для
тиристора. Симистор можно заменить двумя
встречно-параллельно включенными тиристорами с общим электродом управления.
Так, например, симистор
КУ208Г может коммутировать переменный ток до 10 А при напряжении до 400 В.
Отпирающий ток в цепи управления не превышает 0,2 А, а время включения — не
более 10 мкс.
|
|
|
|
|
|
||
Коммутация в машинах постоянного тока Понятие о коммутации.
Такую
В оборудовании, предназначенном для сварки в полевых условиях, станина отсутствует, и оба зажима перемещаются друг относительно друга.
[c.191]
КОММУТАЦИЯ СВАРОЧНОГО ТОКА [c.249]
На рис. 16 показана схема размещения электросварочных агрегатов в отдельном машинном помещении и схема коммутации сварочного тока при организации сварочных работ на монтаже стальных конструкций крупного объекта. [c.251]
Коммутация сварочного тока 249—252 —схема 250 [c.768]
Для контактной сварки — наибольшее применение имеют точечные машины (более 70% всего оборудования). Из них широко распространены машины радиального и прессового типа на номинальные токи до 16 кА с вылетом до 500 мм. Машины снабжены пневматическим приводом верхнего электрода и тиристорным контактором для коммутации сварочного тока.
Серийно выпускаются точечные радиальные машины МТ-604, МТ-810, МТ-1614 (табл. 3). Машину МТ-604 можно комплектовать педальным пружинным приводом, что позволяет использовать ее при отсутствии сети сжатого воздуха.
[c.52]Машины МШ-1601, МШ-2001-1 и МШ-3201 с прямолинейным ходом верхнего ролика имеют игнитронный контактор для коммутации сварочного тока и аппаратуру управления, обеспечивающую прерывистое протекание тока. [c.56]
Прерыватели. Прерыватели машин контактной сварки предназначены для управления циклом сварки, регулирования и коммутации сварочного тока. Они объединяют регулятор [c.362]
Перед начало.м монтажа объектов указанного выше типа должен быть разработан проект производства сварочных работ, предусматривающий размещение сварочного оборудования, коммутацию сварочного тока, питание сжатым воздухом и кислородом, потребность в сварщиках, а также в сварочном оборудовании и материалах, график выполнения сварочных работ.
Кроме того, должен быть разработан технологический процесс сварки или применен типовой технологический процесс.
[c.347]
Канализация и коммутация сварочного тока. При простейшей канализации сварочного тока индивидуальным сварочным проводом от каждого аппарата к рабочему месту затруднены переключение сварочного поста с одного аппарата на [c.333]
Шовные машины переменного тока выпускают на наибольшие вторичные токи (22—34 кА) и предназначены для сварки поперечных и продольных швов при непрерывном вращении роликов.
Во всех машинах применен пневматический привод усилия, привод вращения чаще связан с верхним роликом. Машины МШ-2201, МШ-2202, МШ-3401, МШ-3207, МШ-3208 имеют прямолинейный ход верхнего ролика, тиристорный контактор для коммутации сварочного тока и аппаратуру управления, обеспечивающую прерывистое протекание тока.
[c.69]
Особого внимания заслуживает помехоустойчивость системы управления роботом, так как работа его происходит в тяжелых условиях сильных импульсных помех, вызванных коммутацией сварочного тока клещей, имеющего порядок нескольких тысяч ампер. [c.98]
На рис. 1.1 приведены схемы однофазных контактных машин. В машинах переменного тока коммутация тока первичной обмотки сварочного трансформатора ТС и плавное регулирование сварочного тока 1 производятся с помощью контактора К, который состоит из двух включенных антипараллельно тиристоров. Меняя угол включения тиристоров, в каждом полупериоде тока производят плавное изменение амплитуды и длительности импульсов сварочного тока.
[c.168]
КОММУТАЦИЯ И РЕГУЛИРОВАНИЕ СВАРОЧНОГО ТОКА [c.217]
Для осветительных сетей в сухих и отапливаемых помещениях Для коммутации постов термической обработки Для подключения дистанционных регуляторов сварочного тока [c.271]
Преобразователь включается пакетным выключателем И. Плавное регулирование величины тока возбуждения и регулирование режима работы сварочного генератора производят реостатом в цепи независимого возбуждения маховичком 8. С помощью перемычки, соединяющей дополнительную клемму с одним из положительных выводов от последовательной обмотки, можно устанавливать сварочный ток для работы до 300 и до 500 а. Работа генератора на токах, превышающих верхние пределы (300 и 500 а), не рекомендуется, так как возможен перегрев машины и нарушится система коммутации. [c.21]
Коммутация сварочного типа осуществлена тремя переключателями П1, П2 и ПЗ типа ПП-100 (100-амперные рубильники применены в схеме для цепей с гораздо большими величинами тока, так как все переключения производятся с разомкнутой внешней цепью, т.
е. без нагрузки). Переключатель П1, имеющий положения для сварки переменным и постоянным током, своим третьим ножом замыкает цепь возбуждения только одного генератора, что уменьшает нагрузку на двигатель. Однако при сварке на постоянном токе возможен отбор небольшой (до 3 ква) мощности от генератора переменного тока, требующейся, например, для схемы управления полуавтоматической сваркой или для освещения. Для этого установлен выключатель В1. Переключатель П2 имеет положения для аргоно-дуговой сварки и для сварки плавящимся 130
[c.130]
В источниках тока с магнитной коммутацией сварочное напряжение регулируют путем подмагничивания постоянным током (с помощью управляющих обмоток Wy и Н уц) двух ярм трансформатора и перераспределения основного магнитного тока между ними [c.201]
Применение электронных приборов позволяет улучшить условия коммутации и регулирования сварочного тока, повысить надежность и улучшать технике-экономические показатели сварочного оборудования.
[c.141]
Пример выбора тиристора. Требуется выбрать тиристор для коммутации разрядного тока в точечной машине на ток 50 кА со следующими параметрами емкость батареи конденсаторов Сн = 20 000 мкФ, начальное напряжение на батарее 1/со=950 В, коэффициент трансформации п=200, индуктивность и активное сопротивление, приведенные ко вторичной цепи, соответственно равны «=1,0-10- Гн и 7 «=56,0-10- Ом, производительность машины 60 св/мин. Схема разрядной цепи машины эквивалентна схеме без шунтирующей цепи на рис. 3.5 с той лишь поправкой, что число циклов для тиристора нужно уменьшить вдвое, так как в трансформаторе ТС осуществляется реверс сварочного тока дополнительным тиристором, включенным встречно-параллельно тиристору 1/5. [c.71]
Выпрямители типа ВСЖ с пологопадающими внешними характеристиками имеют трансформаторы с регулируемой магнитной коммутацией (см, рнс. VI.4, ж). Регулирование напряжения смешанное ступенчатое — переключением числа витков вторичных обмоток трансформатора и плавное—подмагничиванием среднего и верхнего ярма. Скорость нарастания тока в сварочной цепи регулируется секционированным дросселем. [c.175]
Упрощенная принципиальная электрическая схема установки ПСМ-2 показана на рис. 53. Генератор переменного тока ГПТ согласно ПУЭ vn—11 имеет изолированную от корпуса нейтраль. Вся установка заземляется через выносной сварочный кабель земля . Приборы коммутации сварки, контроля и управления генераторов смонтированы на главно щите. Для стабилизации напряжения генератора переменного тока на отдельном щите уста- [c.130]
В случае затрудненного подвода тока к сварочному трансформатору, например при его вращении, мощность регулируется дополнительным автотрансформатором АТ (фиг. 130, в), с помощью которого изменяется напряжение, питающее первичную обмотку трансформатора 7, в этом случае не секционированную. При такой схеме вращающийся трансформатор соединяется с неподвижным автотрансформатором только двумя проводами, что существенно упрощает коммутацию тока. [c.194]
Прерыватели игнитронные синхронные ПИТ предназначены для коммутации и регулирования продолжительности и силы тока в первичных обмотках трансформаторов однофазных машин для контактной сварки. Прерыватели обеспечивают синхронное включение сварочного тока относительно фазы напряжения питающей сети и четное число полуволн в каждом импульсе. Первая полуволна тока в каждом импульсе имеет одну и ту же полярность. Регулирование величины сварочного токд достигается изменением угла зажигания игнитронов в пре- [c.103]
Принципиальная схема ПСМ-3 показана на рис. 50. Важной особенностью схемы является коммутация сварочных цепей перекидным трехножевым переключателем П1 (типа ПП-100). Коммутация обеспечивает возможность одновре1менной аргоно-дуговой сварки переменным током и ручной дуговой сварки постоянным током (положение переключателя /). Если переключатель перевести в положение II, то возможна только аргоно-дуговая сварка постоянным током на одной (прямой) полярности. Включение всей установки производится рубильником В1 или установочным автоматом типа АЗ 124, включение преобразователя ПСО-300 — магнитным пускателем ПМ1 (на схеме не показан). Сварочный трансформатор ТС включается дистанционно тумблером 87, вмонтированным в сварочную горелку, через реле РП и пускатель ПМ2. Возможно также включение сварочного трансформатора тумблером 82, расположенным на щите управления. [c.127]
Прерыватель ПИТМ-200-2 по конструкции исполнения и схеме управления аналогичен серийным игнитронным прерывателям типа ПИТ. В отличие от серийных прерывателей схема прерывателя ПИТМ-200-2 обеспечивает возможность получения модулированного сварочного тока с плавным нарастанием и спадом его при сварке каждой точки. Коммутация тока осуществляется через игнитроны типа И1-140/0,8. [c.307]
При больших углах регулирования, начиная с а>л /6, режим работы выпрямителя существенно отличается от режима при малых а. В диапазоне 0 а к/6 период выпрямленного напряжения и тока состоит из двух интервалов времени — одновентильного интервала на вторичной и первичной стороне длительностью 2л /3—у и двухвентильного интервала на вторичной и первичной стороне (интервала коммутации фазных токов) длительностью у. При этом в обоих интервалах м. д. с. вторичной и первичной обмоток уравновешиваются на каждом стержне магнитопровода трансформатора. При а>л /6 в периоде выпрямленного напряжения имеются интервалы, характеризующиеся отсутствием Ри — равновесия м. д. с. на каждом стержне. Рассмотрим режимы выпрямителя при больших а. Выпрямленный ток непрерывен в связи с достаточно большой индуктивностью Ьа нагрузки выпрямителя — сварочного контура. [c.25]
При разомкнутой сварочной цепи блок управления вырабатывает постоянное безопасное напряжение 9 В, которое присутствует на электроде. При этом сварочный выпрямитель отключен от сети переменного тока с помощью блока коммутации и ток холостого хода силового трансформатора сварочного выпря мителя фактически равен нулю. [c.135]
Разря)1ные токи (амплитудные значения) в установках для УКС тонкой проволоки редко достигают 1 кА, что вместе с кратковременностью разряда и включением напряжения на разомкнутый разрядный промежуток обусловливает целесообразность применения механических коммутаторов. Кроме того, видимый разрыв разрядной цепи повышает уровень безопасности обслуживания сварочных установок. Еще одно достоинство механической коммутации проявляется при возбуждении дуги пробоем воздушного промежутка при ударной конденсаторной сварке тонкой проволоки, когда полупроводниковые приборы непригодны. [c.378]
Также в ИЭС им. Е. О. Патона разработано устройство УПД-3, обеспечивающее как первоначальное возбуждение сварочной или дежурной дуги постоянного тока, так и стабилизацию процесса горения дуги переменного тока. Устройство УПД-3 вырабатывает высоковольтные импульсы, подаваемые в дуговой промежуток,, и включается последовательно в цепь дежурной дуги с максимальным током 315 А, в сварочную цепь постоянного тока или переменного тока до 1000 А при естественном воздушном охлаждении. Устройство можно применять при сварке алюминия и его сплавов неплавящимся электродом в аргоне. УПД-3 значительно расширяет возможности сварочных трансформаторов, обеспечивая высокую устойчивость дуги переменного тока. Создан также блок коммутации 13РП-100-009, служащий для полуавтоматического включения УПД-3 в начале процесса сварки и автоматического его включения при перерывах в сварке длительностью более 1 с, необходимых для смены электрода, перемещения [c.41]
Ударопрочность и виброустойчивость: оптимально для установки в синхронных двигателях
Ранее в синхронных двигателях изменение направления тока осуществлялось за счет изменения полярности так называемыми щетками. Коммутация тока требуется для обеспечения постоянного вращательного движения.
С внедрением бесщеточных двигателей эту задачу стали выполнять инкрементальные датчики системы обратной связи с коммутационными дорожками. Отпадает необходимость в механической коммутации, которая приводит к износу компонентов. Благодаря этому бесщеточные синхронные двигатели практически не требуют технического обслуживания.
Filter
Фильтровать по:
Соединение— Многожильный гибкий провод (1) Разъем (1)
Применить фильтр
Механический интерфейс— Вставной вал, Опора вращающегося трансформатора (1) Вставной вал, Резиновая опора (1) Конический вал (1) Конический вал, Опора вращающегося трансформатора (1) Конический вал, Опора на пружинную пластину (1) Конический вал, Резиновая опора (1)
Применить фильтр
2 результатов:
Результаты 1 — 2 из 2
Вид: Галерея СписокВысокая производительность в проверенном механическом исполнении
Ударопрочность и виброустойчивость оптимально для установки в электродвигателях
Результаты 1 — 2 из 2
НаверхПожалуйста, подождите…
Ваш запрос обрабатывается, это может занять несколько секунд.
Токовые переключатели и преобразователи тока часто используются в очень похожих приложениях. Общие приложения включают в себя: мониторинг активности двигателя, обнаружение проскальзывания ремня или обрыва вентилятора, мониторинг износа подшипников в двигателях и обнаружение отказа или окончания срока службы нагревательного элемента.
Токовые выключатели
Реле тока используются, когда приложению необходимо подать сигнал, когда ток в системе превышает или опускается ниже определенного значения.
Например, приложения, в которых отслеживается вентилятор, проскальзывание ремня или обрыв ремня приведут к снижению потребления тока двигателем из-за уменьшения механической нагрузки на двигатель. Текущий переключатель используется для контроля этого текущего уровня. Набор контактов изменит состояние с замкнутого на разомкнутое или наоборот. Это изменение состояния контакта либо удалит, либо подаст сигнал на системный контроллер, сигнализирующий о ненормальной работе контролируемого двигателя.Токовые переключатели способны обнаруживать падение или увеличение контролируемого тока и сигнализировать об изменении режима работы.
Преобразователи тока
Преобразователи токаиспользуются, когда приложению требуется информация о величине тока, протекающего в системе. В приведенном выше примере, где отслеживается вентилятор с ременным приводом, датчик тока генерирует сигнал, показывающий значение тока, потребляемого двигателем. Если контроллер имеет возможность обрабатывать изменение тока двигателя, обслуживающему персоналу может быть отправлено предупреждение, чтобы исследовать причину, возможно, избегая отказа вентилятора и некомфортно холодной или теплой среды, обслуживаемой вентилятором.
Способность преобразователя тока обеспечивать количественное значение потребляемого системой тока позволяет контроллеру с расширенными возможностями сигнализации сигнализировать о ненормальной ситуации на основе меньших изменений тока, чем может обеспечить токовый переключатель.
НАЖМИТЕ ЗДЕСЬ, чтобы узнать больше о переключателях и преобразователях тока Setra.
Понижающий импульсный стабилизатор имеет две фазы работы, между которыми он переключается.Например, ниже приведены важные компоненты понижающего преобразователя на 5 В на входе и 2 В на выходе.
смоделировать эту схему — Схема создана с помощью CircuitLab
На первой фазе вход подключен (обычно с помощью полевого МОП-транзистора) к катушке индуктивности, которая подключена к выходу. Один и тот же ток течет в обоих, в то время как ток нарастает в катушке индуктивности из-за положительного напряжения 3 В.
Во второй фазе вход отключен, а вход катушки индуктивности заземлен (либо с помощью управляемого МОП-транзистора, либо менее эффективно с помощью диода).Накопление энергии в катушке индуктивности означает, что выходной ток продолжает течь , в то время как ток падает в катушке индуктивности из-за отрицательного напряжения 2 В. Очевидно, что во время этой фазы входной ток не течет.
Если мы предположим, что мы переключаемся достаточно быстро, чтобы ток катушки индуктивности «не изменился слишком сильно», то мы увидим, что выходной ток всегда течет, тогда как входной ток течет только во время первой фазы . Средний входной ток — это рабочий цикл переключения, меньший, чем выходной ток.
С понижающим стабилизатором дело не столько в том, «откуда берется дополнительный выходной ток?» Это больше «почему входной ток ниже?» Это потому, что ток катушки индуктивности не течет все время от входа, а все время течет к выходу.
Если бы выходной ток был 250 мА в этом случае, входной ток был бы 250 мА, протекающим только 40% времени, или в среднем 100 мА (случай без потерь).
Импульсные преобразователи всегда оснащены достаточно большими входными и выходными конденсаторами, поэтому источник питания и нагрузка видят только средний ток, а не мгновенный ток переключателя или индуктора.
Как потери увеличивают входной ток? Сопротивление в катушке индуктивности и переключателях добавило бы падения напряжения к напряжению катушки индуктивности, что увеличило бы рабочий цикл, необходимый для поддержания выходного напряжения, поэтому это приведет к более высокому среднему входному току.
Недавнее открытие ферромагнетизма в двумерных (2D) ван-дер-ваальсовых материалах (vdW) открывает перспективы для устройств спинтроники с исключительными свойствами.Однако при использовании 2D-магнитов vdW для создания спинтронных наноустройств, таких как магнитная память, остаются ключевые проблемы с точки зрения эффективного переключения намагниченности из одного состояния в другое электрически. Здесь мы разрабатываем двухслойную структуру Fe 3 GeTe 2 / Pt, в которой намагниченность многослойного Fe 3 GeTe 2 может эффективно переключаться с помощью спин-орбитальных моментов (SOT), возникающих из ток, текущий в слое Pt. Эффективные магнитные поля, соответствующие SOT, дополнительно количественно охарактеризованы с помощью гармонических измерений.Наша демонстрация переключения намагниченности, управляемой SOT, в 2D-vdW-магните может проложить путь к внедрению низкоразмерных материалов в приложениях спинтроники следующего поколения.
Возникающие явления, возникающие на границах раздела и гетероструктуры обычных магнитных тонких пленок ( 1 , 2 ), такие как обменное смещение ( 3 ), межфазная перпендикулярная магнитная анизотропия (PMA) ( 4 , 5 ), вращающий момент с передачей вращения ( 6 — 8 ) и вращающий момент на орбите (SOT) ( 9 , 10 ) значительно продвинули разработку приложений спинтроники ( 8 , 11 ).Однако поиск новых магнитных материалов с лучшими межфазными свойствами и меньшей толщиной по-прежнему остается одной из основных тем в спинтронных исследованиях. Материалы van der Waals (vdW) предлагают универсальную платформу для исследования новых явлений и могут обеспечить высококачественные интерфейсы в атомарном масштабе. Их пересечение со спинтроникой было только что правильно установлено с недавно обнаруженным двумерным (2D) магнетизмом ( 12 — 22 ). Считается, что устройства спинтроники, использующие магниты vdW, могут унаследовать многие преимущества 2D-материалов, такие как настраиваемость затвора, гибкость, дешевизна / крупномасштабное развитие и т. Д.Однако манипулирование магнитным параметром порядка vdW-магнетиков с помощью подходов спинтроники, что важно для практических приложений, до сих пор редко изучается.
Возможная схема спинтронного управления намагниченностью vdW-магнитов состоит в том, чтобы объединить их PMA с эффектом SOT, используя дополнительный слой тяжелого металла рядом с магнитным слоем. В этой работе мы демонстрируем перпендикулярное переключение намагниченности, вызванное SOT, в двухслойной структуре из нескольких слоев Fe 3 GeTe 2 (FGT) и Pt (рис.1, А и Б). FGT в настоящее время является одним из самых привлекательных 2D-материалов с магнитным vdW из-за его температуры Кюри, настраиваемой затвором T c (до комнатной температуры) и PMA ( 21 , 22 ), которые важны для высоких -плотные приложения для хранения информации ( 4 ). Кроссовер между магнитными vdW-материалами и SOT открывает возможности для вывода устройств спинтроники на 2D предел с более высокой скоростью и меньшим энергопотреблением.
Инжир.1 Схематическое изображение и характеристики бислоя FGT / Pt.( A ) Схематическое изображение двухслойной структуры. Слой Pt (вверху) напыляется поверх отслоившейся FGT (внизу). Зеленая стрелка представляет ток в плоскости, протекающий в слое Pt, который генерирует спиновый ток, текущий в направлении z . Накопленные спины на нижней (верхней) поверхности Pt показаны красными (синими) стрелками. Спиновый ток влияет на намагничивание FGT и может переключать его при наличии плоского магнитного поля.( B ) STEM-изображение поперечного сечения устройства FGT / Pt, изготовленного на подложке Si / SiO 2 . Общая толщина ФГТ составляет 12,6 нм. ( C ) STEM-изображение с высоким разрешением бислоя FGT (87 нм) / Pt (6 нм) на подложке Si / SiO 2 . ( D ) Вид сверху на FGT, отслоившийся от объемного материала, измеренный с помощью атомно-силовой микроскопии. ( E ) Профиль атомных ступеней вдоль желтых пунктирных линий на (D). Наблюдается шаг атомного слоя 0,8 нм.( F ) Оптическое изображение измеряемого устройства с баром Холла. ( G ) Зависящее от температуры продольное сопротивление только двухслойного устройства FGT / Pt и только FGT.
Мы изготовили устройство FGT / Pt, сначала отслаивая многослойные хлопья FGT из высококачественного объемного кристалла на подложки Si / SiO 2 . Характеристики магнитных свойств и структуры объемного ФГТ показаны в разделе S1. На рис. 1C показано типичное изображение, полученное методом просвечивающей электронной микроскопии (STEM) в кольцевом темном поле под большим углом при расслоении FGT.Расположение атомов в осях [100] согласуется с кристаллической структурой FGT. Каждый слой состоит из чередующихся атомных плоскостей Te─Fe─Ge (Fe) ─Fe─Te. Между разными слоями видны промежутки vdW (темная область). Отслоившиеся хлопья FGT показывают минимальную высоту ступеньки 0,8 нм на поверхности (рис. 1, D и E), что соответствует толщине атомного слоя FGT. После отслаивания хлопьев FGT мы немедленно перенесли подложки в систему распыления в высоком вакууме, а затем нанесли слой Pt толщиной 6 нм поверх FGT.Затем мы сформировали двойные слои FGT / Pt в устройства холла (см. Рис. 1F) с помощью процессов, описанных в разделе S2.
Сначала мы измерили сопротивление устройства в зависимости от температуры, как показано на рис. 1G. Двухслойное устройство проявляет металлическое поведение. Чтобы прояснить поведение сопротивления FGT, мы отдельно охарактеризовали зависящее от температуры удельное сопротивление слоя Pt, измеряя устройство управления стержнем Холла, изготовленное на подложке Si / SiO 2 . Учитывая геометрию и толщину слоя Pt в устройстве FGT / Pt, можно вычесть вклад сопротивления от слоя Pt (см. Рис.S14), так что сопротивление FGT можно примерно определить (см. Рис. 1G). Температурная зависимость сопротивления FGT аналогична предыдущим отчетам для FGT с четырьмя-шестью слоями (от 3,2 до 4,8 нм) ( 21 ). Фактическое количество слоев, наблюдаемых с помощью ПЭМ, больше, как показано на рис. 1В. Мы связываем это различие с окислением ФГТ.
Затем мы охарактеризовали магнитные свойства наших устройств, измерив сопротивление Холла. На рис. 2А показано сопротивление Холла как функция магнитных полей вне плоскости при различных температурах.Из-за собственной намагниченности FGT аномальное сопротивление Холла преобладает над общим сопротивлением Холла ниже T c , как показано прямоугольными петлями. Петля гистерезиса постепенно исчезает, а кривая сопротивления Холла становится более линейной с увеличением температуры. T c нашего устройства определено как ~ 158 K путем построения графиков Арротта ( 21 , 23 ), как показано на рис. 2B. По сравнению с ранее сообщенным зависимым от слоев T c ( 21 ), полученный T c в нашем FGT соответствует приблизительно пяти слоям (4 нм).Это значение толщины согласуется с оценками из измерений сопротивления и изображения ПЭМ. Ниже T c устройство демонстрирует PMA, что проявляется в гораздо большем поле насыщения в направлении в плоскости, чем в направлении вне плоскости (рис. 2C).
Рис. 2 Магнитные свойства бислоя FGT / Pt.( A ) Холловское сопротивление как функция магнитного поля при различных температурах. ( B ) Графики Арротта холловского сопротивления устройства FGT / Pt.Определенное значение T c составляет 158 К. ( C ) R AHE как функция плоского (IP) и внеплоскостного (OOP) магнитного поля при 90 К.
Затем мы покажем, что ток, протекающий в бислое, может генерировать SOT, которые возникают из-за спинового эффекта Холла в Pt и / или межфазных эффектов. SOT характеризуются гармоническими измерениями ( 24 , 25 ). Для измерения гармоник к устройству прикладывают небольшой переменный ток в присутствии внешнего магнитного поля в плоскости вдоль продольного (поперечного) направления для измерения продольных (поперечных) эффективных полей.На рисунке 3 показаны измеренные гармонические напряжения в продольном ( H L ) (A и B) и поперечном ( H T ) (D и E) внешних магнитных полях, которые описываются параболическими и линейными функциями, соответственно. Отношения, соответствующие демпфирующим и полевым моментам, могут быть вычислены как BL (T) = — 2 (∂V2ω∂HL (T)) / ∂2Vω∂HL (T) 2. Здесь В ω и В 2ω — напряжение первой и второй гармоник соответственно.Затем эффективные поля, индуцированные током в продольном и поперечном направлениях, могут быть извлечены на основе ( 26 ) Δ H L (T) = ( B L (T) ± 2β B T (L) ) / (1 — 4β 2 ). Здесь β — отношение между плоским холловским сопротивлением ( R P ) и аномальным холловским сопротивлением ( R AHE ), а β = R P / R AHE = 0.12. Полученные значения эффективных полей в зависимости от плотности тока составляют Δ H L = 53,4 ± 4,7 мТл на 10 7 А / см 2 и Δ H T = 24,3 ± 2,3 мТл на 10 7 А / см 2 соответственно. Обратите внимание, что вклады теплового эффекта и поля Эрстеда были тщательно рассмотрены (см. Раздел S3).
Рис. 3 Характеристика эффективных полей, наведенных током.( A и B ) Напряжения первой и второй гармоник для продольного эффективного поля. H L — приложенное продольное магнитное поле вдоль направления тока (ось x ). ( D и E ) Напряжения первой и второй гармоник для поперечного эффективного поля. H T — приложенное поперечное магнитное поле, поперечное направлению тока (ось y ). ( C и F ) Графики продольного и поперечного поля как функции пикового тока. Сплошные линии представляют результат линейной аппроксимации с нулевым пересечением.Красные кружки (синие квадраты) — это точки данных для M z > 0 ( M z <0). В двухслойном устройстве приложение тока 1 мА соответствует плотности тока 1,85 × 10 10 А / м 2 в слое Pt.
В целом SOT можно оценить по эффективности вращающего момента ( 27 , 28 ): ξ = TintθSH = 2eℏμ0MstFMeffΔHL (T) / Je, где T int — межфазная прозрачность вращения ( T int <1), θ SH — угол Холла спина, e — заряд электрона, ħ — приведенная постоянная Планка, μ 0 — проницаемость вакуума, M s — намагниченность насыщения, tFMeff — эффективная толщина FGT, а J e — плотность тока.Трудно получить ξ, не зная значения M s для многослойного FGT. Однако, поскольку ξ определяется только углом Холла спина тяжелого металла и качеством границы раздела, это может пролить свет на оценку верхнего предела M s для многослойных магнитов vdW. Если эффективность вращающего момента ξ = 0,12 (в случае с прозрачной границей раздела и спиновый угол Холла Pt равен 0,12), что согласуется с ранее сообщенными значениями ξ для Pt ( 27 , 28 ), составляет предполагается, то мы можем приблизительно оценить верхнее предельное значение M s равным 1.6 × 10 4 А / м. Это значение заметно меньше, чем объемное значение M s (3,21 × 10 5 А / м; см. Рис. S7), что может быть связано с эффектом конечного размера, сильной модификацией поверхности в ультратонких магнитных пленках ( 29 , 30 ) и окисление FGT.
Наконец, мы показываем, что сгенерированные SOT могут использоваться для переключения перпендикулярно намагниченного FGT в двухслойных устройствах с помощью магнитного поля в плоскости для нарушения зеркальной симметрии ( 31 ).На рис. 4 (A и B) показано переключение намагниченности FGT, индуцированное током, с магнитным полем в плоскости H x = 50 и -50 мТл при 100 K соответственно. Намагничивание FGT можно переключать из одного состояния в другое, качая электрический ток. Два различных состояния могут хорошо поддерживаться при нулевом токе. Полярность переключения — против часовой стрелки (по часовой стрелке) для положительного (отрицательного) поля в плоскости, что указывает здесь на положительный угол Холла спина Pt, что согласуется с предыдущими работами.Подобное поведение можно наблюдать при температуре от 10 до 130 К (см. Раздел S4), что указывает на большое температурное окно для переключения. Поведение при переключении исчезает около 140 K (все еще ниже T c ), что, вероятно, связано с постепенной потерей прямоугольности петель гистерезиса и, как следствие, отсутствием двух различных состояний остаточной намагниченности.
Рис. 4 Управляемое SOT перпендикулярное переключение намагниченности в двухслойном устройстве FGT / Pt.Управляемое током перпендикулярное переключение намагниченности для плоских магнитных полей 50 мТл ( A ) и -50 мТл ( B ) при 100 К.Полярность переключения — против часовой стрелки и по часовой стрелке соответственно. Пунктирные линии соответствуют R AHE в состояниях насыщенной намагниченности. ( C ) Управляемое током перпендикулярное переключение намагниченности с магнитным полем в плоскости 300 мТл при 10 К (красный). Стрелки указывают текущее направление развертки. Начальное состояние насыщено в положительном направлении. Ток постепенно увеличивается в положительном направлении, и R AHE переходит в промежуточное состояние.Два состояния в контуре переключения не соответствуют насыщенным состояниям. Температура устройства во время подачи тока переключения (синий) получается путем сравнения измеренного продольного сопротивления и измеренной кривой R xx T (рис. S14). Пунктирная линия соответствует значениям T c , полученным по графикам Арротта. ( D ) Фазовая диаграмма переключения относительно плоских магнитных полей и критических токов переключения при различных температурах.Критический ток переключения уменьшается с повышением температуры. В двухслойном устройстве приложение тока 1 мА соответствует плотности тока 1,85 × 10 10 А / м 2 в слое Pt.
Следует отметить, что два наблюдаемых состояния сопротивления во время переключения не полностью насыщены (обозначены пунктирными линиями на рис. 4, A и B). Это неполное переключение можно приписать эффекту джоулева нагрева. Как показано на фиг. 4C, начиная с полностью насыщенного начального состояния (поляризованного в положительном направлении), намагниченность FGT (представленная сопротивлением Холла R xy ) начинает уменьшаться, когда приложенный ток превышает 8 мА.В нашем устройстве положительный ток способствует положительной намагниченности в положительном магнитном поле в плоскости, поэтому R xy не должно уменьшаться с увеличением тока. Более того, убывающее поведение не зависит от начального состояния (секция S5), что указывает на его тепловое происхождение. Мы дополнительно извлекли температуру устройства под воздействием импульсов тока (длительностью 50 мс), наблюдая за сопротивлением устройства (синие кривые на рис. 4C) ( 32 ).Наблюдается явный тепловой эффект, когда температура устройства приближается к T c при токе 8 мА и превышает T c при токе 10,5 мА. Когда температура устройства близка к T c , магнитных взаимодействий FGT недостаточно, чтобы бороться с тепловыми флуктуациями и поддерживать однодоменное состояние. Таким образом, при больших импульсах приложенного тока формируется многодоменное состояние, что приводит к ненасыщенным состояниям сопротивления.Дальнейшее увеличение тока до значения выше 10,5 мА также мало помогает в реализации полного переключения, поскольку температура поднимается выше T c .
Чтобы еще раз доказать, что переключение происходит от индуцированного током SOT, мы также изготовили двухслойные устройства FGT / Ta и наблюдали аналогичное поведение переключения, но с противоположной полярностью переключения из-за противоположного знака угла Холла спина в Ta (см. раздел S6). На рисунке 4D показана диаграмма переключения для различных температур.Ток переключения уменьшается с повышением температуры. Мы связываем уменьшение коммутируемого тока с одновременным уменьшением M s (проявляется уменьшением R AHE ) и эффективного поля PMA ( H k ) (см. Раздел S7).
Таким образом, управляемое SOT перпендикулярное переключение намагниченности было продемонстрировано в двухслойном устройстве FGT / Pt. Наши экспериментальные SOT-устройства подчеркивают потенциал магнитных материалов с двойным волновым сопротивлением и их совместимость с технологиями спинтроники.Дальнейшая работа все еще необходима, чтобы довести FGT до предела монослоя. Помимо Pt или Ta, используемых в этой работе, vdW-материалы с сильной спин-орбитальной связью и нетривиальными электронными свойствами также могут использоваться в качестве источников SOT, что приводит к возможной полностью магнитной памяти vdW. Большое семейство vdW-материалов и многочисленные комбинации vdW-гетероструктур значительно расширяют выбор материалов и могут рассматриваться как новые строительные блоки для приложений спинтроники в ближайшем будущем.
Монокристаллы FGT были получены методом химического переноса паров (CVT) с йодом в качестве транспортного агента.Fe, Ge и Te высокой чистоты (99,99%) измельчали в порошкообразную форму со стехиометрической молярной пропорцией 3: 1: 2 (Fe: Ge: Te) в агатовой ступке.
Мы получили многослойные хлопья FGT со свежесколотой поверхности на подложке Si / SiO 2 с помощью нашего нового разработанного метода царапания (см. Раздел S2) через нашу самодельную станцию переноса. Затем мы нанесли слой Pt [или Ta (6 нм) / Pt (1,5 нм)] толщиной 6 нм на поверхность FGT, и полученный бислой FGT / Pt является устойчивым на воздухе, и это может подтвердить последующий процесс изготовления. .Двухслойному слою Pt / FGT была придана форма Холла с помощью стандартного процесса литографии с электронным пучком, а выпуклые области протравливались ионным фрезерованием. Наконец, электроды были изготовлены из Ti (3 нм) / Au (50 нм) посредством электронно-лучевого испарения.
Мы использовали STEM с коррекцией аберраций для непосредственного изображения поперечных сечений. Образцы поперечного сечения были изготовлены путем резки сфокусированным ионным пучком вдоль осей [100] ФГТ. Все электрические измерения были выполнены в системе измерения физических свойств (PPMS) с магнитными полями до 9 Тл и температурами до 1.8 K. Несколько синхронизируемых усилителей (Stanford SR830 и SR850) и измерители источников Keithley (Keithley 2400, 2182 и 6221) были подключены к PPMS, что позволило провести всесторонние транспортные измерения для устройств с перемычкой Холла. Для измерения Холла применялась постоянная 200 мкА постоянного тока. При измерении переключения сначала применялись большие импульсы тока (ток записи, 50 мс). После интервала времени в 100 мс мы затем применили еще один небольшой ток (ток считывания, 0,1 мА в течение 50 мс), в течение которого регистрировался сигнал напряжения Холла.Температура устройства во время подачи импульса записи извлекалась путем отслеживания продольного сопротивления. Повышение температуры во время применения считывающего импульса было незначительным.
Дополнительные материалы к этой статье доступны по адресу http://advances.sciencemag.org/cgi/content/full/5/8/eaaw8904/DC1
Раздел S1. Рост кристаллов и их характеристика
Раздел S2. Отслоение тонких хлопьев FGT и изготовление двухслойных устройств FGT / Pt
Раздел S3.Коррекция эффективных полей, наведенных током
Раздел S4. Токовая коммутация при разных температурах
Раздел S5. Токовый переключатель намагничивания
Секция S6. Переключение намагничивания с током и измерение эффективных полей, соответствующих наведенным током моментам
Раздел S7. Температурная зависимость ПМА
Рис. S1. Монокристаллы ФГТ на более холодной стороне в запаянной кварцевой трубке (диаметр трубки 1,5 см).
Рис. S2. Характеристика монокристалла ФГТ, выращенного методом CVT.
Рис. S3. Кривые охлаждения в нулевом поле и охлаждения в поле кристаллов FGT (выращенных методом CVT), измеренные от 10 до 300 K с внешним магнитным полем ( H = 0,1 Тл), параллельным оси c .
Рис. S4. Петли гистерезиса, измеренные для кристаллов FGT (выращенных методом CVT) при различных температурах с внешним магнитным полем, параллельным оси c .
Фиг.S5. Кривые охлаждения в нулевом поле и охлаждения в поле кристаллов FGT (выращенных методом CVT), измеренные от 10 до 300 K при внешнем магнитном поле ( H = 0,1 Тл), параллельном плоскости ab .
Рис. S6. Петли гистерезиса кристаллов FGT (выращенных методом CVT), измеренные при различных температурах с внешним магнитным полем, параллельным плоскости ab .
Рис. S7. Кривые нулевого поля – охлаждения и полевого охлаждения кристаллов FGT (выращенных методом CVT), измеренные от 10 до 300 K с внешним магнитным полем ( H = 0.1 T) параллельно оси c и плоскости ab .
Рис. S8. Характеристика монокристалла ФГТ, выращенного флюсовым методом.
Рис. S9. Кривые охлаждения в нулевом поле и охлаждения в поле кристаллов FGT (выращенных методом потока), измеренные от 10 до 300 K с внешним магнитным полем ( H = 0,1 Тл), параллельным оси c .
Рис. S10. Петли гистерезиса, измеренные для кристаллов FGT (выращенных методом потока) при различных температурах с внешним магнитным полем, параллельным оси c .
Рис. S11. Схематическое изображение процесса эксфолиации, переноса и изготовления устройства FGT.
Рис. S12. Изображение полученных хлопьев FGT на подложке SiO 2 с помощью атомно-силовой микроскопии с использованием двух стратегий.
Рис. S13. Оптическое изображение процесса изготовления устройства.
Рис. S14. Оценка температурной зависимости сопротивления слоев ФГТ.
Рис. S15. Принципиальная схема измерительной установки и системы координат.
Фиг.S16. Токовая коммутация при 10 К.
Рис. S17. Токовая коммутация при 20 К.
Рис. S18. Токовая коммутация при 30 К.
Рис. S19. Токовая коммутация при 40 К.
Рис. S20. Токовая коммутация при 50 К.
Рис. S21. Токовая коммутация при 60 К.
Рис. S22. Токовая коммутация при 70 К.
Рис. S23. Токовая коммутация при 80 К.
Рис. S24. Токовая коммутация при 90 К.
Рис.S25. Коммутация по току при 100 К.
Рис. S26. Токовая коммутация при 110 К.
Рис. S27. Коммутация по току при 120 К.
Рис. S28. Коммутация по току при 130 К.
Рис. S29. R xy как функция тока в различных магнитных полях в плоскости при 140 К.
Рис. S30. Текущее переключение намагниченности для различных начальных состояний.
Рис. S31. Токовая коммутация в бислое FGT / Ta.
Рис. S32. Характеристика эффективных полей, индуцированных током в устройстве FGT / Ta.
Рис. S33. Сопротивление Холла как функция магнитного поля в плоскости.
Рис. S34. Температурная зависимость эффективного поля анизотропии (μ 0 H k ), коэрцитивной силы (μ 0 H c ) и аномального холловского сопротивления насыщения.
Ссылки ( 33 — 35 )
Это статья в открытом доступе, распространяемая в соответствии с условиями некоммерческой лицензии Creative Commons Attribution, которая разрешает использование, распространение и воспроизведение на любом носителе при условии, что в результате используется , а не для коммерческой выгоды и при условии правильного цитирования оригинальной работы.
Благодарности: Финансирование: G.Y. и X.H. благодарим Национальную программу ключевых исследований и разработок Китая (гранты №№ 2017YFA0206200, 2018YFB0407600, 2016YFA0300802 и 2017YFA0206302), Национальный фонд естественных наук Китая (NSFC; гранты №11874409, 11804380, 11434014 и 51831012), NSFC– Программа партнерства Ирландского научного фонда (SFI) (грант № 51861135104) и Программа 1000 молодых талантов для финансовой поддержки. Г.З. спасибо NSFC (номер гранта.61734001, 11834017 и 51572289), Программа стратегических приоритетных исследований (B) CAS (грант № XDB30000000), Программа ключевых исследований передовых наук CAS (грант № QYZDB-SSW-SLH004), Национальная программа ключевых исследований и разработок. Китая (грант № 2016YFA0300904) за финансовую поддержку. Ю.Л. благодарит за поддержку Институт физики Китайской академии наук через Международную стипендию молодых ученых (грант № 2018001). J.Z. и Xixiang Zhang выражают признательность за финансовую поддержку Научно-технологического университета имени короля Абдаллы (KAUST), Управление спонсируемых исследований (OSR) в рамках присуждения награды No.ОСР-2017-CRG6-3427. Г.Ю. и Ю.Л. выражаем признательность за плодотворное обсуждение с Дж. Ю и Дж. Зангом. Вклад авторов: Г.Ю. задумал проект. X.X. вырос и охарактеризовал объемный кристалл FGT с помощью последнего X.L. J.T. расслоил тонкие пленки FGT и изготовил устройства с помощью X.W., C.H., M.L., бывших X.L., R.Y. и D.S. X.W. выполнили электрические измерения с помощью C.W., C.F., C.G., W.Y., Y.G., бывших X.Z., H.X., J.W., J.F. и H.W. J.Z. выполнил ПЭМ-измерения с помощью Ю.П. и последний X.Z. Г.Ю. подготовил документ и отредактировал его с помощью Y.L., Z.H., G.Z. Исследование выполнено под руководством Г.Ю. и X.H. Конкурирующие интересы: Авторы заявляют об отсутствии конкурирующих интересов. Доступность данных и материалов: Все данные, необходимые для оценки выводов в статье, представлены в документе и / или дополнительных материалах. Дополнительные данные, относящиеся к этой статье, могут быть запрошены у авторов.
LT3956 — это монолитный импульсный стабилизатор, который может генерировать выходы постоянного тока / постоянного напряжения в понижающей, повышающей или SEPIC топологиях с широким диапазоном входных и выходное напряжение.Благодаря входному и выходному напряжению до 80 В, прочному внутреннему переключателю на 84 В и высокой эффективности работы LT3956 может легко производить высокую мощность при небольших габаритах.
LT3956 объединяет ключевые блоки усилителя и компаратора с импульсным стабилизатором высокого тока / высокого напряжения в крошечном корпусе размером 5 мм × 6 мм. На рисунке 1 показан пример того, как мало места на плате необходимо для создания полной схемы повышения постоянного тока с постоянным напряжением, идеально подходящей для управления светодиодами, зарядки суперконденсатора или других приложений с высокой мощностью, которые требуют дополнительной защиты ограничения входного или выходного тока.
Рисунок 1. Полная схема повышения мощности, постоянного тока и постоянного напряжения
Самым большим двигателем в LT3956 является переключатель N-MOSFET с номинальным напряжением 84 В и сопротивлением 90 мОм с внутренне запрограммированным ограничением тока 3,9 А (тип.). Импульсный стабилизатор может питаться от источника питания до 80 В, потому что драйвер переключателя N-MOSFET, драйвер вывода PWMOUT и большинство внутренних нагрузок питаются от внутреннего линейного стабилизатора LDO, который преобразует V IN в 7,15 В при условии, что V IN поставка достаточно высока.Рабочий цикл переключателя и ток регулируются широтно-импульсным модулятором токового режима — архитектурой, которая обеспечивает быструю переходную характеристику, работу с фиксированной частотой переключения и легко стабилизируемый контур обратной связи на переменных входах и выходах. Частоту переключения можно запрограммировать от 100 кГц до 1 МГц с помощью внешнего резистора, что позволяет разработчикам оптимизировать размер компонентов и параметры производительности, такие как минимальный / максимальный рабочий цикл и эффективность.
В основе LT3956 лежит усилитель крутизны с двойной входной обратной связью (g m ), который сочетает в себе дифференциальное измерение постоянного тока со стандартной обратной связью по низкому напряжению.Переключение между этими двумя петлями происходит незаметно и предсказуемо. Контур обратной связи, работающий ближе всего к заданному значению, автоматически выбирается в качестве контура, контролирующего поток заряда в цепи компенсации R-C, подключенной к выводу V C . Уровень напряжения на выводе V C , в свою очередь, управляет током и продолжительностью включения переключателя. Более подробное описание работы можно найти в техническом паспорте LT3956.
На рис. 2 показан повышающий драйвер светодиода мощностью 50 Вт, который работает от входа 24 В, демонстрируя некоторые уникальные возможности этого продукта при использовании в качестве драйвера светодиода.Эта повышающая схема допускает широкий входной диапазон — от 6 В до 60 В. На нижнем уровне этого диапазона V IN предотвращается срабатывание схемы слишком близко к пределу тока переключения за счет уменьшения запрограммированного тока светодиода по мере уменьшения V IN — устанавливается резисторным делителем (R5 и R6) на Контакт CTRL. На рисунке 3 показаны КПД и ток светодиода в зависимости от V IN . Высокая эффективность (94%) означает, что пассивное охлаждение регулятора подходит для всех, кроме самых экстремальных условий окружающей среды.
Рис. 2. Этот повышающий драйвер светодиодов мощностью 50 Вт обеспечивает широкий диапазон входных сигналов, ШИМ-регулировку яркости, защиту светодиодов и создание отчетов.
Рисунок 3. Высокий КПД 94% означает, что в преобразователе, показанном на Рисунке 2, рассеивается менее 3 Вт.
LT3956 предлагает два высокопроизводительных метода регулирования яркости: аналоговое регулирование яркости через вывод CTRL и входы считывания тока ISP / ISN, а также регулирование яркости ШИМ через вход ШИМ и выход ШИМ.
Аналоговое затемнение
Аналоговое регулирование яркости достигается за счет напряжения на выводе CTRL.Когда на выводе CTRL ниже 1,2 В, он программирует порог считывания тока от нуля до 250 мВ (тип.) С гарантированной точностью ± 3,5% при 100 мВ. Когда CTRL выше 1,2 В, порог считывания тока фиксируется на уровне 250 мВ. При CTRL = 100 мВ (тип.) Текущий порог чувствительности устанавливается на ноль. Это встроенное смещение важно для функции, если вывод CTRL управляется резистивным делителем — нулевой запрограммированный ток может быть достигнут с ненулевым напряжением CTRL. Вывод CTRL имеет высокий импеданс, поэтому им можно управлять в самых разных конфигурациях.
ШИМ затемнение
Широтно-импульсная модуляция (ШИМ) тока светодиода является предпочтительным методом для достижения диммирования светового потока в широком диапазоне. На рисунке 2 показан транзистор Q1 сдвига уровня, управляющий размыкающим P-MOSFET M1 на стороне высокого напряжения. Эта конфигурация позволяет регулировать яркость PWM с помощью однопроводного решения для светильника — катодный ток светодиода может возвращаться на общий GND. Фотография осциллографа формы сигнала ШИМ-диммирования (рис. 4) показывает резкое время нарастания и спада, менее 200 нс, и быструю стабилизацию тока.Хотя отключение N-MOSFET нижнего плеча на катоде является более простой и очевидной (и немного более быстрой) реализацией для этой конкретной схемы повышения напряжения с использованием LT3956, использование отключения ШИМ верхнего плеча важно для обсуждаемой стратегии защиты от повышения напряжения. ниже.
Рис. 4. Формы сигналов затемнения с усилением ШИМ для 60 В светодиодов показывают время нарастания и спада в микросекундах, а также отличное регулирование постоянного тока даже на коротких интервалах.
Светодиодные системычасто требуют обнаружения неисправности нагрузки.Ограничение выходного напряжения в случае разомкнутой цепочки светодиодов всегда было основным требованием и достигается за счет резистивного делителя (R3 и R4) на входе FB. Если цепочка разомкнута, импульсный регулятор устанавливает напряжение V FB на постоянное значение 1,25 В (тип.). В дополнение к усилителю g m , который обеспечивает это постоянное регулирование напряжения, вход FB также имеет два связанных с ним компаратора фиксированной уставки. Компаратор нижнего заданного значения активирует понижение уровня открытого коллектора VMODE, когда FB превышает 1.20В (тип.). После отключения светодиода и потери сигнала регулирования тока выход повышается до тех пор, пока не достигнет уставки регулирования постоянного напряжения. Во время этого нарастания напряжения вывод VMODE устанавливается и удерживается, указывая на то, что нагрузка светодиода разомкнута. Этот сигнал сохраняет свое состояние, когда ШИМ переходит в низкий уровень и регулятор перестает переключаться, учитывая вероятность того, что выходное напряжение может упасть ниже порогового значения без периодического обновления, обеспечиваемого переключением. Вывод VMODE быстро обновляется, когда ШИМ становится высоким.Сигнал VMODE также может указывать на то, что режим регулирования переходит от постоянного тока к постоянному напряжению, что является подходящей функцией для приложений с ограниченным током постоянного напряжения, таких как зарядные устройства аккумуляторов.
Схема повышения напряжения на рис. 2 использует вход обратной связи по напряжению (FB) уникальным образом — защищая узел LED + от сбоя на GND, сохраняя при этом все другие желательные атрибуты драйвера светодиода. Стандартная схема повышения напряжения имеет прямой путь от источника питания к выходу и, следовательно, не может пережить отказ заземления на выходе, если ток питания не ограничен.Существует ряд ситуаций, в которых может возникнуть желание защитить импульсный стабилизатор от короткого замыкания на GND анода светодиода — возможно, светильник отделен от схемы драйвера коннектором или длинным проводом, а входной источник питания является высоким. емкость аккумулятора.
LT3956 имеет функцию, обеспечивающую такую защиту. Компаратор перенапряжения FB (OVFB) является вторым компаратором на входе FB с уставкой выше, чем регулируемое напряжение V FB . Это приводит к тому, что вывод PWMOUT переходит в низкий уровень и немедленно останавливается, когда вход FB превышает 1.31В (тип).
Компаратор OVFB может использоваться в схеме защиты выходного заземления от неисправности (патент заявлен) для повышения. Ключевыми элементами являются P-MOSFET (M1) отключения светодиода на верхней стороне и поддерживающая его схема управления, реагирующая на сигнал PWMOUT, и схема обнаружения неисправности выходного заземления, состоящая из D2, Q2 и двух резисторов, которые подают сигнал на узел FB. Схема работает, считывая ток, протекающий в D2, когда выход закорочен, и тем самым запускает компаратор OVFB.В ответ на работу компаратора OVFB переключатель M1 стороны высокого давления поддерживается в выключенном состоянии, и переключение останавливается до тех пор, пока не будет устранено состояние отказа. На рис. 5 показана форма кривой тока в переключателе M1 во время короткого замыкания и на выходе.
Рис. 5. Новая схема предотвращает повреждение коммутационных компонентов между клеммой повышающего напряжения LED + на GND.
Дополнительные рекомендации по защите светодиода
Некоторые суровые условия эксплуатации вызывают переходные процессы на входном источнике питания, которые могут перегрузить усиленный выход, хотя бы на короткое время, и потенциально повредить светодиоды из-за чрезмерного тока.Чтобы прервать переключение и отключить светодиоды во время такого переходного процесса, простая добавочная схема к входу ШИМ, показанная в виде разрыва на рисунке 6, отключает цепочку светодиодов и отключает коммутатор, когда напряжение V IN превышает 50 В. Схема работает путем подачи тока на вход ШИМ LT3956 от коллектора Q1, когда V IN достаточно низкое, но отключает этот ток, когда база Q1 (установите y резисторный делитель из V IN ) превышает 6,5 В (INTV CC минус V BE ).Когда PWM падает ниже своего порога, PWMOUT также становится низким. Гистерезис ~ 2В обеспечивается PWMOUT. Из-за высокого порога ШИМ (минимум 0,85 В перегрева) можно добавить блокирующий диод D1, чтобы сохранить возможность регулирования яркости ШИМ.
Рисунок 6. Схема перенапряжения VIN останавливает переключение и отключает нагрузку во время переходных процессов высокого входного напряжения.
LT3956 обеспечивает решение проблем рассеивания тепла, возникающих при управлении светодиодами. Высокая мощность приводит к сокращению срока службы светодиода из-за непрерывной работы при высоких температурах.Все большее число применений светодиодных модулей реализует тепловое зондирование для светодиода, обычно с использованием резистора NTC, соединенного с радиатором светодиода с термопастой. Простая схема, использующая контакты CTRL и V REF LT3956 и резистор NTC, измеряющий температуру светодиода, создает кривую теплового снижения мощности для тока светодиода, как показано на рисунке 7.
Рис. 7. Контакты CTRL и V REF обеспечивают термическое снижение характеристик для повышения надежности светодиодов.
Driving LEDs отлично использует функции LT3956, но это не единственное приложение, в котором требуется постоянное напряжение при постоянном токе.Его можно использовать для зарядки аккумуляторов и суперконденсаторов или для управления нагрузкой источника тока, например термоэлектрическим охладителем, и это лишь несколько примеров. Его можно использовать в качестве регулятора напряжения с ограничением тока на входе или выходе или в качестве регулятора тока с зажимом напряжения.
Следуя этой мысли, на рисунке 8 показано зарядное устройство SEPIC supercap, которое потребляет питание от фиксированного входа 24 В и имеет ограничение входного тока 1,2 А. Архитектура SEPIC выбрана по нескольким причинам: она может выполнять как повышение, так и понижение, и ей присуща внутренняя изоляция входа от выхода.Связанная катушка индуктивности выбирается по сравнению с подходом с двумя индукторами из-за меньшего размера и более дешевой схемы. Эффект магнитной связи позволяет использовать один конденсатор связи, а уровни коммутируемого тока LT3956 позволяют стратегически использовать легко доступные предложения со спаренными индукторами от основных производителей магнитных устройств.3
Рис. 8. Зарядное устройство суперконденсатора с ограниченным по току входом обеспечивает контролируемый зарядный ток в широком диапазоне выходных сигналов.
Цепь зарядки для конденсатора большой емкости (1 Ф или более) может быть найдена в системе резервного питания без батарей.Эти зарядные устройства будут получать питание от некоторого индуктивного источника постоянного тока, который работает с перебоями, но доступная мощность может быть ограничена в зависимости от общего бюджета системы. Скорость заряда на выходе схемы на Рисунке 8 основана не на каком-либо таймере, а, скорее, на уровне выходного напряжения, измеряемом контактом CTRL. Ниже определенного выходного напряжения, в данном случае 22 В, входной ток ограничивается, так что импульсный регулятор поддерживается в пределах своего собственного предела тока. При более высоких выходных напряжениях внутренний порог измерения тока по умолчанию 250 мВ (тип.) Устанавливает, что входной ток не может превышать 1.2А, и выходной ток падает. При очень низких выходных напряжениях, менее 1,5 В, сеть, управляющая выводом SS LT3956, снижает частоту переключения и ограничение тока, чтобы поддерживать хороший контроль зарядного тока. Когда нагрузка находится в пределах 5% от целевого напряжения, вывод VMODE переключается, указывая на окончание режима постоянного тока и переход в режим стабилизации постоянного напряжения.
Эта схема предназначена для ситуации, когда V IN не претерпевает больших изменений во время нормальной работы.Процедура проектирования для схемы этого типа начинается с установки максимального предела входного тока со значением R SENSE и пороговым значением 250 мВ по умолчанию. Следующим шагом проектирования является определение уровня V OUT , ниже которого ток V IN должен быть уменьшен с помощью CTRL, чтобы поддерживать средний ток переключения менее 2,5 А. Предполагая, что КПД чуть меньше 90%, установите резисторный делитель R5 и R6 так, чтобы CTRL = 1,1 В при
Значения R5 и R6 должны быть на порядок выше, чем у резистора R7.Резисторный делитель R7 и R8 настроен на обеспечение минимального напряжения на CTRL, более 125 мВ, которое необходимо для установки ненулевого значения входного тока.
LT3956 упрощает приложения для преобразования энергии, требующие регулирования как постоянного тока, так и постоянного напряжения, особенно если они ограничены площадью платы и / или длиной ведомости материалов. Его функции выбраны так, чтобы минимизировать количество внешних аналоговых блоков для этих типов приложений при сохранении гибкости.Тщательная интеграция этих компонентов в импульсный регулятор позволяет легко создавать приложения, которые в противном случае потребовали бы громоздкой комбинации множества внешних компонентов.
Переключение в противофазе происходит в автоматических выключателях при соединении двух частей сети с равными рабочими напряжениями, эквивалентных которые имеют разные фазовые углы, частично или полностью сдвинутые по фазе на 180 °.
Разница в фазовом угле вращающихся векторов, представляющих напряжения источника, вызывает противофазные токи в соединении, которые должны прерываться автоматическими выключателями с обеих сторон соединения.
Что касается TRV, особенностью этого режима переключения является наличие активных источников на обеих сторонах выключателя. Это поясняется на рисунке 1 с источниками S1 и S2.
Рис. 1Учитывая описанные ранее функции переключения при неисправности, во всех случаях компонент TRV на стороне нагрузки спадает до нуля.Однако в случае несинфазности, TRV-составляющая на стороне S2 будет затухать до RV промышленной частоты источника на стороне S2. Это показано на рисунке 2, где предполагается, что разность фаз напряжения между обоими источниками составляет 90 °, а реагенты короткого замыкания считаются равными.
В результате режим переключения в противофазе характеризуется очень высоким пиком TRV с умеренным RRRV и умеренным током. Поскольку TRV режима проверки противофазности показывает наивысшее пиковое значение из всех режимов переключения, оно часто используется в качестве эталона для других особых условий переключения, таких как устранение коротких замыканий на длинных линиях или сбоев на линиях с последовательной компенсацией.
Рисунок 2Два случая, в которых могут возникнуть несинфазные условия, показаны на рисунке 3. Один случай возникает, когда генератор случайно включается автоматическим выключателем в сеть при неправильном фазовом угле (левая схема). Другой случай возникает, когда разные части сети передачи теряют синхронизм, например из-за короткого замыкания где-то в сети (правая схема). В обоих случаях в сетях будет протекать противофазный ток, который должен быть прерван автоматическим выключателем.
Рисунок 3Теперь подробно объясните каждый случай:
Переключение между генератором и энергосистемой может происходить на стороне высокого напряжения или на стороне среднего напряжения трансформатора, когда ступенчато применяется повышающий трансформатор. Переключение может происходить во время сбоев в системе или во время отключения электростанции, но также может происходить во время синхронизации и рассинхронизации.
Серьезность несинфазности зависит от угла сдвига по фазе между генератором и сетью, а также от возбуждения ротора генератора.Обычно управление возбуждением уменьшает поле ротора как можно быстрее. Электростанции оснащены, среди прочего, защитой от асинхронного хода, оборудованием для проверки синхронизма и оборудованием для синхронизации.
мы можем видеть это на рисунке 4:
Рисунок 4Переключение между двумя системами питания обычно происходит в ситуациях с несимметричным питанием и нестабильностью системы. Примеры относятся к крупным системным сбоям, ситуациям во время восстановления системы и из-за неправильной работы систем защиты.
Наиболее важные линии передачи могут быть оборудованы блокировкой по противофазе в их системе защиты и / или может применяться специальная общесистемная защита для предотвращения разделения систем в условиях сильного противофаза.
% PDF-1.7 % 42 0 объект >>> / Метаданные 92 0 R / Контуры 34 0 R / Страницы 38 0 R / Тип / Каталог / Viewer Настройки >>> эндобдж 92 0 объект > поток Ложь 11.08.532018-11-06T16: 34: 08.330-05: 00 Adobe PDF Library 15.0Eaton418ca4f19cc3009a0d4ccca91ea3634f01018673135705Adobe InDesign CC 2015 (Windows) 2018-11-06T09: 56: 15.000-08: 002018-11-06T12: 002017-01-05: 002018-11-06T12: 562017-01-05 -10T11: 39: 29.000-05: 00application / pdf
Материалы (Базель).2020 сен; 13 (17): 3666.
Школа электротехники и автоматики, Харбинский технологический институт, Харбин 150001, Китай; moc.361@uxgnahz_eetihПоступило 17.07.2020 г .; Принято 18 августа 2020 г.
Лицензиат MDPI, Базель, Швейцария. Эта статья представляет собой статью в открытом доступе, распространяемую в соответствии с условиями лицензии Creative Commons Attribution (CC BY) (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/).Повреждение материала при сварке значительно влияет на срок службы и надежность слаботочных коммутационных устройств.Однако соответствующие исследования по методам расчета порогового сварочного тока и площади сварки при нагрузках в миллиньютонном масштабе очень ограничены. В этой статье сварочные характеристики металлического материала, включая пороговый сварочный ток, площадь сварки и сварочное усилие, изучаются с помощью теоретических расчетов и экспериментов. Сравнение теоретического расчета и экспериментальных результатов показывает точность построенной модели. Далее исследуется влияние силы механической нагрузки и тока нагрузки на силу сварки и площадь сварки типичных металлических материалов.Установлено, что противосварочная способность металлических материалов зависит не только от прилагаемой силы нагрузки и тока, но также от удельного электрического сопротивления, теплопроводности, прочности на разрыв и температуры плавления материалов.
Ключевые слова: сварка материала , пороговый сварочный ток, сварочное усилие, зона сварки, предел прочности на разрыв
Слаботочные коммутационные устройства, такие как реле или контакторы, играют важную роль в бытовых и промышленных применениях, поскольку они имеют преимущества низких потерь проводимости и высокой изоляции.Они также дешевы и более надежны в отношении термической и электромагнитной совместимости (ЭМС) по сравнению с твердотельными переключателями [1,2]. С быстрым развитием солнечных электростанций и аккумуляторных систем хранения возрастает спрос на традиционные устройства управления / переключения, которые должны выдерживать кратковременно высокие токи перегрузки или импульсные токи [3,4].
Сварка материала может произойти, если через замкнутые контакты проходит достаточно сильный ток, вызывающий плавление пятна контакта [5,6,7].Избыточное сварочное усилие для переключения электрода в таком состоянии может привести к тому, что электроды не откроются, и, следовательно, необходимо устранить. Фактически, информация о сварном шве — это сложная функция схемы, зависящая от таких факторов, как возникновение дуги, физические свойства металлического материала, микроскопическая шероховатость поверхности и конструкция структур, в которых работают контакты [8 , 9,10,11].
В связи с тем, что разрушение материала при сварке всегда происходит в высоковольтных выключателях, в последнее десятилетие было уделено много усилий исследованию характеристик сварки материалов в вакуумном выключателе [12,13,14].Используя классическое уравнение Кольрауша, Слэйд [15] разработал легко используемое уравнение для порогового сварочного тока, I weld , для одной области контактов в зависимости от приложенной силы нагрузки F , и для импульса тока в несколько миллисекунд см. уравнение (1):
Iweld = 2UmF [{0.1πH0ρ0 [1 + 23α (T1-T0)]} 2 + 1.78 × 10−6Um2] 1/2
(1 )
где I сварной шов , в A, F в N. U м — напряжение плавления металлического материала в В, которое представляет собой минимальное напряжение, необходимое для того, чтобы контактные материалы достигли точки плавления. тепло, выделяемое сопротивлением. ρ 0 — удельное сопротивление в Ом · мм и H 0 — твердость металлического материала в Н · мм -2 при температуре окружающей среды T 0 , что в К. T 1 — температура, близкая к температуре плавления металлического материала, но меньшая ее. T m и α — температурный коэффициент удельного сопротивления в K −1 .
Харин и др. В [16] создана математическая модель сварки материалов для полуволны переменного тока и предложен метод расчета площади сварки с учетом зоны размягчающегося контакта.Цлаф [17] предложил модель теплопроводности для поперечных контактов и указал, что сварочная способность металлических материалов определяется коэффициентом η w , который напрямую зависит от температуры плавления, удельного сопротивления и теплопроводность.
В то же время было представлено много экспериментальных исследований для лучшего понимания сварочных характеристик материалов. Borkowski et al. [18] сообщил об автоматизированном испытательном стенде, который может синхронно измерять контактное напряжение и сварочное усилие для оценки сварочных характеристик материалов, несущих большой ток нагрузки.Slade et al. [12] экспериментально исследовали влияние токов короткого замыкания на сварку замкнутых контактов в вакуумных выключателях при нагрузочных усилиях 1,3–2,1 кН и токе 20 кА и пришли к выводу, что увеличение силы нагрузки и / или снижение тока продолжительность может существенно затруднить сварку материала. Чалый и др. [19] исследовали влияние коротких импульсных токов на сварочную прочность замкнутых электродов при нагрузочных усилиях 100 и 300 Н.
Однако сила замкнутых контактов в слаботочных коммутационных устройствах обычно составляет милли-ньютон. масштаб, что приводит к тому, что большинство этих результатов исследований не подходят для вопросов сварки в ситуации упругой деформации.Поэтому в данной статье построена математическая модель для расчета распределения температуры электродных материалов в результате упругой контактной нагрузки и нагрузки электрического тока. Затем рассчитываются и сравниваются пороговое значение сварочного тока и площадь сварки типичных электродных материалов (серебро, медь, оксид серебра и олова и сплав серебра и никеля). Кроме того, новый испытательный стенд, который может гибко регулировать ток нагрузки и силу механической нагрузки, предназначен для одновременного измерения усилия сварки и площади сварки.Прочность материала на растяжение также определяется для оценки сопротивления сварке.
изображает упругую полусферу, контактирующую с плоской поверхностью, чтобы создать точечный контакт для нормально замкнутой контактной пары, а материал контакта предполагается однородным и изотропным. Можно считать, что контактная поверхность в области концентрации тока нагревается током большой силы в течение длительных периодов времени, чтобы вызвать сварку материала, и пороговый сварочный ток I weld , проходящий через это пятно контакта, может можно выразить как:
где U м — напряжение плавления материала, R — контактное сопротивление.
Схематическая модель контактной пары сфера-плоскость.
Согласно классической теории электрического контакта Холма, контактное сопротивление двух компонентов с чистыми поверхностями может быть выражено как:
в которой ρ — удельное сопротивление металлического материала, r 0 — радиус пятна контакта.
Сила нагрузки F t типичных слаботочных коммутационных устройств составляет порядка десятков милли-ньютонов, поэтому в ситуации упругой деформации радиус контакта r 0 записывается как:
в котором E — модуль упругости, а a — радиус полусферы.
Удельное сопротивление ρ электродных материалов при температуре T 1 выше температуры окружающей среды T 0 составляет:
ρ = ρ0 [1 + 23α (T1 − T0)]
(5 )
где ρ 0 — это объемное удельное сопротивление металлического материала, а α — температурный коэффициент удельного сопротивления. Если принять во внимание силу срыва, общая сила, удерживающая контакты вместе, равна [5]:
Ft = F − 4.45 × 10−7Iweld2
(6)
Комбинируя уравнения (2) — (6), тогда неявное выражение порогового сварочного тока I weld показано в уравнении (7):
Iw3 + 4.45 × 10−7aE (2Umρ0 [1 + 23α (T1 − T0)]) 3Iw2 − FaE (2Umρ0 [1 + 23α (T1 − T0)]) 3 = 0
(7)
Как показано на, предполагается, что начальная область контакта представляет собой круговое пятно a с радиусом r 0 , а ток нагрузки сосредоточен в зоне контакта.Можно считать, что зона контакта плавится и расширяется в результате джоулева нагрева, когда ток нагрузки достаточно велик. Расширение зоны контакта сопровождается уменьшением тепловыделения и увеличением теплопроводности. Как следствие, распределение температуры в зоне контакта в конечном итоге достигает состояния теплового равновесия. Предполагается, что две отличительные зоны, а именно жидкая зона и твердая зона, сосуществуют с абсолютной линией границы. Когда ток нагрузки отключается, зона контакта имеет тенденцию к сварке с охлаждением и затвердеванием расплавленного металла.Сварка материалов — это очень сложный динамический физический процесс, включающий фазовый переход материала, движение жидкости и теплопередачу, поэтому сложно создать и решить полную физическую модель. Для простоты строится только конечное состояние теплового равновесия пар электродов для оценки жидкой зоны, то есть зоны сварки. Интересующая система и связанные с ней граничные условия описаны в связи с.
Мы делаем следующие допущения, а именно: (1) зона плавления состоит из двух симметричных полусфер, и на границе раздела нет теплообмена; (2) Расширение зоны плавления прекращается, когда температура контакта остается неизменной, и r 1 — радиус границы между жидкой зоной и твердой зоной, а соответствующей температурой здесь является температура плавления T m .Кроме того, площадь плавления π r 1 2 определяется как площадь механического контакта после расширения, и ток нагрузки равномерно распределяется по площади контакта; (3) Деформация нагретого материала и дальнейшее расширение площади контакта под действием нагрузки не учитываются; (4) Радиус зоны контакта намного меньше длины стороны электрода, поэтому внешняя граница твердой зоны принимается за бесконечность; (5) Зона сварки равна зоне плавления.
Модель для аналитического расчета представлена в, а дифференциальное уравнение теплопроводности в частных производных полусферической оболочки толщиной ∆ r на радиусе r может быть выражено как:
где λ — теплопроводность, T — температура, а Φ · — тепловыделение полусферической оболочки. Для простоты теплопроводность λ в этих расчетах считается постоянной.
Модель полусферического контакта для аналитического расчета.
Харин пришел к выводу, что ядро контакта можно принять за изотермическую зону с радиусом r 0 , что совпадает с начальным радиусом контакта [20]. Следовательно, уравнение (8) в сферической системе координат может быть изменено на:
d2Tdr2 + 2rdTdr + 1λΦ · = 0
(9)
в котором производство тепла Φ · задано следующим образом:
Φ · = {I2ρ (T) 4π21r14, (r0 (10) где I — ток нагрузки, ρ ( T ) — удельное электрическое сопротивление, зависящее от температуры T .Граничные условия приняты следующие: −λdT1dr | r = r1 = −λdT2dr | r = r1 (14) где T м — температура плавления материалов. Температурные функции жидкой зоны и твердой зоны T 1 ( r ) и T 2 ( r ) вычисляются соответственно с использованием граничных условий Уравнения (11) — ( 13). Далее, температурные функции T 1 ( r ) и T 2 ( r ) подставляются в уравнение (14), тогда радиус сварки r 1 может быть получен следующим образом: метод деления пополам, где начальное значение r 1 совпадает с начальным значением r 0 , а итерация сходится к решению, которое, как известно, лежит внутри интервала между r 0 и r 2 , где значение r 0 рассчитывается по формуле (4) согласно известной силе нагрузки F и r 2 принимается как 50 × 10 −6 м соответственно.Требуемая точность установлена на 1 × 10 −6 . Наконец, получается соотношение между r 1 , F и I , а затем получается функция распределения температуры T ( r ) с использованием промежуточной переменной r 1 ( F , I ). Приведена блок-схема всего процесса решения, которую можно рекомендовать как один из возможных алгоритмов решения. Блок-схема всего расчета. показывает соответствующие физические свойства для нескольких типичных металлических материалов. Принимая силу нагрузки F равной 50 мН, радиус сферы a равным 200 мкм, тогда рассчитываются и представлены пороговые значения сварочного тока I сварного шва для различных материалов. Далее мы определяем материал с пороговым значением сварочного тока , , , сварной шов , превышающим 30А, как трудносвариваемый материал.Как показано, пороговые сварочные токи , , сварного шва обычно используемых материалов для электрических контактов — серебра, меди, серебра, оксида олова и сплава серебра и никеля — составляют 65, 58, 69 и 50 А соответственно. Пороговый сварочный ток для разных материалов (усилие нагрузки 50 мН). Физические свойства [5,21]. Как и ожидалось, удельное электрическое сопротивление трудно свариваемых материалов равномерно ниже, чем у легко свариваемых материалов. Согласно уравнениям (2) и (3) пороговый сварочный ток получается из отношения напряжения плавления U m к контактному сопротивлению R , которое обратно пропорционально удельному электрическому сопротивлению ρ . Следовательно, известно, что низкое удельное электрическое сопротивление · является основной причиной высокого порогового сварочного тока I weld , когда напряжение плавления U m является фиксированным. иллюстрирует изменение порогового сварочного тока I weld как функцию нагрузки для электродных материалов из серебра, меди, серебра, оксида олова и сплава серебра и никеля. Как показано на двойном логарифмическом графике, пороговый сварочный ток I weld линейно увеличивается, когда сила нагрузки изменяется от 0,1 мН до 100 мН, что хорошо коррелирует с выводами других исследователей [15,22]. Согласно уравнениям (2) — (4), увеличение радиуса контакта в результате увеличения усилия нагрузки приводит к уменьшению контактного сопротивления R , что соответствует увеличению порогового сварочного тока I сварного шва .Взаимосвязь между силой нагрузки и пороговым сварочным током I weld указывает, что более высокая сила нагрузки может улучшить сварочное сопротивление материалов электродов. Изменения порогового сварочного тока в зависимости от силы нагрузки для Ag, Cu, AgSnO 2 и AgNi. Результаты расчета распределения температуры серебра для силы нагрузки 50 мН и тока нагрузки 200 А представлены в виде графика.Как показано, температура изотермической зоны в радиусе 5,02 мкм является максимальной (1300 К). Белая пунктирная линия, отмеченная на рисунке, представляет температуру плавления серебра (1234 K), которая также является линией границы между жидкой и твердой зоной. Соответствующий радиус r 1 составляет 25,14 мкм, а соответствующая зона сварки A сварной шов рассчитывается как 1,99 × 10 −3 мм 2 . Когда радиус увеличивается до 120 мкм в окружном направлении, температура существенно падает до 288 К, что составляет почти 80% от максимума. Контур распределения температуры (материал: серебро). Кольрауш показал, что увеличение плотности тока может повысить температуру в зоне контакта [23]. Учитывая, что плотность тока жидкой зоны ( Дж l = I / 2π r 1 2 ) намного выше, чем в твердой зоне ( Дж s = I / 2π r 2 ), легко предсказать, что температура в жидкой зоне выше.С увеличением радиуса r плотность тока быстро уменьшается в твердой зоне, но остается постоянной в жидкой зоне, поэтому в жидкой зоне появляется небольшое изменение температуры. Это также приводит к резкому падению температуры электрода в твердой зоне и почти отсутствию явных изменений в жидкой зоне, как показано на рис. иллюстрирует контурную карту расчетной площади сварки серебряного материала при различных нагрузках и токах. Очевидно, что критический пороговый сварочный ток и полученная площадь сварки тесно связаны с механическими нагрузками и электрическими токами.Зона сварки может достигать 3,13 × 10 −3 мм 2 при силе нагрузки 1 мН и токе 200 А. Кроме того, более высокая сила нагрузки приводит к уменьшению площади сварки при том же токе нагрузки и более высокий ток приводит к увеличению площади сварки при той же механической нагрузке. Изменение площади сварки в зависимости от тока нагрузки и силы нагрузки. Как известно, единственной причиной контактной сварки является значительное количество джоулева тепла, выделяемого большим током из-за сужения.Теплота плавления электродного материала напрямую связана с выделением тепла, которое равно произведению I 2 , контактного сопротивления R и продолжительности тока t . Следовательно, есть основания полагать, что высокий ток нагрузки может увеличить тепловыделение и привести к сильным сварочным явлениям. Точно так же большая продолжительность тока t соответствует более высокой теплоте плавления и связанной с этим более высокой сварочной прочности. иллюстрирует изменения требуемого тока нагрузки в зависимости от силы нагрузки для серебра, меди, оксида серебра и сплава серебра и никеля на одной и той же площади сварки 2 × 10 −3 мм 2 .Следует отметить, что требуемый сварочный ток резко возрастает, когда сила механической нагрузки ниже 10 мН, и ток продолжает демонстрировать тенденцию к увеличению с увеличением силы нагрузки. Когда сила нагрузки составляет 100 мН, требуемые токи нагрузки для серебра, меди, оксида серебра и олова и сплава серебра и никеля составляют 215, 197, 191 и 170 А соответственно. Более того, это ясно указывает на то, что серебряный материал является самым трудным для сварки материалом. Следует признать, что сварочные характеристики в конечном итоге зависят от многих параметров (удельное электрическое сопротивление, теплопроводность, предел прочности, температура плавления и т. Д.).) из металлического материала. Как известно, низкое электрическое сопротивление означает уменьшение джоулева тепла, в то время как высокая теплопроводность способствует теплопередаче материала, а небольшая прочность материалов на растяжение скорее всего приводит к слабой сварке. Изменения требуемого тока нагрузки в зависимости от силы нагрузки для материалов Ag, Cu, AgSnO 2 и AgNi на одной и той же площади сварки 2 × 10 −3 мм 2 . Метод экспериментальной оценки сварочных характеристик металлических материалов разработан с целью проверки построенной математической модели, упомянутой выше. Принципиальная схема испытательного стенда представлена на рис. Схема испытательного стенда новой конструкции (1. Датчик динамической силы 2. Изолирующий блок 3. Стационарный контакт 4. Подвижный контакт 5. Гибкое соединение 6. Датчик деформации). Измерение сварочного усилия осуществляется пьезоэлектрическим динамическим преобразователем (209C11, PCB, Depew, NY, USA) с верхним пределом частоты 30 кГц и разрешением по силе 0.09 мин. Начальная сила нагрузки измеряется датчиком деформации (FA404-2kg, FIBOS, Чанчжоу, Китай), который обеспечивает разрешение 1 мН. Контактный ток измеряется датчиком тока Холла с разрешением 50 мА. Горизонтальное срабатывание подвижного контакта обеспечивается электрическим приводом (RCA2, IAI, Сидзуока, Япония). Все вышеперечисленные сигналы, включая ток контакта, динамическую силу и силу статической нагрузки, регистрируются коммерческой системой сбора данных (PCI1706, Advantech, Тайбэй, Тайвань), которая имеет разрешение измерения 16 бит и частоту дискретизации 250 кГц.Прибор подключен к промышленному компьютеру через шину PCI. Процесс сбора и регистрации данных контролируется программным обеспечением LabVIEW. Сканирующая электронная микроскопия (Quanta FEG, FEI, Хиллсборо, Орегон, США) используется для определения морфологии сварной поверхности. В качестве материалов для образцов выбраны серебро (99,99%), медь (99,99%), оксид серебра и олова (Ag: 99,9%, SnO 2 : 99%, 88/12) и сплав серебра и никеля (Ag: 99,9%, Ni : 99,9%, 90/10). Подвижный электрод имеет форму конуса, а неподвижный электрод — плоскую, а диаграммы экспериментальных образцов Rhino-3D показаны на рис.Образцы обезжиривают спиртом и дистиллированной водой в ультразвуковом очистителе, сушат и осторожно устанавливают на испытательном стенде. Детали условий эксперимента перечислены в. Фотографии образцов Rhino-3D. ( a ) Конус; ( b ) Самолет. показывает характерную морфологию поверхности электродного материала из оксида серебра и олова для тока разрывной нагрузки 140 А и усилия нагрузки 50 мН. СЭМ-снимки электродов после эксперимента (ток нагрузки 140 А, сила нагрузки 50 мН). ( a ) Стационарный электрод. ( b ) Увеличенный вид ( a ). ( c ) Подвижный электрод. ( d ) Увеличенное изображение ( c ). Увеличенные виды сварной области показаны в b, d, а следы сварки на обоих рисунках отмечены зелеными пунктирными линиями. Как показано, есть два четко разделенных сварных следа в форме полумесяца. СЭМ-изображения получены с разрешением 1024 × 768 пикселей, а стандартная длина 10 мкм в b соответствует значению 102 пикселей. Таким образом, длина одного пикселя l вычисляется как 10/102 = 9,804 × 10 −5 мм, а площадь одного пикселя рассматривается как квадрат длины пикселя l , то есть, 9.612 × 10 −9 мм 2 . Две сварные дорожки соответствуют 109 898 пикселей и 18 307 пикселей по отдельности, следовательно, общая площадь сварки A сварного шва = (109 898 + 18 307) × a = 1,232 × 10 −3 мм 2 . Сила сварки составляет 328 мН. иллюстрирует изменение площади сварки и сварочного усилия в зависимости от тока нагрузки серебра, меди, оксида серебра и олова и сплава серебра и никеля для силы нагрузки 50 мН.Как показано, существует четкая тенденция к тому, что средняя площадь сварки и сварочное усилие для выбранных электродных материалов монотонно увеличивается с увеличением тока нагрузки от 60 до 160 А. Площадь сварки материала из серебряно-никелевого сплава является самой большой из всех. уровни тока, достигающие 1,77 × 10 −3 мм 2 и соответствующее сварочное усилие 441 мН. Когда ток нагрузки падает до 60 А, сварочного явления не происходит, поэтому пороговый сварочный ток вышеупомянутых четырех металлических электродных материалов оценивается в диапазоне от 60 до 80 А. Изменения площади сварки и сварочного усилия в зависимости от тока для Ag, Cu, AgNi и AgSnO 2 . ( а ) Сварочная площадка. ( b ) Сварочное усилие. Взаимосвязь между площадью сварки и силой сварки серебра, меди, оксида серебра и олова и сплава серебра и никеля для постоянной силы нагрузки 50 мН проиллюстрирована на. Как показано, все зарегистрированные области сварки распределены в пределах 2 × 10 -3 мм 2 , и существует четкая тенденция, согласно которой среднее значение сварочного усилия линейно увеличивается с увеличением площади сварки.Согласно [5], сварочное усилие F w определяется по формуле: где Γ — предел прочности материала на разрыв. Следовательно, аппроксимирующий наклон в представляет предел прочности материала на разрыв Γ . Расчетные значения прочности на разрыв для серебра, меди, серебра из оксида олова и сплава серебра и никеля составляют 192, 217, 241 и 248 МПа соответственно. Взаимосвязь между площадью сварки и силой сварки для Ag, Cu, AgSnO 2 и AgNi. (ток нагрузки от 80 А до 160 А, сила нагрузки 50 мН). Вариации экспериментальных результатов и результатов расчетов площади сварки в зависимости от тока нагрузки для материала из серебра, меди, оксида серебра и олова и сплава серебра и никеля представлены в виде графика. Кроме того, если известны предел прочности материала и зона сварки, сварочное усилие также можно рассчитать с помощью уравнения (15), а изменения сварочного усилия в зависимости от тока нагрузки показаны на b. Сравнение расчетных и экспериментальных значений для Ag, Cu, AgSnO 2 и AgNi.( а ) Сварочная площадка. ( b ) Сварочное усилие. Как показано, площадь сварки и соответствующее сварочное усилие увеличиваются примерно пропорционально току нагрузки. Очевидно, что результаты расчета серебра, меди, оксида серебра и олова и сплава серебра и никеля очень близки, но уступают экспериментальным результатам во всем диапазоне токов нагрузки. Разница между результатами расчета и экспериментальными результатами может быть вызвана упрощением построенной нами модели, в которой площадь контакта эквивалентна одному круговому пятну a .Однако для всех твердых материалов поверхность контакта шероховатая в микромасштабе, и на поверхности имеется несколько дискретных точек контакта, а реальная площадь контакта значительно меньше, чем у номинального контакта. Небольшая площадь контакта всегда сопровождается большим выделением тепла, что приводит к сильному явлению при сварке, как упоминалось выше. Поэтому результаты расчета несколько ниже экспериментальных, особенно для ситуации слабой упругой деформации. Различия между группами данных можно оценить по значению остаточной суммы квадратов (RSS), которое задается следующим образом: RSS = ∑i = 1n (Ai − Bi) 2 (16) где A i и B i — экспериментальные результаты и результаты расчетов соответственно.Чем меньше значение RSS, тем ближе результаты расчета к результатам эксперимента. Косинусное подобие (COS) можно использовать для вычисления угла между двумя группами данных, который представляет собой подобие тенденции изменения, и чем ближе COS к 1, тем более похожа тенденция изменения двух групп данных: COS = ∑i = 1nAi × Bi∑i = 1n (Ai) 2 × ∑i = 1n (Bi) 2 (17) На примере данных площади сварки остаточная сумма квадратов ( RSS) и косинусное подобие (COS) между результатами расчетов и экспериментальными результатами рассчитываются для количественного анализа точности математической модели, и результаты расчетов показаны в.Как показано, значение остаточной суммы квадратов (RSS) для серебра, меди, оксида серебра и олова и сплава серебра и никеля составляет порядка 10 -7 . Значение RSS для меди наименьшее, всего 0,68 × 10 −7 , что указывает на то, что результат расчета меди наиболее близок к экспериментальному результату, который хорошо согласуется с результатами в. Между тем, значение косинусного подобия (COS) для каждого материала больше 0,96, что означает, что тенденция изменения результатов расчета очень согласуется с тенденцией изменения экспериментальных результатов.Результаты показывают, что теоретическая модель подходит для количественного анализа площади сварки и сварочного усилия для контактных материалов. Сравнение результатов расчетов и экспериментов. Для подтверждения модели были проведены экспериментальные испытания материалов электродов из серебра, меди, серебра, оксида олова и серебра и никеля. Сила сварки и площадь сварки увеличиваются с увеличением тока нагрузки.Согласие между расчетными и измеренными данными оказалось высоким для разных материалов. Однако нельзя было пренебречь погрешностью расчета из-за реальной шероховатой поверхности электродных материалов. Более того, результаты показывают, что серебряный материал обладает наилучшей способностью к свариванию благодаря низкому удельному электрическому сопротивлению, высокой теплопроводности и небольшому пределу прочности на разрыв. Никелевый сплав серебра — самый простой для сварки электродный материал. Дальнейшей работой будет исследование оценки сварки материалов, произошедших в процессе переключения. Концептуализация, W.R. и X.Z .; методология, W.R. и X.Z .; программное обеспечение, X.Z .; проверка, W.R. и X.Z .; формальный анализ, W.R .; расследование, X.Z .; ресурсы, W.R .; курирование данных, X.Z .; письменная — подготовка оригинального черновика, X.Z .; написание — просмотр и редактирование, W.R .; визуализация, X.Z .; надзор, W.R .; администрация проекта, W.R .; финансирование приобретения, W.R. Оба автора прочитали опубликованную версию рукописи и согласились с ней. Это исследование финансировалось Национальным фондом естественных наук Китая, номер гранта 51777039.APC финансировался Национальным фондом естественных наук Китая. Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов. 3. Результаты расчетов и обсуждение
3.1. Пороговый сварочный ток
Таблица 1
U м (В) ρ 0 (мкОм · см) α (10 −3 / K) λ (Вт / м · К) T 1 (K) E (ГПа) Ag 0.37 1,59 4,1 419 1234 79 Cu 0,44 1,65 4,3 394 61 1151260 1156 900 2,7 3,1 325 1233 86 AgNi 0,37 2,3 3,5 310 1233 84 84 8443 2,19 4 297 1336 80 Al 0,3 2,65 4,6 222 933 933 4,2 113 693 96 Ni 0,65 6,84 6,8 92 1726 216 Fe.6 9,72 6,6 75 1810 208 Sn 0,13 11,6 4,6 63 14 50500 как абсолютно трудно свариваемые материалы, в то время как Zn, Ni, Fe и Sn классифицируются как легко свариваемые материалы. Следует отметить, что антисварочная способность материала — это комплексный результат его физических свойств, которые учитываются в расчетной модели. 3.2. Распределение температуры
4. Проверка модели
4.1. Экспериментальные условия
Таблица 2
Окружающая среда Температура окружающей среды Материал электрода Ag, Cu, AgSnO 2 , AgNi 606060 Ток нагрузки Сила нагрузки 50 мН Сопротивление 0.1 Ом 4.2. Сварочный след и связанная с ним область
4.3. Результаты экспериментов
4.4. Применимость расчетной модели
Таблица 3
RSS COS Ag 3,47 × 10 -7 0,994 Cu 0,68 × 10 -7 0.992 AgSnO 2 4,75 × 10 −7 0,96 AgNi 3,88 × 10 −7 0,974 56 914 955 5000 Выводы разработана и апробирована модель для расчета порогового сварочного тока и площади сварки металлических электродных материалов в слаботочных коммутационных аппаратах. Радиус контакта и распределение температуры изучены с помощью теории упругой деформации и теории теплопередачи.Сила механической нагрузки и ток нагрузки играют важную роль в явлениях сварки материалов. Контактные пары с более сильной механической нагрузкой требуют более высоких пороговых нагрузочных токов для возникновения явления сварки материала. Уменьшенный радиус механического контакта или сила нагрузки могут увеличить зону сварки. Вклад авторов
Финансирование
Конфликт интересов
Ссылки
1. Рамирес-Лаборео Э., Сигес К., Льоренте С. Новый подход к уменьшению дребезга контактов в электромагнитных переключателях. IEEE Trans. Ind. Electron. 2017; 64: 535–543. DOI: 10.1109 / TIE.2016.2605622. [CrossRef] [Google Scholar] 2. Фернандес М., Перпина Х., Реболло Дж. Твердотельные реле для приложений индукционной варки на основе современных силовых полупроводниковых устройств.IEEE Trans. Ind. Electron. 2019; 66: 1832–1841. DOI: 10.1109 / TIE.2018.2838093. [CrossRef] [Google Scholar] 3. Волм Д., Винклер Ф. Разработка компактного реле для переключения высокого напряжения до 1000 В и 40 А; Материалы 27-й Международной конференции по электрическим контактам; Дрезден, Германия. 22–26 июня 2014 г .; С. 144–148. [Google Scholar] 4. Эрикссон Г., Йоханссон Э. Управление отталкивающей силой Холма между неподвижными и подвижными контактными элементами в коммутационном устройстве низкого напряжения; Материалы 27-й Международной конференции по электрическим контактам; Дрезден, Германия.22–26 июня 2014 г .; С. 301–306. [Google Scholar] 5. Слэйд П.Г. Принципы и применение электрических контактов. 2-е изд. CRC; Нью-Йорк, Нью-Йорк, США: 2014. [Google Scholar] 6. Поджай П., Симончич С. Сила сварки как переменная в управлении точечной сваркой сопротивлением; Труды 2-й Международной конференции по измерениям, информации и контролю; Харбин, Китай. 16–18 августа 2013 г. [Google Scholar] 7. Харин С.Н., Нури Х., Дэвис Т. Математические модели динамики сварки в замкнутых и переключающихся электрических контактах; Материалы 49-й конференции IEEE Holm по электрическим контактам; Вашингтон, округ Колумбия, США.8–10 сентября 2003 г. [Google Scholar] 8. Чен З., Виттер Г. Обзор электрических контактов для автомобильной промышленности. IEICE Trans. Электрон. 2004; E87C: 1248–1254. [Google Scholar] 9. Чжан X., Рен В., Чжэн З., Ван С. Влияние электрической нагрузки на разрушение контактной сварки материала из оксида серебра и олова, используемого в электромеханических реле постоянного тока. Доступ IEEE. 2019; 7: 133079–133089. DOI: 10.1109 / ACCESS.2019.2940966. [CrossRef] [Google Scholar] 10. Rieder W.F., Neuhaus A.R. Контактная сварка под влиянием анодной дуги и катодной дуги соответственно; Материалы 50-й конференции IEEE Holm по электрическим контактам; Сиэтл, Вашингтон, США.20–23 сентября 2004 г .; С. 378–381. [Google Scholar] 11. Hammerschmidt M., Neuhaus A.R., Rieder W.F. Эффекты переноса материала в реле, диагностируемые путем измерения силы и / или напряжения. IEEE Trans. Компон. Packag. Technol. 2004; 27: 12–18. DOI: 10.1109 / TCAPT.2004.825781. [CrossRef] [Google Scholar] 12. Слэйд П.Г., Тейлор Э.Д., Хаскинс Р.Э. Влияние длительности тока короткого замыкания на сварку замкнутых контактов в вакууме; Труды 51-й конференции IEEE Holm по электрическим контактам; Чикаго, Иллинойс, США.26–28 сентября 2005 г. [Google Scholar] 13. Слэйд П.Г. Исследование факторов, способствующих сварке контактных электродов в высоком вакууме. IEEE Trans. Части. Матер. Пакет. 1971; 7: 23–33. DOI: 10.1109 / TPMP.1971.1136435. [CrossRef] [Google Scholar] 14. Яшасаки Х., Исии Т. Оценка тока замыкания электрических контактов силовых выключателей; Труды 30-й Хольмской конференции по электрическим контактам; Чикаго, Иллинойс, США. 17–21 сентября 1984 г .; С. 281–288. [Google Scholar] 15. Слэйд П.G. Текущий уровень сварки замкнутых контактов; Материалы 59-й конференции IEEE Holm по электрическим контактам; Ньюпорт, Род-Айленд, США. 22–25 сентября 2013 г. [Google Scholar] 16. Харин С. Н., Сарсенгельдин М. М., Кассабек С. Модель плавления и сварки замкнутых электрических контактов с зоной размягчающегося контакта. Материалы 64-й конференции IEEE Holm по электрическим контактам; Альбукерке, Нью-Мексико, США. 14–18 октября 2018 г. [Google Scholar] 17. Цлаф А. Теплофизический критерий свариваемости электроконтактного материала в установившемся режиме.IEEE Trans. Компон. Гибриды. Manuf. Technol. 1982; 5: 147–152. DOI: 10.1109 / TCHMT.1982.1135937. [CrossRef] [Google Scholar] 18. Борковский П., Вальчук Э. Компьютеризированные измерительные стенды для испытания статической и динамической контактной сварки. Измерение. 2011; 44: 1618–1627. DOI: 10.1016 / j.measurement.2011.06.016. [CrossRef] [Google Scholar] 19. Чалый А.М., Дмитриев В.А., Павлейно М.А. Об особенностях сварки и разрушения поверхности сильноточных слоистых контактов импульсными токами. Серфинг.Англ. Прил. Электрохим. 2018; 54: 96–102. DOI: 10.3103 / S1068375518010027. [CrossRef] [Google Scholar] 20. Харин С.Н. Сравнение сферической и осесимметричной моделей электроконтактного нагрева и условий их применения; Материалы 63-й конференции IEEE Holm по электрическим контактам; Денвер, Колорадо, США. 10–13 сентября 2017 г. [Google Scholar] 21. Винарики Э., Хорн Г., Беренс В. Книга данных по электрическому контакту Doduco. Штиглиц Верлаг; Mühlacker, Germany: 2012. [Google Scholar] 22.Йошиока Ю. Исследование явлений сварки на моделях и реальных контактах. Электр. Англ. Jpn. 1967; 87: 12–23. [Google Scholar] 23. Kohlrausch F. Ueber den stationaren Temperaturzustand eines elektrisch geheizten Leiters. Аня. Phys. 1900; 306: 132–158. DOI: 10.