裴 峰，孙雷强，李 枫，曾 雄，辛子越

（1. 海军装备部沈阳地区军事代表局，沈阳110031；2. 海军大连地区装备修理监修室，大连116002；3. 海军工程大学电气工程学院，武汉430033）

液态金属型电弧触发器稳态温升仿真及优化设计

裴 峰1，孙雷强2，李 枫3，曾 雄3，辛子越3

（1. 海军装备部沈阳地区军事代表局，沈阳110031；2. 海军大连地区装备修理监修室，大连116002；3. 海军工程大学电气工程学院，武汉430033）

本文以 Workbench为仿真平台，建立了液态金属型电弧触发器的稳态温升模型，研究了不同通流孔数量对触发器温升特性的影响，获取了优化设计原则，可用于指导液态金属型电弧触发器的稳态温升设计。

液态金属 电弧触发器 故障电流 自收缩效应 温升特性

0 引言

现代舰船电力系统容量不断增大，随之带来了短路电流水平的急剧上升，目前舰船上常用的电磁脱扣器速度较慢，无法满足电力系统保护需求。液态金属型电弧触发器相较于电磁脱扣器及固态电弧触发器具有反应速度快、可自恢复等优点，可作为替代短路电流检测的更新装置。液态金属型电弧触发器通常应用于大电流场合，因此其稳态温升特性至关重要。中压直流电力系统是未来舰船电力系统发展的主要方向[1]，当系统发生短路故障时，短路电流可在 2-5 ms内上升到100 kA以上[2-3]。目前舰船使用的电磁脱扣式直流保护设备动作时间通常为十几毫秒，无法限制短路电流峰值，为系统提供有效保护。混合型限流断路器兼具真空分断技术和有源换流技术两者特性，体积小、容量大、分断快，能有效解决这一问题[4]。

混合型限流断路器通常采用电子测控式传感器作为短路电流检测装置，通过不同的故障判断算法，可将检测时间缩短到几十微秒[5]。但电子测控式传感检测装置元器件多、逻辑判断电路复杂，可能因为器件失效、失电等造成拒动。电弧触发器体积小、通流能力强、可靠性高，是比较理想的短路电流检测装置[6]。其缺点主要在于不可重复使用，每次动作后必须更换，不利于系统供电的连续性。

上世纪60-80年代液态金属型限流器曾得到世界各国广泛关注，但当时广泛采用的钠、钾及汞金属由于其高活泼性或毒性最终限制了液态金属限流器的发展。近年来随着一种无毒、低熔点的金属合金镓铟锡（GaInSn）的成功研制，使得液态金属在限流保护领域中再次得到关注[7-10]。液态金属型电弧触发器利用液态金属在大电流条件下的自收缩效应产生电弧，作为短路故障触发信号，可作为混合型限流熔断器的短路检测装置。

由于混合型限流熔断器通常应用于大电流场合，而触发器直接承载额定通流，因此有必要对其温升特性进行研究。本文利用Workbench仿真平台建立了液态金属型电弧触发器稳态温升模型，研究了不同通流孔数量条件下其温升变化规律，最后通过分析得出了液态金属型电弧触发器的温升优化设计原则，可用于指导工程设计。

1 液态金属型电弧触发器结构及基本原理

液态金属型电弧触发器结构如图1所示。

图1 液态金属型电弧触发器结构图

主要由两个 L型铜电极、环氧外壳和以及SMC绝缘隔板三部分组成。液态金属灌装于环氧外壳内，与两端电极接触，并被SMC隔板分开，板上开有圆孔，两侧液态金属通过圆孔连通。

液态金属型电弧触发器基本工作原理为：电流经由电极通过中部液态金属流过，在 SMC绝缘隔板上的通流孔内由于电流线收缩，电流密度增大，磁场增强，引起液态金属的径向收缩力，额定电流条件下，这一收缩力与重力、液体粘滞力等平衡。但当短路故障发生、短路电流增大到某一临界值时，液态金属柱发生收缩并最终断裂，产生电弧，弧压即作为短路故障信号，如图2所示。

图2 液态金属型电弧触发器工作原理

本文建立了液态金属电弧触发器的稳态温升数学模型，采用Workbench电热分析单元对稳态温升特性进行了仿真计算。

2 液态金属型电弧触发器的仿真模型

2.1 数学模型

额定电流条件下，电磁作用力微弱，因此可不考虑液态金属型电弧触发器的电磁力作用及流场问题，有利于简化模型，节省计算资源。此外可忽略触发器辐射散热，并认为触发器各部分材料各向均匀同性，则根据上述假设，可得到触发器稳态电热场方程组为：

式中λ、γ分别为材料的热导率与电导率，φ为导体上的电位，Q为焦耳热功率，T为温度。

2.2 几何模型

采用Workbench仿真平台中的电热模块对液态金属型电弧触发器进行几何建模，为模拟实际温升试验条件，建立800 A标准温升模型，包含温升试品及通流铜排，如图3所示。

图3 液态金属型电弧触发器几何模型

模型中通流孔数量为1个，长度5 mm，半径2.45 mm，通流铜排长3 m，截面积为1000 mm2。

2.3 材料物性及边界条件

温升铜排及触发器铜接线端子材料为 T2紫铜，液态金属材料为配比 66:20.5:13.5成分的镓铟锡合金，具体物性参数见文献[7]。边界条件设置为：800 A恒定电流从温升铜排一侧端面流入，从另一侧流出，触发器初始温度为环境温度25℃，触发器及温升铜排表面为自然对流散热，顶面、侧面及底面分别为14 W/（m2·℃）、28 W/（m2·℃）、7 W/（m2·℃）。

3 液态金属型电弧触发器稳态温升仿真结果及优化设计

3.1 仿真结果

单通流孔液态金属型电弧触发器额定通流800 A条件下温升仿真结果如图4所示。

图4 单通流孔液态金属型电弧触发器仿真结果

从图4可以看出，由于通流孔处电流密度最大，因此通流孔内温度最高为208.71℃，热量经由两侧L型电极向温升铜排传导。

3.2 优化设计

液态金属型电弧触发器主要性能参数为额定通流条件下的稳态温升特性以及短路电流条件下的弧前特性，两者主要由通流孔的大小决定，即通流孔截面积越小，额定通流越低、弧前时间越短；通流孔截面积越大，额定通流越高、弧前时间越长。通常希望在不降低弧前特性的前提下尽可能获得大的通流特性，因此在上述建立的液态金属型电弧触发器稳态温升模型基础上，通过保持通流孔截面积不变，研究通流孔数量对液态金属型电弧触发器温升特性的影响。

以额定通流800 A的液态金属型电弧触发器为对象，分别建立4孔、6孔模型，在通流截面积相同条件下，其半径分别为1.225 mm和1 mm，如图5所示。

材料物性参数与边界条件与第2.3节相同，仿真结果如图6所示。

根据相关国家标准，低压开关设备用于外部连接的端子温升必须在70 K以内，因此选取三种触发器的端子温升进行比较，结果如表1所示。

由表1可以看出，触发器电极温升随着通流孔数量增多而降低。四孔触发器较单孔下降了7.52 K（平均值），但六孔触发器较四孔仅下降了1.41 K，表明随着孔数的增加，电极温升下降趋势变缓。而文献[8]的研究表明，通流孔直径过小将阻碍液态金属的回流，从而影响液态金属电弧触发器的自恢复特性，因此800 A额定通流条件下，通流孔数取4较为合适。

表1 不同通流孔液态金属型电弧触发器端子温升

图5 液态金属型电弧触发器多通流孔模型

图6 多通流孔液态金属型电弧触发器仿真结果

4 结论

本文针对液态金属型电弧触发器稳态温升过程建立了模型，采用Workbench电热模块进行了仿真计算，研究了通流截面积一定条件下不同通流孔数量对液态金属型电弧触发器的温升特性影响。通过仿真结果对比表明液态金属型电弧触发器的稳态温升随通流孔数量增大而降低，但下降趋势逐渐变缓，而过小的孔径会影响液态金属的自恢复特性，因此液态金属型电弧触发器的通流孔数量应在不影响液态金属回流的前提下尽可能增多。

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Simulation and Optimal Design of Temperature Rise of Liquid Metal Arc-trigger

Pei Feng1, Sun Leiqiang2, Li Feng3, Zeng Xiong3, Xin Ziyue3

（1. Shenyang Bureau of Naval Equipment Department，Shenyang110031, China; 2. Dalian Room Supervision，Dalian116002, Liaoning, China; 3. College of Electrical Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China）

A model of the thermoelectric coupling field of GaInSn liquid metal Arc-trigger is established and analyzed by using Workbench. The effects law of different number of channels on temperature-rise characteristic is studied. The results could be used as the principle to design liquid metal arc-trigger.

liquid metal; arc-trigger; fault current; self-pinch effect; temperature-rise characteristic

TM77

A

1003-4862（2017）02-0020-04

2016-09-29

国家自然科学基金项目(51307179)

裴峰（1974-），男，高级工程师 研究方向：电力系统安全运行。E-mail：alalifeng@163.com