劉懿瑩 吳 翊 榮命哲 何海龍 李 陽 劉 宏

（西安交通大學電氣工程學院 西安 710049）

1 引言

隨著電網規(guī)模的不斷擴大，日益提高的短路容量和短路電流對電網中各種電氣設備提出了更為苛刻的要求，在某種程度上已成為制約電網發(fā)展的主要問題，因此，為了保證電網安全經濟的運行，快速限制短路故障電流成為當前研究的熱點問題之一，而加裝故障限流裝置是解決該問題的一種行之有效的技術措施

隨著電力電子技術，高溫超導技術，新材料技術以及微電子控制技術的進步，在限流器發(fā)展的近40年來涌現出諸如超導限流器，固態(tài)限流器，PTC電阻限流器等種類繁多的故障限流器[1-6]，同時，液態(tài)金屬限流器由于具有導電體無需接觸壓力，沒有可動部件，能夠自動檢測和反應限流以及具有自復性等獨特優(yōu)點，也成為一種可供選擇的新型限流技術。目前，世界各國已提出基于不同原理的液態(tài)金屬限流器[7-9]，日本三菱公司的永久性電力熔斷器[7]和美國電力研究院提出的阻抗可變限流器[8]均是利用短路電流能量使液態(tài)金屬汞或鈉鉀合金迅速蒸發(fā)并形成高溫，高壓且呈現高阻狀態(tài)的等離子體。然而由于貢的劇毒性和鈉鉀合金的高活性限制了這類限流器的發(fā)展。ABB 公司提出了一種利用電流交換原理提高短路阻抗的液態(tài)金屬限流方法[9]，但是，能否將這種技術應用于大短路電流的限制仍需進一步的驗證。

近期，一種以無毒的鎵銦錫（GaInSn）合金為填充介質，基于自收縮效應的新型液態(tài)金屬限流器（LMCL）由于具有結構簡單，填充介質對環(huán)境友好，全封閉免維護等特點開始受到人們的關注[10]，其結構原理圖如圖1a 所示[11]，該限流器由密封外殼、固態(tài)電極、液態(tài)金屬、絕緣隔板和通流孔組成，絕緣隔板將殼體內部空間分割成多個隔層，隔層和通流孔形成的收縮-擴展結構，引起了電流密度及其自身磁場的不均勻分布，如圖1b 所示。當短路故障發(fā)生時，隨著電流的急劇上升，孔內電磁力將更為顯著地增加，并驅動液態(tài)金屬的自收縮效應，致使孔中產生電弧，由于多個通流孔的串聯，產生高于系統(tǒng)電壓的電弧電壓從而對短路故障電流起到限制作用。

圖1 液態(tài)金屬限流器的工作原理Fig.1 Principle of liquid metal current limiter

根據上述的限流原理可知，這種液態(tài)金屬限流器中的電弧行為特性對其限流性能起到決定性作用。因此，對于液態(tài)金屬中電弧基本物理特性的研究對限流器結構的優(yōu)化設計以及提高其限流性能具有重要的指導意義。目前，有關這種液態(tài)金屬限流器及其電弧特性的研究國內外已展開了一些工作，文獻[11]在20kA的預期短路電流下進行了限流試驗，獲得了與限流式熔斷器同樣的限流效果，以及快速恢復并多次重復使用的特性；Kreatzschmar 等人通過實驗測量了液態(tài)金屬中起弧電壓降并利用光譜分析法對液態(tài)金屬電弧的組分進行檢測[12]；文獻[13]通過紅外攝影技術拍攝到限流過程電弧通流孔內的分布；Thess 提出一種簡化的H-through 模型來描述LMCL 中引發(fā)電弧的電磁力收縮現象[14]；德國E.Zienicke 等人基于磁流體動力學理論，通過一維潛水模型對通以軸向電流的液態(tài)金屬柱流體的非穩(wěn)定性進行研究，從而得到引起收縮非穩(wěn)定的電流密度和反應時間[15,16]；在文獻[17，18]中，作者采用有限元方法，結合湍流模型和MHD 模型仿真分析了限流器內液態(tài)金屬在電磁力作用下的流動特性。然而，到目前為止，還未有針對限流過程中電弧起弧機理以及電弧的演變發(fā)展規(guī)律等電弧基本行為特性的研究。

本文通過自行設計的實驗模型，利用高速攝影技術對LMCL 中的電弧行為特性進行實驗觀測。研究了液態(tài)金屬中電弧起弧機理以及電流對起弧過程的影響，分析了電弧形態(tài)、電弧電壓等基本特性的變化規(guī)律。最后，研究了在實驗過程中發(fā)現的電弧對電極侵蝕現象。

2 實驗裝置和方法

為了直接觀測LMCL 內液態(tài)金屬中電弧起弧以及發(fā)展過程，本文根據其工作原理特別設計制作了如圖2 所示的實驗模型。由圖2 可見，模型外觀尺寸為95mm×130mm×80mm，內部由銅極和1 個由SMC 材料制成的絕緣隔板組成，隔板距銅極8mm。由于該限流器主要通過絕緣隔板上通流孔內產生的電弧實現限流目的，因此通流孔尺寸是影響其限流效果的主要因素，本文實驗中所使用的通流孔尺寸為，孔長10mm，孔徑5mm。為釋放電弧產生的強大壓力，隔層內未完全填滿液態(tài)金屬，而在其上方留有一部分空氣。為了提供實驗觀測區(qū)域，如2a所示，將部分絕緣隔板順著通流孔的中心軸切除，并將有機玻璃與隔板的切面粘連。

圖2 實驗模型結構圖Fig.2 Structure of experimental model

實驗電源由如圖3 所示的LC 單頻振蕩回路提供，不同預期電流通過調節(jié)電容組充電電壓來獲得。由于實驗模型不具有自動開斷電路的功能，因此在回路中串接二極管VD 使回路在第一個短路電流半周波后自動斷開，以減少反復燃弧對模型的損壞。

實驗中，電弧的起弧和燃弧過程通過PHANTOM V10 高速攝影儀進行拍攝（拍攝速率為25000pps）并通過攝影儀輸出的同步觸發(fā)信號將回路電流信號和電弧電壓信號進行同步記錄。由于電弧的起弧過程和燃弧過程影像光強度的不同，實驗中采用不同光圈數和曝光時間對兩個過程進行拍攝，其中，光圈數分別為4 和16，曝光時間分別為37μs 和2μs。

圖3 實驗回路原理圖Fig.3 Schematic map of experimental circuit

3 液態(tài)金屬中電弧起弧機理的實驗研究

3.1 液態(tài)金屬中電弧起弧過程分析

圖4所示是電流峰值為2.35kA時液態(tài)金屬中電弧的起弧過程。由圖4可見，電流流過液態(tài)金屬3.561ms后，在其自身磁場產生的洛侖茲力的驅動下，貼近絕緣壁兩側的液態(tài)金屬自由表面開始自動向下凹陷，并逐漸形成一個微小的“雨滴狀”氣泡。氣泡隨著自由表面的凹陷被逐漸拉長，并向下方延伸。在t=5.201ms時，絕緣壁左側氣泡開始向通流孔的內部延伸，并致使孔內左側液態(tài)金屬橫截面積的縮小。在t=6.801ms時，該氣泡已完全延伸至孔底，此時電流路徑幾乎被切斷，當t=6.841ms時，在通流孔內的氣泡底部產生一個微小電弧，隨后從t=6.921ms至t=7.001ms，電弧在孔內逐漸向兩端膨脹。

電弧在液態(tài)金屬中起弧的過程，如同開關電器分斷瞬間在其觸頭間隙的起弧，一方面，如圖5所示，由于自收縮效應引起液態(tài)金屬自由表面凹陷所形成的氣泡在通流孔內通過不斷的向下延伸，逐漸將氣泡下方的液態(tài)金屬排擠向兩側，并最終“鉗斷”通流孔內的液態(tài)金屬柱。另一方面，電流產生的焦耳熱集中加熱液態(tài)金屬柱被氣泡“鉗斷”前最后一個極小的液滴，使其溫度迅速上升到液態(tài)金屬的沸點從而引起爆炸式氣化，并在液態(tài)金屬柱斷開的間隙充滿高溫的鎵銦錫金屬蒸氣的條件下形成電弧。

圖4 液態(tài)金屬中電弧起弧過程（電流峰值2.35kA）Fig.4 Process of arc initiation in liquid metal（current peak:2.35kA）

圖5 電弧在通流孔中起弧示意圖Fig.5 Diagrammatic sketch of arc initiation in channel

另外，在現有文獻中，關于引發(fā)電弧的液態(tài)金屬自收縮效應的研究主要通過仿真方法，然而由于缺少相應的實驗研究，大多數文獻[14-18]認為，由于通流孔中的液態(tài)金屬柱所受的洛侖茲力遠大于隔層內液態(tài)金屬的受力，因此自收縮過程是從孔內液態(tài)金屬柱軸向中心處開始，并沿徑向向內收縮使其斷裂，從而導致電弧在通流孔中間位置起弧。因此這些文獻中的仿真模型均是以通流孔壁所受壓強為零作為液態(tài)金屬起始收縮的判斷依據。然而，上述實驗結果表明，液態(tài)金屬的自收縮過程始于其自由表面的凹陷，并通過液面凹陷所形成氣泡的擠壓使通流孔邊沿處液態(tài)金屬柱發(fā)生斷裂而產生電弧。因此，本文針對電弧起弧過程的實驗研究揭示了引發(fā)電弧的自收縮過程的物理現象本質，同時有助于對液態(tài)金屬弧前自收縮效應仿真模型的建立和修正。

3.2 電流對弧前自收縮過程的影響

由于LMCL中引發(fā)電弧起弧的自收縮過程是在電流及其自身磁場的作用下產生的，因此有必要研究電流對弧前自收縮過程的影響。圖6a，6b分別給出了液態(tài)金屬在電流峰值為2.06kA和2.18kA時自收縮過程的實驗結果，由于實驗電流第一個半波持續(xù)時間為8ms，因此圖6中收縮過程的影像均給至電流結束時刻。由實驗結果可見，圖6a中液態(tài)金屬自由表面的起始凹陷時刻t=4.965ms，圖6b中液態(tài)金屬起始凹陷時刻為t=4.228ms，較前者提前了0.737ms。同時，當t=8ms電流被實驗回路切斷時6a中的液態(tài)金屬僅收縮至通流孔的中間，而圖6b中則收縮至接近通流孔的底部。

圖6 電流對液態(tài)金屬自收縮過程的影響Fig.6 Influence of current on liquid metal self pinch process

為了直觀反映電流對液態(tài)金屬自收縮過程的影響，圖7給出了與圖4和圖6所示實驗結果相對應的不同電流下液態(tài)金屬自由表面自收縮的位移特性曲線，其中縱坐標為液態(tài)金屬凹陷的自由表面與通流孔下端之間的距離。由圖7可見，隨著電流的增加，從供電時刻至液態(tài)金屬自由表面起始凹陷時刻的間隔逐漸縮短，其原因主要是由于電流的增加使其自身磁場產生的洛侖茲力也不斷增大，電磁力的驅動作用也隨之增強。此外，電流為2.35kA時，液態(tài)金屬自由表面收縮至孔底經過了3.24ms，收縮了7.6mm，平均收縮速度為2.34mm/s，而電流為2.06kA時，液態(tài)金屬自由表面經過3.04ms僅收縮至距離通流孔底端2mm的位置，收縮了5.1mm，平均收縮速度為1.67mm/s。以上分析表明，電流的增加，使液體金屬弧前自收縮的起始時刻提前，同時加速了液態(tài)金屬自由表面向下凹陷速度，縮短了自收縮過程的時間間隔。

圖7 不同電流下液態(tài)金屬液面收縮位移特性Fig.7 Pinch displacement characteristics of liquid metal with different currents

4 液態(tài)金屬中電弧發(fā)展過程的實驗

圖8給出了預期電流峰值為3kA時液態(tài)金屬燃弧過程電弧形態(tài)的變化，圖9為與該實驗結果相對應的電弧電壓，電流波形和電弧電阻隨時間變化的特性曲線，其中電弧電阻是根據歐姆定律由電弧電壓和電流計算獲得。根據電弧形態(tài)的變化，結合電弧電壓，電阻的變化趨勢，可將電弧燃弧過程分為四個階段：

第一階段起始于電弧起弧時刻4.047ms并延續(xù)至t=4.247ms。當電弧起弧后，通流孔中形成一條狹窄的電弧，電弧在其形成之處逐漸向兩側膨脹，隨著電弧的膨脹，其亮度也逐漸增強。在電弧膨脹階段，電弧電壓在經過起弧時的躍變后開始緩慢增加，而電弧電阻幾乎保持不變。

第二階段起始于t=4.247ms時刻，電弧形態(tài)的發(fā)展在本階段經過兩個過程。第一個過程由t=4.247ms時刻直至t=4.767ms時刻。在此期間，電弧開始向右側延伸，于t=4.367ms時刻延伸至通流孔的邊沿，并繼續(xù)向通流孔的外側空間擴展直至t=4.567ms時刻電弧延伸至最大程度，隨后電弧開始沿著絕緣壁的一側逐漸向上擴展直至電弧電壓在t=4.767ms時刻到達其第一個峰值293V。在此過程中，電弧電壓隨著電弧的延伸急劇增加，而電弧電阻的變化趨勢幾乎為線性。第二個過程介于t=4.767ms 時刻與t=5.207ms時刻之間，電弧在此階段開始向另一側延伸，擴展，直至電弧電壓緩慢增加至最大值311V。同時，電弧電阻仍以線性的變化趨勢逐漸增加。在電弧延伸階段，隨著電弧擴展至通流孔外側并隨著絕緣壁兩側向上的延伸，覆蓋在電弧上面的液態(tài)金屬將被電弧推向隔層的上部空間。

圖8 燃弧過程的電弧形態(tài)Fig.8 Morphology of arc during arc evolution

在第三階段，當電弧電壓到達最大值后，電弧開始收縮直至t=5.767ms時刻。同時，電弧強度也隨之逐漸減弱。在此階段，電弧電壓逐漸下降，而電弧電阻則以非線性的變化趨勢增加。

t=5.767ms時刻至t=6.047ms時刻為第四階段，電弧開始逐漸熄滅，而電弧電阻在此階段則急劇增加直至電弧熄滅時到達其最大值。在電流過零點，當電弧熄滅時，隨著液態(tài)金屬重新回流至通流孔中形成通路，電弧電壓從159V瞬間下降至0V。

根據以上分析，電弧電阻在電弧膨脹，延伸，收縮和熄滅這四個階段中呈現出不同的變化特性，因此，可以利用電弧電阻的變化趨勢表征電弧燃弧的四個階段，進而根據電弧電阻特性即可判斷電弧在燃弧過程的形態(tài)發(fā)展。

圖9 電弧電壓電流波形和電弧電阻特性Fig.9 Waveforms of arc voltage and current as well as characteristics of arc resistance

5 電弧對電極侵蝕現象的研究

在液態(tài)金屬電弧特性的實驗研究過程中還觀測到電弧對電極的侵蝕現象。圖10 所示為通電5 次后電弧對電極的侵蝕情況。由圖可見，與開關電器中觸頭表面在電弧作用下形成復雜的電弧侵蝕形貌不同，陰陽兩極上各有一個形狀接近于圓形，內部表面光滑的凹坑，凹坑在電極上的位置與通流孔相對應，并且其直徑與通流孔的直徑相差不大。通過對電弧燃弧的高速攝影影像的觀察分析，造成上述電極侵蝕的主要原因可能是在電弧燃弧階段，在洛倫茲壓力和電弧溫度的驅動下，電弧氣流在通流孔與電極之間高速循環(huán)流動，高溫電弧氣流快速噴射至電極表面，使電極表面材料的熔化和氣化蒸發(fā)，從而造成對電極的侵蝕。

由于電弧對電極的侵蝕作用極大的降低了電極的使用壽命，因此為了提高電極使用壽命，對電極結構進行了改進，在電極相對與通流孔的位置內嵌一塊陶瓷片，陶瓷片選用的是高硬度，耐燒蝕的材料氮化硼以抵御電弧的燒蝕。圖11 為改進型電極在多次通電后的情況。由圖可見，內嵌的陶瓷片對電極起到很好的保護作用，電極表面并無電弧侵蝕痕跡。

圖10 電弧對電極的侵蝕現象Fig.10 Phenomenon of arc erosion on electrodes

圖11 改進型電極多次通電后的情況Fig.11 Status of modified electrodes after many time electrifying

6 結論

（1）引發(fā)電弧的自收縮過程在洛侖茲力的驅動下起始于液態(tài)金屬自由表面的凹陷，而電弧的起弧是由于自由表面凹陷程度的加深從而使通流孔邊沿處液態(tài)金屬柱發(fā)生斷裂所導致的。同時，隨電流的增加，液體金屬弧前自收縮的起始時刻逐漸提前，收縮速度逐漸加快，弧前自收縮過程的時間間隔逐漸縮短。

（2）根據電弧形態(tài)的變化，在單孔情況下，電弧起弧后發(fā)展的過程分為四個主要階段，同時這四個階段與電弧電壓和電弧電阻的變化密切相關。首先，在電弧膨脹階段，電弧電壓增加緩慢，電弧電阻保持不變；接下來在電弧延伸階段，電弧電壓上升迅速并在此階段達到峰值，而電弧電阻則呈線性變化；隨后當電弧進入收縮階段，電弧電壓開始緩慢下降，電弧電阻呈非線性變化并急劇增加；最后，電弧電壓隨電弧的熄滅而驟降，電弧電阻則在此階段陡升至其最大值。

（3）電弧對電極的侵蝕作用極大的降低了電極的使用壽命，通過在電極表面與通流孔相對應的位置處內嵌陶瓷片的方法壁免了電弧對電極的侵蝕，提高了電極的使用壽命。

[1]朱青,朱英浩,周有慶,等．改進的雙橋混合式橋路型高溫超導故障限流器[J].電工技術學報,2007,22(2):39-44.Zhu Qing,Zhu Yinghao,Zhou Youqing,et a1.An improved double-bridge mixed rectifier type high temperature surperconducting fault current limiter[J].Transactions of China Electrotech-nical Society,2007,22(2):39-44.

[2]Leung E M.High temperature superconductivity fault current limiter development[J].IEEE Transactions on Applied Superconductivity,1997,7(2):1548-1552.

[3]王晨,莊勁武,張曉鋒,等.基于IGBT的新型直流電力系統(tǒng)限流裝置的工作原理與實驗研究[J].電工技術學報,2006,21(9):57-61.Wang Chen,Zhuang Jinwu,Zhang Xiaofeng,et a1.Principle and test of a novel fault current limiter based on IGBT for DC power system[J].Transactions of China Electrotechnical Society,2006,21(9):57-61.

[4]賈貴璽,李洪鳳,賀家李.具有可控串補功能的短路限流器的研究[J].電工技術學報,2005,20(11):20-25.Jia Guixi,Li Hongfeng,He Jiali,et a1.Research on a fault current limter with TCSC[J].Transactions of China Electrotechnical Society,2005,20(11):20-25.

[5]Smith R K,Slade P G,Sarkozi M,et al.Solid-state distribution current limiter and circuit-breaker application requirements and control strategies[J].IEEE Transactions on Power Delivery,1993,8(3):1155-1164.

[6]Strumpler R,Skindhoj J,Glatz Reichenbach J,et al.Novel medium voltage fault current limiter based on polymer PTC resistors[J].IEEE Transactions on Power Delivery,1999,14(2):425-430.

[7]Wada Y,Takagi Y,Mori T,et al.Usefulness of permanent power fuse in control centers with molded case crcuit-breakers[J].IEEE Transactions on Industry Applications,1980,16(1):30-39.

[8]Wu J L,Murrysville.Variable impedance current limiting device:United States,4429295[P].1984-01-31.

[9]Niayesh K,Tepper J,Konig F.A novel current limitation principle based on application of liquid metals[J].IEEE Transactions on Components and Packaging Technologies,2006,29(2):303-309.

[10]陳德桂.兩種新的限流技術[J].低壓電器,2005(4):3-5.Chen Degui.Two kinds of limiting technologies[J].Low Voltage Apparatus,2005(4):3-5.

[11]Kr?tzschmar A,Berger F,Terhoeven P,et al.Liquid metal Current Limiters[C].20th Int.Conf.on Electric Contacts,2000:167-172.

[12]Berger F,Dühr O,Kr?tzschmar A,et al.Physical effect and arc characteristics of liquid metal current limiters[C].9th Int Conf on switching arc phenomena,2001:272-277.

[13]Kr?tzschmar A.physical principles for dimensioning of liquid metal current limiter[M].Geottingen,Germany:Cuvillier Verlag,2003.

[14]Thess A,Kolesnikov Y,Boeck T,et al.The H-trough:a model for liquid metal electric current limiter[J].Journal of Fluid Mechanics,2005,527:67-84.

[15]Zienicke E,Thess A,Kr?tzschmar A,et al.A shallow water model for the instability of a liquid metal jet crossed by an axial electrical current[J].Magnetoh-ydrodynamics,2003,39(3):237-244.

[16]Zienicke E,Li B,Thess A,et al.Theoretical and numerical stability analysis of the liquid metal pinch using the shallow water approximation[J].Journal of Thermal Science,2008,17(3):261-266.

[17]Wu H R,Li X H,Zhang M,et al.Analysis and design of GaInSn current limiter[C].Industry Application Conf of 41st IAS Annual Meeting,2006:2627-2630.

[18]Wu H R,Li X H,Zhang M,et al.Analysis of a liquid metal current limiter[J].IEEE Transactions on Components and Packaging Technologies,2009,32(3):572-577.