High-voltage pulse forming module with hundreds-nanosecond quasi-squared output pulse
-
摘要: 基于高功率脉冲功率系统小型化和模块化发展要求，研制了一种集储能和脉冲形成功能为一体的脉冲形成模块。通过发展非均匀脉冲形成技术，成功将传统脉冲形成网络的级数降至两级，并保持其输出波形为近方波，大幅降低了近方波脉冲形成模块的体积重量。模块内部电容采用串联分压结构以提高其耐电压值，采用折叠式薄膜电容以提高其储能密度，结合薄膜/变压器油混合绝缘方式，实现了紧凑化、耐高压设计。利用PSpice电路仿真，结合最坏情况模拟等方法，分析了模块内部电参数对其输出特性的影响，并进行了实验验证。模块耐电压值可达120 kV，单次储能密度高达41 kJ·m-3，可输出脉宽约180 ns的近方波高压脉冲。该模块将传统需要五级以上的脉冲形成网络的实际应用发展到两级，有利于实现多级高压方波Marx系统的紧凑化、模块化设计。Abstract: A pulse forming module combining the function of energy storage and pulse shaping is designed to meet the challenge of minimization and modularization in high-power pulsed power system.The size and weight of the module have been reduced considerably due to the further development of the branches of pulse forming network to the lowest 2, while quasi-square output waveform characteristic is reserved.The module is constructed with a dozen folded film capacitors in series in a solid filmliquid transformer oil insulation system, aiming to prompt its energy storage density and thus the compact and high-voltage design.Influence of the circuit parameters on the output waveform characteristics of the module is studied by using PSpice electrical circuit simulation, and experimental test was carried out to verify it.The module shows high withstanding voltage of 120 kV with stored energy density of 41 kJ·m-3, and could output a 180 ns quasi-squared high voltage pulse.
-
Key words:
- compact design /
- nonuniform PFN /
- 2-capacitors /
- quasi-square waveform /
- electrical circuit simulation
-
闭合磁芯脉冲变压器因其具有结构简单、重复频率运行能力强、能量传输效率高等特点，被广泛用作重复频率脉冲功率系统的升压器件[1-3]。常用于脉冲变压器的磁芯材料有铁氧体、坡莫合金、铁基非晶、铁基纳米晶以及硅钢等。为了减小磁芯的体积，要求脉冲变压器工作时磁感应强度增量ΔB尽可能大，这就需要通过复位电路将磁芯复位到反向饱和点，使磁芯工作时由反向饱和点向正向饱和点励磁。磁芯复位的方式大体上分为自复位和外加复位两种，自复位电路利用储能电容的充电电流进行去磁，适用于小功率的脉冲变压器，对于大功率脉冲变压器，需采用外加的复位电路。传统的外加复位电路是给磁芯外加一复位绕组，与变压器主绕组隔离，复位绕组通一恒定大小的直流电流[4-5]。这种电路虽然结构简单，但复位绕组匝数较少时需要较大的复位电流，增加复位绕组匝数又会感应较高的电压，不宜用于脉冲变压器的磁芯复位。本文研究了一种重复频率脉冲复位电路，并应用到极薄硅钢带环形磁芯脉冲变压器中，有效提高了复位电路的能量利用率，提高了脉冲变压器输出电压的稳定性。
1. 磁芯复位原理
脉冲变压器工作时，其磁芯的伏秒积应该满足[3]
(1) 式中：ΔBm为磁芯的最大磁感应强度增量；N2为变压器副边匝数；S为磁芯截面积；kT为磁芯的叠装系数；U2为副边电压；tm为副边电压达到最大值的时间。
对于脉冲变压器来说，希望磁芯材料的饱和磁感应强度Bs较高而剩余磁感应强度Br低，且矫顽力Hc尽量小。与其他材料相比，极薄硅钢的Bs和Br参数值都较高，如果工作前不进行磁芯复位，其磁感应强度增量ΔBm=Bs-Br(0.2~0.4 T)，磁芯利用率很低；反之，如果工作前对磁芯进行复位，则其最大磁感应强度增量ΔBm=Bs+Br(3.0~3.4 T)，使磁芯得到充分的利用[6]。
传统的外加磁芯复位电路是给复位绕组通一持续且恒定的电流，如图 1(a)所示。图中加入了扼流电感、限流电阻、吸收电容以及电荷泄放回路，用来保护直流电源。复位电流Ir=Hmlm/Nr，其中，Hm一般取为磁芯矫顽力的1~1.5倍[7]，lm为磁芯的平均磁路长度，Nr为复位绕组匝数。具有较大输出电流的恒流源结构复杂且价格昂贵。为了降低复位电流，常需要增大复位绕组匝数，这使得脉冲变压器主放电回路工作时在复位绕组两端感应出很高的电压，对直流源的高压保护提出了更高的要求。长时间运行时，这种复位电路有很大一部分能量转换成焦耳热，效率较低。
脉冲复位电路[8-9]是给复位绕组通一脉冲电流，使磁芯复位到反向饱和点并最终停留在反向剩磁点，其原理如图 1(b)所示。由于该电路只是在需要复位的时候工作，降低了非工作时间段电能的损耗，提高了效率。复位电路工作时，先触发开关K1导通，给复位储能电容Cr充电；然后，使开关K1断开而K2导通，Cr对复位绕组放电，放电电流与脉冲变压器主放电电流相反，实现复位。反并联二极管D1用于保护复位电容，防止其承受反压。该回路中，开关管K1采用IGBT，可比较精确地控制Cr的充电时间，并在K2导通前可靠关断；K2采用SCR，脉冲复位电流过零时自动关断，避免复位电流反向。开关管触发信号及时序如图 2所示。所选型号为FGA25N120ANTD，其开启电压UGE(th)为5 V，利用其结电容泄放电荷的时间控制IGBT的导通时间，所以该触发信号波形为指数波。SCR为电流触发型器件，触发信号由电容器对一匝数比为10∶2的小磁环脉冲变压器的原边放电产生，经变流放大后由G极流入，这里测量的是变压器副边的开路电压，近似为脉宽几十μs的矩形脉冲。
2. 磁芯脉冲复位试验结果及分析
本应用选择的磁芯由厚度为50 μm的GT-050型硅钢薄带叠绕制成，其最适工作频率可达到40 kHz，铁损小于1 W/kg，可加工性能较好[10]。根据脉冲变压器带载能力的要求设计的磁芯结构尺寸为：外直径28 cm，内直径14 cm，高度为7 cm，叠装系数大于0.9。
2.1 单次复位试验
为了使脉冲变压器工作时在复位绕组两端感应的电压较低，复位绕组选为1匝；为了降低复位电路工作时变压器副边感应的电压，复位电容选用mF级的电解电容，充电电压不高于150 V；为了使相邻两次复位工作的最大磁感应强度增量相同(近)，每次复位后更换复位绕组电流的流入端。按图 1 (b)所示的原理图搭建复位电路，脉冲变压器原、副边绕组均开路，用TPP1000电压探头测量复位绕组两端的电压、Pearson 4191电流传感器测量流过复位绕组的电流、DPO4104B数字示波器读取波形数据。通过试验研究了复位电容和充电电压的大小对复位效果的影响，试验结果如图 3所示。
图 3 不同复位电容和充电电压下的复位效果Figure 3. Effectiveness of reset circuit with different capacitance and charging voltage图 3(a)所示为当复位电容为1.5 mF、充电电压为150 V时复位绕组两端电压和流过复位绕组的电流的波形。图中用不同颜色的箭头标示了磁芯复位过程的三个阶段，分别对应B-H曲线的三段：第一段，磁芯未饱和阶段(绿色箭头)，磁化电感很大，电流很小；第二段，磁芯趋于饱和阶段(蓝色箭头)，饱和电感很小，电流快速增大，电压快速降低；第三段，恢复到反向剩磁阶段，电流开始减小，电压反向。可以看出，当脉冲变压器磁芯饱和时，瞬时脉冲电流变得很大，但其持续时间不到1 ms，对于50 Hz重复频率来说，平均电流很小，电能损耗很低。图 3(b)所示为改变复位电容和充电电压后测得的复位绕组两端的电压，可以看出，充电电压越低、复位电容量越大时，复位绕组两端电压波形的脉宽越宽，复位所需的时间越长。对比同一电容量不同电压下的情况，分析可知，磁芯复位到反向剩磁点需要足够的能量，1.5 mF/24 V时已无法使磁芯完全复位。利用图 3(b)中的波形，将电压波形的第一个半波伏秒积计算出来得到如表 1的结果。从表中计算数据可以看出，1.5 mF/100 V条件下的伏秒积和11 mF/24 V条件下的相近，不同的是后者复位时间大约3 ms，而前者只有0.5 ms。而为了避免复位时变压器副边感应出较高的电压，希望复位电压尽可能低，且3 ms的复位时间对于50 Hz重复频率来说是充裕的，因此选用后者作为复位电路的基本参数。
表 1 不同电容电压下磁芯的伏秒积Table 1. Voltage-second product of magnetic coreCr / UCr voltage-second product /(kV·μs) 1.5 mF/150 V 30.48 1.5 mF/100 V 30.09 1.5 mF/24 V 5.28 6.6 mF/24 V 29.52 11 mF/24 V 30.12 为了进一步探究到底是电荷量还是复位电容储存的能量影响复位效果，进行了电路仿真分析，分别保证Cr储存的电荷量和电能一定，监测变压器最大磁感应强度，结果如表 2所示。比较后可以看出，相同能量的复位回路具有比较接近的复位效果，且随着电压的降低(电容量的增大)，效果逐渐变差；电荷量相同时，电压越低且电容量越高，则复位效果越差。
表 2 复位效果影响因素Table 2. Simulated effectiveness of reset circuitQ=CrUCr maximum magnetic induction Bm / T W=(CrUCr2)/2 maximum magnetic induction Bm / T 0.3 mF×200 V 1.78 0.3 mF×200 V 1.78 1.5 mF×40 V 1.70 1.5 mF×90 V 1.77 3 mF×20 V 1.43 3 mF×65 V 1.76 8 mF×7.5 V 0.81 8 mF×40 V 1.74 - - 16 mF×28 V 1.71 从上述分析可知，在选择复位回路参数时，应综合考虑复位时间和复位过程对输出电压的影响，选择合适的复位储能电容容量和充电电压。一般的，当重复频率较高时，复位电容容量要小，充电电压要高一些。如果只是单次运行，又要求复位过程不影响脉冲变压器输出，则可选择较大容量的复位电容而降低其充电电压。
2.2 单次复位下脉冲变压器磁化特性测试
在上述电路的基础上，加入变压器主放电回路后进行了有复位和无复位时脉冲变压器磁化特性测量[11]的对比试验，原边和副边各绕2匝，原边电容60 μF，充电1000 V，用P6105A高压探头测量副边开路电压，测试电路如图 4所示。无复位时，原边电容充电完成后直接手动触发球隙开关；有复位时，先触发复位回路开关导通，复位完成后再触发球隙开关。测量的电压波形如图 5所示。对比分析可知，加入复位电路后，变压器输出电压的正半波伏秒积增大了近10倍，带负载能力得到很大的提高。多次试验结果表明，有复位时，副边开路电压更稳定。因此，在同等负载条件下，采用复位电路后，可以减小磁芯的体积，使装置更加紧凑和小型化，输出更加稳定。
2.3 重复频率运行下复位试验
复位电路在50 Hz重复频率下运行时，测得复位电容两端的电压波形如图 6所示。图 6(a)为第一个脉冲的展开图，可以看出，复位电容大概在6 ms(T1)内充到25 V，经过一段稳定期T2后，在2 ms (T3)内放电结束，完成第一次复位。在T2期间内，复位电容两端的电压稍有降低，因此应尽可能缩短这一时间(控制K1和K2的导通时序)。整体来看，重复频率运行时，后序的复位电容两端的电压稍有降低，并最终稳定在约23 V，可以满足对磁芯完全复位的需要。对该复位电路进行了长时间重复频率运行试验，试验结果表明，该复位电路在50 Hz重复频率下能够长时间稳定运行，选择的复位电容器比较合理。
3. 结论
所选脉冲变压器磁芯的饱和磁感应强度和剩余磁感应强度都较大，需要引入复位电路来提高磁芯利用率。采用脉冲复位的方式，对极薄硅钢带环形磁芯的重复频率复位电路进行了研究和分析。通过增大复位电容的容量，降低了复位电容的充电电压，使得复位电路工作时脉冲变压器副边感应的电压降低，有利于变压器主放电脉冲对负载电容的充电。所设计的复位电路能够在50 Hz重复频率下长时间稳定运行。需要进一步优化复位电路开关管的导通时序，降低复位电容两端电压维持阶段的电压跌落。
-
图 5 脉冲形成模块电容值变化时输出波形的最大偏差
Figure 5. Worst cases of the output waveform of pulse forming module with the deviation of capacitors
图 6 回路电感值变化对输出波形的影响
Figure 6. Influence of the inductances on output waveform of the pulse forming module
图 8 脉冲形成模块的PSpice电路模型及模拟结果与实验结果
Figure 8. PSpice model of the pulse forming module and output waveforms
-
[1] 王莹, 孙元章, 刘开培, 等. 脉冲功率科学与技术[M]. 北京: 北京航空航天大学出版社, 2010.Wang Ying, Sun Yuanzhang, Liu Kaipei, et al. Science and technology on pulsed power. Beijing: Beihang University Press, 2010 [2] Adamenko S, Esaulov A, Ulmen B, et al. Exploring new frontiers in the pulsed power laboratory: Recent progress[J]. Results in Physics, 2015, 5: 62-68. doi: 10.1016/j.rinp.2015.02.005 [3] Deng Jianjun, Shi Jinshui, Xie Weiping, et al. Overview of pulsed power research at CAEP[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2015, 43(8): 2760-2765. doi: 10.1109/TPS.2015.2452192 [4] Akiyama H, Sakai S, Sakugawa T, et al. Environmental applications of repetitive pulsed power[J]. IEEE Transactions on Dielectrics & Electrical Insulation, 2007, 14(4): 825-833. [5] 江伟华. 高重频脉冲开关与紧凑型脉冲功率源[C]//四川省电子学会高能电子学专业委员会第七届学术交流会. 2011: 7-11.Jiang Weihua. High-repetition pulse switch and compact pulsed power source//Proceedings of the 7th Academic Symposium of Sichuan Electronic Society High Energy Electronics Committee. 2011: 7-11 [6] Novac B M, Kumar R, Smith I R. A Tesla-pulse forming line-plasma opening switch pulsed power generator[J]. Review of Scientific Instruments, 2010, 81: 104704. doi: 10.1063/1.3484193 [7] Jin Y S, Lim S W, Cho C H, et al. High voltage ultrawide band pulse generator using Blumlein pulse forming line[J]. Review of Scientific Instruments, 2012, 83: 044704. [8] Li Z, Yang J, Liu L. A compact repetitive PFN-Marx generator[C]//IEEE International Conference on Plasma Sciences (ICOPS). 2015. [9] 宋法伦, 金晓, 李飞, 等. 20 GW紧凑Marx型重复频率脉冲驱动源研制进展[J]. 强激光与粒子束, 2017, 29: 020101. doi: 10.11884/HPLPB201729.160510Song Falun, Jin Xiao, Li Fei, et al. Progress on 20 GW compact repetitive Marx generator development. High Power Laser and Particle Beams, 2017, 29: 020101 doi: 10.11884/HPLPB201729.160510 [10] Liu H, Xie W, Yuan J, et al. Design of compact Marx module with square pulse output[J]. Review of Scientific Instruments, 2016, 87: 074706. doi: 10.1063/1.4958644 [11] Nunnally C, Lara M, Mayes J R, et al. A compact 700-kV erected pulse forming network for HPM applications[C]//IEEE Conference on Pulsed Power. 2011: 1372-1376. [12] Nunnally C, Mayes J R, Hatfield C W, et al. Design and performance of an ultra-compact 1.8-kJ, 600-kV pulsed power system[C]//IEEE Pulsed Power Conference. 2009: 930-933. [13] 李飞, 宋法伦, 甘延青, 等. 低抖动Marx型触发源系统设计与实验[J]. 太赫兹科学与电子信息学报, 2017, 15(2): 501-505. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XXYD201702029.htmLi Fei, Song Falun, Gan Yanqing, et al. Design and test on Marx trigger source with low output jitter. Journal of Terahertz Science and Electronic Information Technology, 2017, 15(2): 501-505 https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XXYD201702029.htm -
下载:
下载:
点击查看大图
计量
- 文章访问数: 1093
- HTML全文浏览量: 227
- PDF下载量: 163
- 被引次数: 0
