一種基于Marx發(fā)生器的納秒脈沖實驗平臺

崔光曦，李俊娜，陳旭良，王永亮，劉 建，李楚男

(西安交通大學 電氣工程學院，西安 710049)

快脈沖下的開關擊穿特性是脈沖功率研究中的一項基礎領域，高電場強度、納秒脈沖條件下的開關擊穿及絕緣子閃絡特性與交直流條件下不同[1-2]。目前，快脈沖開關已廣泛應用于脈沖功率領域，幾百納秒的脈沖開關作為中儲開關已應用于高功率設備[3]，微秒脈沖開關也在電容耦合模式下驗證了可行性[4],亞納秒脈沖開關是超寬帶脈沖源的關鍵部件[5]，而幾十納秒的脈沖開關研究相對較少。在高電場強度快脈沖條件下，開關的擊穿特性也有所不同[6-8]。在高空電磁脈沖(high altitude electricmagenetic pluse, HEMP)電磁脈沖模擬裝置中，一般要求結構緊湊，對脈沖壓縮段的體積要求較小，耐受電壓高，脈沖電壓時間為幾十納秒，沿面絕緣壓力巨大，因此研究納秒脈沖下的絕緣子沿面閃絡特性具有直接的現(xiàn)實應用價值。為深入研究幾十納秒前沿的脈沖條件下，SF6氣體開關的擊穿特性與絕緣子的閃絡特性，需一臺可產(chǎn)生幾十納秒前沿脈沖的實驗平臺。本文基于幾十納秒脈沖下開關和絕緣試驗的需求，設計開發(fā)了一種基于Marx發(fā)生器的納秒脈沖實驗平臺，并開展了初步的實驗驗證。

1 實驗平臺的電路分析

1.1 主充電回路的參數(shù)計算

將本文初步設計的Marx實驗平臺置于變壓器油中，油箱外采用220 V市電對內(nèi)部供電，油箱內(nèi)置變壓器和硅堆向Marx電容直流充電。該平臺的Marx發(fā)生器采用雙邊充電結構，除第一級的電阻Rr為1 MΩ外，各級電阻R均為50 kΩ，電容C為12 nF。該發(fā)生器末端電感L2與電阻R3均可更換，擬通過改變這兩個元件的參數(shù)值來實現(xiàn)納秒脈沖的波前時間變化。圖1為Marx發(fā)生器的電路圖。

該電路的等效電路如圖2所示。其中：C1為圖1中12個電容串聯(lián)的等效電容，1 nF；L1為回路等效電感，2 μH；R1為回路等效電阻，1 Ω；R2為Marx輸出端電壓測量電阻；R3為負載電壓測量電阻。

定義納秒脈沖電壓的波前時間為電壓到達峰值10%～90%之間的時間差，電壓輸出系數(shù)為負載電壓與Marx匹配輸出電壓的比。由于電感L2和電阻R3的取值均會影響Marx發(fā)生器輸出納秒脈沖的波前時間，因此，采取控制變量法依次分析L2和R3的取值對Marx發(fā)生器輸出電壓波形的影響。首先，固定電阻R3為5 kΩ，不同電感L2條件下，得到Marx輸出電壓U隨時間t的變化關系，如圖3所示。由圖3可見，Marx發(fā)生器輸出電壓波形為雙指數(shù)波。按照電感由小到大的順序，依次提取圖3中6種輸出電壓的波前時間，分別為8.7, 17.1，25.3，33.3，41.3，49.1 s，由圖3可見，輸出電壓的波前時間隨L2增大而增大，且電壓輸出系數(shù)隨著L2增大而減小。其次，固定電感L2=20 μH，不同電阻R3條件下，得到Marx輸出電壓隨時間的變化關系，如圖4所示。由圖4可見，輸出電壓的波前時間隨R3的增大而減小，但電壓輸出系數(shù)隨R3增大呈相反趨勢。

圖1 Marx發(fā)生器的電路圖Fig.1 Diagram of Marx generator circuit

圖2 Marx發(fā)生器的等效電路圖Fig.2 Equivalent circuit of Marx generator

圖3 R3為5 kΩ時，不同L2條件下，Marx發(fā)生器輸出電壓隨時間的變化關系

圖4 L2為20 μH時，不同R3條件下，Marx發(fā)生器輸出電壓隨時間的變化關系Fig.4 Output voltage of Marx generator vs. time for different R3 with L2 of 20 μH

1.2 Marx輸出端參數(shù)對實驗平臺輸出波形的影響

本文對Marx輸出端轉接同軸結構電容與實驗樣品電容(以開關為例)進行了初步估算，并模擬計算了電容對輸出電壓的影響。

Marx輸出端與實驗腔體間采用盆形絕緣子轉接，將Marx輸出轉換為同軸輸出。絕緣子的高壓端與接地端材料為鋁合金，絕緣部分材料為環(huán)氧澆注的Al2O3，凹面置于變壓器油中，凸面置于SF6氣體中，2種介質中各有一個輸出端屏蔽體連接在高壓端屏蔽電場，該絕緣子及轉接部位的示意圖如圖5所示。由于絕緣子的結構較大且兩面置于不同的介質中，結構電容對電路的影響不可忽略。使用COMSOL軟件計算得到絕緣子與屏蔽結構對地和開關連接桿金屬同軸結構對地電容之和約為35 pF。

基于該實驗平臺，在高壓輸出端接入氣體間隙開關，進行開關的幾十納秒脈沖前沿擊穿特性實驗。該開關工作在自擊穿狀態(tài)，開關球頭的半徑為20 mm，開關間隙為6 mm，整體長度為111 mm。COMSOL軟件計算給出的開關電容約為5.6 pF。在開關后接入200 Ω的限流電阻與0.5 Ω的測量電阻進行仿真計算，自擊穿開關擊穿實驗等效電路如圖6所示。其中，右邊紅框內(nèi)為開關模擬電路模型[9-13]：C2為開關間隙結構電容；R4為開關泄漏電阻；La為火花通道的等效電感；Rf為火花通道等效電阻。該模型忽略了開關輸入端與輸出端的對地電容。電阻R2與r1，R3與r2是2對電阻分壓器，分別用于測量Marx的輸出電壓及開關(或絕緣子)的電壓波形。為更切合實際電路中的參數(shù)，研究電路中雜散參數(shù)對Marx輸出電壓的影響，擬對接入開關后的Marx輸出電壓進行仿真。設置開關的擊穿電壓為1 000 kV，Marx輸出電壓為600 kV。電感L2分別取20，40，60，80，100，120 μH時，得到不同L2條件下，開關測量電阻R3兩端的電壓波形，如圖7所示。此時，R2，R3仍為5 kΩ。

圖5 Marx輸出端轉接用絕緣子及其屏蔽結構Fig.5 Insulators and shielding structures foradapter of outputs of Marx generator

圖6 自擊穿開關擊穿實驗等效電路Fig.6 Equivalent circuit of self-breakdown switch breakdown experiment

圖7 不同L2條件下，開關測量電阻R3兩端的電壓波形Fig.7 Voltage waveform of the resistance R3 for measuring the switch voltage with different inductances L2

由圖7可見，調(diào)波電感L2影響了電壓波形前沿時間與峰值。對上述波形的波前時間進行提取，得到波前時間分別為42.5，62.8，76.0，88.3，98.6 ns。與圖3結果相比，波前時間得到了增加，且由于電路中雜散電容等儲能元件的存在，調(diào)波電感參數(shù)對Marx輸出電壓峰值的影響也隨之變大，將使該Marx平臺電壓輸出系數(shù)大于1。當調(diào)波電感L2為20 μH時，電壓輸出系數(shù)達到了1.667。合理利用電感參數(shù)與電容參數(shù)的影響可輸出較高的電壓。在該Marx平臺基礎上，在絕緣子后面接入峰化電容器將使輸出峰值達到1 MV以上的更高水平，前沿時間也將達到百納秒量級，后續(xù)可展開百納秒兆伏量級的實驗。

2 實驗平臺測量探頭設計

本文基于典型的開關測試要求，給出測量探頭的布置和設計方案。該Marx實驗平臺可測量4種參數(shù)，分別為Marx電流、Marx輸出端電壓、實驗腔體內(nèi)開關(或絕緣子)兩端電壓及腔體內(nèi)部開關擊穿電流(或絕緣子閃絡電流)。其中，Marx輸出電流的測量采用了自行設計組裝的分流器，結構如圖8所示。該分流器將42個2.2 Ω電阻并聯(lián)為一個約50 mΩ的電阻，通過Marx回路中的接地端引出，利用油箱表面的通孔將測量探頭引至箱外以便接電纜線測量。

Marx輸出端電壓及開關(或絕緣子)兩端電壓的測量采用一個電阻分壓器，結構如圖9所示。低壓臂電阻與高壓臂電阻通過螺柱相連，高壓臂電阻兩端各套一個屏蔽環(huán)來降低電阻兩端金屬部位尖端的高電場強度，BNC頭的芯線通過安裝在電阻內(nèi)部的銅針來收集信號。在開關實驗初期，采用的電阻分壓器高壓臂電阻為1.516 kΩ，低壓臂電阻為0.520 6 Ω。其中，高壓臂電阻長為25 cm，經(jīng)大量實驗后發(fā)現(xiàn)該電阻的閃絡頻率較高，后改為在兩端均加入屏蔽體后串聯(lián)2根約1.5 kΩ的電阻，串聯(lián)后電阻為2.985 kΩ，低壓臂電阻相應調(diào)整保證分壓比基本不變。增加了沿面長度，同時降低了單根電阻的耐受電壓，提高了Marx平臺的輸出效率。

圖8 分流器結構示意圖Fig.8 Schematic diagram of current diverter

圖9 輸出用電阻分壓器Fig.9 Output resistance voltage divider

當輸出電壓為600 kV時，對上述電阻的沿面電場進行仿真，電場強度最高處為電阻屏蔽環(huán)與電阻兩端金屬結構的交界處的三結合點，這與實驗中觀察到的放電位置一致，三結合點的電場強度分布如圖10所示。

(a) 1.5 kΩ

(b) 3 kΩ圖10 2種電阻分壓器的三結合點電場強度分布Fig.10 Three-junction electric field distribution of two resistance voltage drividers

由圖10可見，改良后，三結合點處的電場強度明顯降低，由之前的約200 kV·cm-1下降至150 kV·cm-1。實驗也驗證了該情景下基本不會發(fā)生沿面閃絡現(xiàn)象。開關電流信號的測量與上述結構相同，采用的高壓臂電阻為194.8 Ω，分壓比為379.9的電阻分壓器。

3 實驗平臺測試

Marx發(fā)生器采用2個半波的整流倍壓充電方式，采用耐壓等級為50 kV，電容為12 nF的脈沖電容器，每2組電容器之間通過一個氣體開關進行相連，常壓下開關的自擊穿電壓約為12 kV，實驗中可通過調(diào)整Marx開關內(nèi)的氣壓來調(diào)整Marx輸出的總電壓。Marx發(fā)生器置于一個充滿變壓器油的油箱內(nèi)以保證絕緣性能，Marx發(fā)生器末端安裝絕緣子連接實驗腔體，調(diào)波電感L2采用彈簧結構接入。圖11為搭建完成后的實驗平臺。

圖11 納秒脈沖實驗平臺Fig.11 Nanosecond pulse experimental platform

3.1 Marx輸出電壓和電流測試

實驗測試前，充分老練Marx各級直流開關并測試各級開關的自擊穿電壓，取自擊穿電壓較低的三級開關作為觸發(fā)級。移除調(diào)波電感L2與開關(或絕緣子)電壓測量電阻R3，對Marx最高輸出電壓進行測試。當R2為4.923 kΩ時，測量得到平臺的輸出電壓和電流波形，如圖12所示。由圖12可見，此時Marx發(fā)生器輸出端電壓可達到800 kV及以上，Marx電壓輸出系數(shù)達到了1.75。

圖12 Marx實測電壓與電流波形Fig.12 Marx measured voltage and current waveform

3.2 待測開關兩端電壓波形

實驗腔體接入開關后，為驗證調(diào)波電感L2對脈沖前沿時間的調(diào)整作用，在開關未擊穿時的條件下，每級Marx開關加壓30 kV,此時采用高壓臂電阻為2.985 kΩ，分壓比為2 821.3的電阻分壓器進行電壓測量。分別采用L2=5 μH和L2=20 μH的調(diào)波電感測得的電壓波形如圖13所示。由圖13可見，調(diào)波電感對波形前沿的影響較明顯，可實現(xiàn)幾十納秒至百納秒前沿的調(diào)整，波形振蕩周期和波形峰值與仿真波形符合較好，后續(xù)振蕩波峰的差異是由于無法精準估算Marx發(fā)生器中的電阻參數(shù)所致。

(a) L2=5 μH

(b) L2=20 μH圖13 開關未擊穿時的仿真波形與實測波形的對比Fig.13 Comparison of the simulated waveform and the measured one when the switch is not broken down

3.3 典型開關測試時域波形

該Marx平臺可用于測量開關的擊穿特性，將上述自擊穿開關接入實驗腔體進行擊穿時延與抖動的測試?？紤]到輸出電壓起始端波形不易判讀，定義該自擊穿開關的擊穿時延td為輸出電壓峰值10%至輸出電流峰值10%的時間區(qū)間，Marx實驗平臺的典型開關實測時域波形如圖14所示。該波形是在回路電感為60 μH，Marx輸出電壓為324 kV的峰值擊穿條件下測得的。開關擊穿實驗可在仿真基礎上進行開展，在保證信噪比較高的情況下采用高壓臂電阻為1.516 kΩ，分壓比為2 912的電阻分壓器進行電壓測量，此時波形沒有太大的振蕩。考慮到研究重點是幾十納秒脈沖，將仿真與實驗結果相結合，在60 μH及以下的調(diào)波電感中進行對照實驗，此時開關峰值擊穿時的Marx平臺電壓輸出系數(shù)可達到80%以上，脈沖前沿可達幾十至百納秒量級。

4 結論

(1) 本文設計的電路能產(chǎn)生幾十納秒前沿的脈沖高電壓，在實驗回路中接入調(diào)波電感L2時，可通過改變電感實現(xiàn)脈沖前沿的變化，從而進一步測試不同脈沖前沿下氣體開關擊穿特性與絕緣閃絡特性的變化。

(2) 通過電路模擬發(fā)現(xiàn)，輸出端電感和電容等參數(shù)對Marx平臺的輸出電壓的影響不可忽略。由于轉接絕緣子電容的原因使Marx平臺在調(diào)波電感較低時的電壓輸出系數(shù)大于1，合理利用雜散參數(shù)可使Marx輸出達到較高水平。

(3) 對輸出電壓較高的Marx電路中的電阻需注意考慮其兩端耐受電壓及電阻材料對高頻特性的影響，防止電阻發(fā)生閃絡現(xiàn)象使阻值發(fā)生變化，影響實驗結果的測定。