電纜參數(shù)對觸發(fā)脈沖波形影響的仿真分析

王 蕊，胡 博，黑 蕾，姚 琪，張 拓

(中國航天科技集團(tuán)公司第四研究院第四十一研究所，陜西 西安 710025)

脈沖觸發(fā)器在電力系統(tǒng)和脈沖功率領(lǐng)域有廣泛應(yīng)用，如沖擊電壓發(fā)生器觸發(fā)源和直列式點(diǎn)火。沖擊電壓發(fā)生器(Marx發(fā)生器)單級采用“電容器+氣體開關(guān)+電容器”結(jié)構(gòu)，可根據(jù)需要按照該構(gòu)建方式搭建多級倍壓回路，實(shí)現(xiàn)高壓脈沖輸出[1-4]。隨著電力系統(tǒng)中電壓等級的提升，沖擊電壓發(fā)生器的輸出電壓也在提高，氣體開關(guān)的同步觸發(fā)變得更加困難[5-7]。同步性能較差的沖擊電壓發(fā)生器實(shí)用性大幅度下降，且降低了實(shí)驗(yàn)效率[8-10]。為確保沖擊電壓發(fā)生器能夠?qū)崿F(xiàn)穩(wěn)定的同步觸發(fā)，同時(shí)具有較寬的輸出電壓范圍，觸發(fā)電壓應(yīng)滿足一定的參數(shù)要求，即觸發(fā)電壓峰值和脈沖持續(xù)時(shí)間應(yīng)大于一定值。

沖擊電壓發(fā)生器通過觸發(fā)電纜將觸發(fā)信號引入開關(guān)進(jìn)行點(diǎn)火觸發(fā)，由于觸發(fā)脈沖的脈寬很短，等效頻率很高，通過電纜時(shí)會在電纜端部產(chǎn)生明顯的折反射現(xiàn)象；因此，本文提出了一種百kV納秒脈沖源，并基于ATP[11-12]仿真技術(shù)，研究了觸發(fā)用電纜長度，以及波阻抗等參數(shù)對觸發(fā)脈沖的影響。

1 納秒脈沖觸發(fā)源及回路模型的建立

本文擬采用電容器開關(guān)回路放電并經(jīng)電纜倍壓的方案實(shí)現(xiàn)百kV納秒脈沖的輸出。觸發(fā)回路電路圖如圖1所示。220 V交流電經(jīng)調(diào)壓器控制升壓變壓器T2原邊，變壓器副邊經(jīng)充電電阻Rc3、Rc4和硅堆D3、D4整流后，對電容器Cc3和Cc4分別充電至+50和-50 kV。Rm3與rm3組成分壓器監(jiān)測正極性充電電壓，Rm4與rm4組成分壓器監(jiān)測負(fù)極性充電電壓，Rm5與rm5組成的分壓器監(jiān)測觸發(fā)輸出電壓。低壓信號控制觸發(fā)球隙gtr擊穿，gtr擊穿瞬間，球隙兩端實(shí)現(xiàn)等電位，電容Cc4另一端輸出+100 kV觸發(fā)脈沖。觸發(fā)脈沖經(jīng)高壓電纜傳輸至后級Marx發(fā)生器，脈沖在電纜末端出現(xiàn)反射，形成一定倍壓后施加于圖2所示的前3級放電開關(guān)間隙上。

圖1 觸發(fā)回路電路圖

圖2 Marx發(fā)生器前3級基本回路

根據(jù)圖2觸發(fā)脈沖回路，在ATPDraw軟件中建立如圖3所示的模型。該模型通過一定阻值的電阻，將第1級觸發(fā)脈沖信號引入至第2級和第3級開關(guān)，實(shí)現(xiàn)3級同步觸發(fā)。

圖3 觸發(fā)回路模型

基于ATP-EMTP軟件的Marx發(fā)生器多開關(guān)同步觸發(fā)回路模型裝置由充電電源、充電電阻、開關(guān)、同軸電纜、隔離電阻和負(fù)載電容組成。其中，充電電源、充電電阻、開關(guān)和同軸電纜依序連接，隔離電阻相互并聯(lián)后與同軸電纜連接，每個(gè)隔離電阻串聯(lián)一個(gè)相同規(guī)格的負(fù)載電容。

開關(guān)的初始狀態(tài)是斷開，t=5 ms時(shí)閉合，模擬氣體開關(guān)的擊穿。開關(guān)閉合時(shí)，主電容已充電完畢，此時(shí)，過電壓的理論值應(yīng)為20 kV。高壓電纜的傳輸速度設(shè)定為光速的2/3，波阻抗、長度為實(shí)驗(yàn)變量，隔離電阻R1、R2、R3以及負(fù)載電容C0均是實(shí)驗(yàn)變量。分別測量3個(gè)負(fù)載電容上的脈沖電壓V1、V2、V3，即可得到模擬實(shí)際觸發(fā)開關(guān)中的觸發(fā)脈沖。

2 觸發(fā)電纜參數(shù)對觸發(fā)脈沖波形的影響

2.1 電纜長度對觸發(fā)脈沖波形的影響

設(shè)定隔離電阻R1、R2、R3分別為10、20和30 kΩ，負(fù)載電容C0為5 pF，電纜波阻抗Z為50 Ω，電纜長度l分別為0.1和10 m時(shí)，得到3級觸發(fā)脈沖的典型波形如圖4所示。

圖4 不同電纜長度下的觸發(fā)脈沖波形

由圖4可以看出，由于隔離電阻阻值的不同(R1U2>U3，這同樣是由于隔離電阻造成的，隔離電阻越小，主電容向負(fù)載電容放電時(shí)的能量損耗越小，負(fù)載電容上的電壓峰值就越高。由圖4還可以看出，當(dāng)電纜長度很短時(shí)，觸發(fā)脈沖沒有振蕩，呈現(xiàn)良好的雙指數(shù)特性，而當(dāng)電纜長度增長后，開始出現(xiàn)明顯的振蕩，這是由于高頻率的電壓波經(jīng)過電纜時(shí)，波阻抗不同而引起的折反射現(xiàn)象，并且隨著電纜長度的增加，振蕩幅值越來越大，這是因?yàn)殡娎|長度越長，沖擊波在電纜中完成1次折反射的時(shí)間越長，此時(shí)原來的沖擊波電壓已經(jīng)發(fā)生了明顯的變化，疊加上不同折反射次數(shù)的波后，便形成了明顯的振蕩波；可見，電纜長度對觸發(fā)脈沖波形有著直接的影響。

為了更好地研究電纜長度對于觸發(fā)脈沖的影響情況，分別在其他條件相同的情況下，仿真研究了5種不同電纜長度下的觸發(fā)脈沖波形，通過分析計(jì)算，得到了脈沖電壓峰值隨電纜長度的變化趨勢(見圖5)以及波前時(shí)間隨電纜長度的變化趨勢(見圖6)。

圖5 不同電纜長度下觸發(fā)脈沖電壓峰值

圖6 不同電纜長度下觸發(fā)脈沖波前時(shí)間

由圖5可以看出，3級觸發(fā)脈沖電壓峰值隨著電纜長度增加均呈上升趨勢，其中，第1級脈沖的電壓峰值上升速率最快，這是因?yàn)榈?級隔離電阻阻值最小，對過電壓的阻尼效果也最小造成的；但上升速率隨電纜長度增加而下降，實(shí)際仿真時(shí)也發(fā)現(xiàn)，脈沖峰值不會一直上升，而是趨于一個(gè)穩(wěn)定值。雖然我們希望觸發(fā)脈沖盡可能具備高幅值，但由于這個(gè)脈沖具有過電壓的性質(zhì)，幅值的增大伴隨著劇烈的振蕩，因此電纜長度并不是越長越好；并且，通過觸發(fā)脈沖波形可知，由于疊加的振蕩很強(qiáng)烈，脈沖電壓峰值往往并不是出現(xiàn)在第1個(gè)振蕩的峰值，如l=10 m時(shí)，第2級脈沖的峰值便是出現(xiàn)在第2個(gè)振蕩的峰值處。

由圖6可以看出，除了第1級觸發(fā)脈沖的波前時(shí)間在l=20 m處有明顯的偏離外，3級觸發(fā)脈沖的波前時(shí)間均隨著電纜長度的增加呈現(xiàn)整體降低的趨勢。其中，第2級觸發(fā)脈沖出現(xiàn)了一次反常現(xiàn)象，即l=1 m時(shí)的波前時(shí)間略微小于l=5 m時(shí)的波前時(shí)間，這是因?yàn)閺?qiáng)烈的振蕩波形具有隨機(jī)性，波峰出現(xiàn)的時(shí)間也與振蕩的隨機(jī)性密切相關(guān)，因此這種現(xiàn)象屬于正常情況。而l=20 m處的第1級觸發(fā)脈沖波前時(shí)間明顯偏離了原有趨勢，因?yàn)檎袷幍碾S機(jī)性，波峰處的數(shù)個(gè)振蕩峰值極為接近，因此峰值出現(xiàn)在不同振蕩峰值處，而造成波前時(shí)間的明顯不同。為了提高觸發(fā)脈沖的效果，應(yīng)盡量縮短波前時(shí)間，以使波前更陡，易于觸發(fā)開關(guān)導(dǎo)通，因此電纜長度不宜過短。由于3級開關(guān)的導(dǎo)通時(shí)間不相同，觸發(fā)脈沖的波前時(shí)間也不相同，而電纜長度的增加使得2、3級脈沖的波前時(shí)間變得接近，這將不利于同步性能的提高；因此，電纜長度也不宜過長。

綜合上述分析，電纜長度的增加將縮短波前時(shí)間，并提高脈沖電壓峰值，但同時(shí)會引起劇烈的振蕩以及縮小不同級脈沖的波前時(shí)間間隔，這對于提高裝置同步性能是互相制約的；因此，電纜長度應(yīng)根據(jù)需求選擇一個(gè)適中的值，并且宜短不宜長。

2.2 電纜波阻抗對觸發(fā)脈沖波形的影響

常見的電纜波阻抗有50、75和90 Ω等幾種規(guī)格，而采用不同波阻抗的電纜也很可能對觸發(fā)脈沖產(chǎn)生影響，因此很有必要研究這幾種波阻抗下觸發(fā)脈沖的波形變化。

設(shè)定隔離電阻R1、R2、R3分別為10、20和30 kΩ，負(fù)載電容C0為5 pF，電纜長度l為0.1 m。在各種波阻抗下，觸發(fā)脈沖波形均沒有明顯變化。而當(dāng)電纜長度l設(shè)為10 m，波阻抗為50、75和90 Ω時(shí)，觸發(fā)脈沖波形仍然沒有顯著變化。為了研究波阻抗是否會對脈沖波形產(chǎn)生影響，試驗(yàn)選取了極端情況，將波阻抗設(shè)為1 000 Ω，得到的觸發(fā)脈沖波形如圖7所示。

圖7 波阻抗為1 000 Ω時(shí)的觸發(fā)脈沖波形

由圖7可以看出，當(dāng)波阻抗極大時(shí)，振蕩衰減的很快，只在雙指數(shù)波的波峰處有數(shù)次振蕩出現(xiàn)，振蕩的頻率并沒有明顯變化，振蕩的峰值也沒有明顯變化；因此可以得出波阻抗對于波形的影響主要在于對高頻振蕩的衰減，波阻抗越大對高頻振蕩的衰減效果越好?？紤]到常用的同軸電纜波阻抗均不到100 Ω，并不會對觸發(fā)脈沖波形造成明顯影響，因此可以在設(shè)計(jì)回路參數(shù)時(shí)不考慮波阻抗的影響。

2.3 隔離電阻對觸發(fā)脈沖波形的影響

隔離電阻在觸發(fā)脈沖回路中的作用類似于波頭電阻，可以有效調(diào)節(jié)觸發(fā)脈沖的波前時(shí)間，并且隔離電阻的阻值不同放電時(shí)消耗的能量也不同，同樣會影響負(fù)載電容上的脈沖峰值；因此，應(yīng)通過仿真研究隔離電阻對觸發(fā)脈沖波形的影響。

設(shè)定負(fù)載電容C0為5 pF，電纜波阻抗Z為50 Ω，電纜長度l為0.1 m。由于裝置要求3級脈沖的波峰到達(dá)時(shí)間不同，需依次相差一定時(shí)間，以與開關(guān)的電壓建立時(shí)間以及擊穿時(shí)延相配合，達(dá)到提高同步性的要求，因此3級隔離電阻的阻值滿足R1∶R2∶R3=1∶2∶3的關(guān)系。仿真中，隔離電阻R1、R2、R3分別選取如下5組數(shù)據(jù)：a)1、2和3 kΩ；b)5、10和15 kΩ；c)10、20和30 kΩ；d)20、40和60 kΩ；e)40、80和120 kΩ。通過仿真研究這5組不同隔離電阻下的觸發(fā)脈沖波形，分析計(jì)算得到了脈沖電壓峰值隨隔離電阻的變化趨勢(見圖8)以及波前時(shí)間隨隔離電阻的變化趨勢(見圖9)。為了方便觀察，橫坐標(biāo)為第1級隔離電阻R1的阻值。

圖8 不同隔離電阻下觸發(fā)脈沖電壓峰值

圖9 不同隔離電阻下觸發(fā)脈沖波前時(shí)間

由圖8和圖9可以看出，隨著隔離電阻的增大，3級觸發(fā)脈沖的電壓峰值均減小，而波前時(shí)間均增大，并且3級觸發(fā)脈沖的電壓峰值及波前時(shí)間的變化速率均呈減小趨勢。造成這種趨勢的原因是隔離電阻增大，則主電容向負(fù)載電容放電的時(shí)間常數(shù)變大，即負(fù)載電阻的充電時(shí)間常數(shù)變大，因此充電速率降低，即脈沖的波前時(shí)間增大。

觸發(fā)脈沖的電壓峰值即主電容電壓與負(fù)載電容電壓達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡時(shí)的電壓，因此消耗的能量將直接影響峰值電壓，而隔離電阻的增大會使得放電時(shí)在隔離電阻上消耗的能量變大，即降低了觸發(fā)脈沖的電壓峰值，這其實(shí)與3級脈沖的峰值及波前時(shí)間不同的原理是相同的；因此，從理論上來說，隔離電阻的值不應(yīng)太大，否則會降低觸發(fā)脈沖的幅值與陡度，但如果隔離電阻過小，會使得3級脈沖達(dá)到峰值的時(shí)間間隔過小，比如，R1、R2、R3分別為1、2和3 kΩ時(shí)，間隔時(shí)間只有30 ns(通常希望時(shí)間間隔在100～200 ns)，這一時(shí)間將小于開關(guān)的電壓建立時(shí)間與擊穿時(shí)延，使得觸發(fā)脈沖將過早到達(dá)，待到開關(guān)即將擊穿時(shí)，觸發(fā)脈沖的幅值已降低，這樣降低了同步性能。通過仿真還發(fā)現(xiàn)，如果隔離電阻過小，會減小對高頻振蕩的阻尼作用，造成振蕩幅值衰減過慢，影響觸發(fā)脈沖的效果。因此，一般推薦隔離電阻R1的阻值為5～20 kΩ，即可得到電壓峰值較高、波前時(shí)間較短的觸發(fā)脈沖，亦不會產(chǎn)生持續(xù)過大的振蕩，并且3級脈沖的時(shí)間間隔也比較合適。

3 結(jié)語

本文提出了一種基于ATP-EMTP軟件的Marx發(fā)生器多開關(guān)同步觸發(fā)回路模型裝置及觸發(fā)方法，可以顯著提高多個(gè)開關(guān)的同步擊穿效果，進(jìn)而提高沖擊電壓發(fā)生器的同步性能。其具有操作簡單、經(jīng)濟(jì)性好等優(yōu)點(diǎn)，可進(jìn)行大范圍的推廣應(yīng)用。

[1] 秦衛(wèi)東, 李洪濤, 顧元朝, 等. 200 kV快脈沖Marx發(fā)生器[J]. 高電壓技術(shù), 2002, 28(11): 40-40.

[2] 朱勝龍, 梁震, 肖登明. 36 kV 標(biāo)準(zhǔn)雷電波沖擊電壓發(fā)生器的研制[J]. 電工技術(shù)雜志, 2004(12): 60-62.

[3] 房體友, 晉濤, 吳義華,等. 3000 kV/300 kJ緊湊型一體式?jīng)_擊電壓發(fā)生裝置的設(shè)計(jì)研究[J]. 高壓電器, 2017(9):149-154.

[4] 劉少波, 龍兆芝, 魯非,等. 沖擊電壓標(biāo)準(zhǔn)波源的研制[J]. 高壓電器, 2015(9):140-145.

[5] 王浩洋. 沖擊電壓發(fā)生器的同步和特殊負(fù)載下的輸出特性研究[D]. 上海：上海交通大學(xué), 2009.

[6] 張廣東, 孫亞明, 馬建海, 等. 3600 kV沖擊電壓發(fā)生器試驗(yàn)裝置調(diào)試[J]. 甘肅電力技術(shù), 2010(6): 7-8.

[7] 王建生, 殷保廉. 沖擊電壓發(fā)生器同步特性的改善措施[J]. 高電壓技術(shù), 2002, 28(1): 17-18.

[8] 李洪濤, 丁伯南, 王玉娟, 等. 激光觸發(fā)多級多通道開關(guān)觸發(fā)延遲及其抖動(dòng)特性[J]. 強(qiáng)激光與粒子束, 2004, 16(8)：1054-1058.

[9] 李洪濤, 王玉娟, 豐樹平, 等. 4 MV激光觸發(fā)多級多通道開關(guān)特性[J]. 強(qiáng)激光與粒子束, 2007, 19(11): 1923-1926.

[10] 衛(wèi)兵, 劉其能, 傅貞, 等. 激光觸發(fā)開關(guān)的電參數(shù)測量[J]. 強(qiáng)激光與粒子束, 2009, 21(3): 459.

[11] 郝捷, 鄭惠萍, 陳蕭霖, 等. 基于ATP-EMTP線路避雷器安裝位置的仿真分析[J]. 電氣自動(dòng)化, 2017(6):55-58.

[12] 楊麗娟, 牛天承, 等. 基于ATP-EMTP的750 kV斷路器合閘過電壓的仿真計(jì)算[J]. 智能電網(wǎng), 2016, 4(4):416-420.