图1 冲击装置同步触发回路示意图
Fig.1 Schematic diagram of synchronous trigger circuit
摘要 紧凑型封闭式的冲击电压发生器由于其自身固有电感小的特点，常用于大容量试品现场冲击试验，为了提高装置同步性能，需要在前级设置多路电脉冲触发开关。由于其级间耦合电容和开关杂散电容较大，多路开关同步触发就变得更加困难。在4.2MV封闭式冲击电压发生器中，通过外部触发器产生百千伏纳秒脉冲波形，并通过隔离元件施加至前三级开关触发电极。隔离元件既要保证纳秒级触发脉冲有效地传输至触发电极，又要隔离主回路放电。研究结果表明，千欧级的电阻可有效抑制装置同步时耦合在触发器上的电压幅值，但同时使得触发器输出电压幅值严重降低，前沿变慢；电感耦合方式使得触发电压在波前出现振荡，波形质量较差，且数微亨左右电感难以抑制同步时触发器侧耦合电压幅值；采用电容耦合方式既可以保证触发器输出电压的波形质量，又可以抑制触发器侧同步耦合电压。
关键词：冲击电压发生器 触发耦合方式 同步 隔离
随着电网电压等级的提高以及设备容量的增大，传统的敞开式冲击发生器受到自身固有电感的约束难以产生满足标准的雷电冲击电压，同时不断提升的电压等级和输出能量对冲击发生器的空间和灵活性提出挑战，因此，采用低电感脉冲电容器放电回路、一体化紧凑结构以及良好绝缘性能的冲击发生器成为解决问题的关键[1-2]。Marx发生器作为一种经典的脉冲功率电源，采用电容器并联充电、串联放电的原理，具有可靠性高、结构简单、成本低等优点，可以产生几十kV至数MV的高压脉冲，近年来已广泛应用于电力系统以及脉冲功率技术等方面[3-5]。为了增大发生器的同步范围，需要将发生器前级开关设计为外触发式开关，通过外部附属的触发器强制触发导通。相比于敞开式冲击电压发生器，紧凑型封闭式冲击电压发生器回路更为紧凑、级间耦合电容更大、气体开关杂散电容更大，同时气压更高，使得多路开关同步触发变得更加困难，装置同步性能变差，影响现场冲击试验的顺利进行。
在4.2MV冲击电压发生装置中，前级开关设计为三电极场畸变开关，触发电极作为中间电极将开关分为两个子间隙，通过同轴电缆将外部高压触发脉冲U1引入至气体开关中间触发电极，引起间隙电场畸变，使两个子间隙快速击穿[6-7]。触发开关击穿时在引入侧产生高压脉冲U2、U3、U4，经同轴电缆在触发器侧耦合产生高压，对其造成损害，因此通常在同轴电缆和开关触发电极间引入隔离器件，对开关击穿同步时产生的脉冲高压进行隔离，起到保护触发器的作用，同时触发器与开关之间触发耦合方式会对三电极开关触发电极上的脉冲电压的前沿和幅值产生很大影响，冲击装置同步触发回路示意图如图1所示。目前，常见的触发引入器件有电阻、电感和电容三种方式。俄罗斯大电流研究所（Institute of High Current Electronics, HCEI）开展开关触发试验时采取阻值为140Ω电阻耦合方式[8]；美国圣地亚哥实验室发现50Ω电阻即可满足隔离要求[9]；国内相关研究人员通过试验得到电阻引入方式，能够降低触发电压幅值，拉长脉冲前沿；文献[10]在触发六间隙开关试验中发现，通过电感耦合的方式能够较好地限制同步后耦合在触发器电压，但会导致触发脉冲前沿变缓；电容耦合方式常用于大型脉冲电源中，中国工程物理研究院在2MJ电容储能的冲击电压发生器中通过电容引入开关系统，在500kA大电流试验中能够可靠运行[11]。
图1 冲击装置同步触发回路示意图
Fig.1 Schematic diagram of synchronous trigger circuit
本文基于上述研究内容，以4.2MV大型紧凑式冲击电压发生器为研究对象，研究触发脉冲耦合方式对各级开关触发电极电压和发生器同步时耦合在触发器上脉冲高压的影响规律，寻找能够增强多级开关触发效果，同时对触发器进行有效隔离的最佳触发引入方式，以提高冲击电压发生器的可靠性和同步效果。
4.2MV冲击电压发生器通过在触发电极上施加触发脉冲来改变触发电极电位，从而使一侧子间隙先导通，促使另一侧子间隙导通来实现装置的同步触发，冲击发生器内部共有21级开关，采用前3级开关作为触发开关，要使触发开关在短时间内依次可靠击穿，必须使用输出脉冲电压幅值高、前沿快、抖动小、具有一定脉宽的触发脉冲源[12-14]。
图2为脉冲变压器型触发器回路示意图，共分为四个部分：充电回路A、脉冲形成回路B、控制回路C以及陡化回路D。主电容C1经过回路A储能后通过前级主控开关间隙S1向脉冲变压器一次绕组放电，产生脉冲电压，并在二次侧感应出脉冲高压，并给陡化电容C2充电[15]。当陡化电容C2上的脉冲电压幅值大于陡化开关间隙S2的自击穿电压时，通过同轴电缆向负载Cload放电，产生高幅值、快前沿的脉冲信号。
图2 脉冲触发器回路示意图
Fig.2 Schematic diagram of pulse trigger circuit
建立触发器Pspice仿真回路如图3所示，初级储能电容C1=200nF，充电电压设为10kV，TX1为理想变压器，电压比为1:10，脉冲变压器一次侧回路电阻R1=0.2Ω，电感L1=40nH，二次侧回路电阻R2=2Ω，电感L2=200nH，陡化电容C2=2nF，陡化开关未击穿前，陡化电容上的电压波形如图4所示，此时脉冲幅值约为90kV，前沿约为200ns，为了获得高幅值和快前沿脉冲，设置陡化开关在电压幅值时刻击穿，由陡化电容、陡化开关和负载形成的低电感回路放电[12]。触发器最终输出电压波形通过长度为50m的同轴传输电缆测得，实测触发器输出脉冲电压波形如图5所示，此时陡化开关为针板电极，间隙距离7mm，气压为5.4atm（1atm=1.013×105Pa），脉冲幅值为115kV、抖动为2.7kV、前沿约为17.5ns。
图3 脉冲触发器Pspice电路原理
Fig.3 Pspice simulation circuit of pulse trigger system
图4 陡化电容脉冲电压波形
Fig.4 Pulse voltage waveform on sharping capacitor
在电路模型中，将触发器等效为由陡化电容、陡化开关和发生器本体杂散电容组成的回路，陡化电容充电电压为90kV，通过理想开关导通产生ns级快前沿脉冲，回路电感约为90nH，如图6所示，触发器经同轴电缆、耦合阻抗引入3级触发开关。同轴电缆采用Pspice软件有损传输线模型，波阻抗为50Ω，参数设置见表1，表中，R、G、C0、L0分别为同轴电缆的分布电阻、电导、电容和电感。
图5 实测触发器输出脉冲电压波形
Fig.5 Measured waveform of trigger voltage
图6 多开关同步触发系统Pspice电路模型
Fig.6 Pspice simulation circuit of multi-switch synchronous trigger system
表1 同轴电缆电路模型参数
Tab.1 Parameters of coaxial cable circuit model
参数R/ΩG/SC0/pFL0/nH 数值0.110-6100250
4.2MV冲击电压发生器共有21级紧凑型开关放电单元，每个单元包括两只电容值为4μF、额定电压为100kV的脉冲电容器以及一只快导通气体开关，其中前3级为三电极场畸变开关，后18级为两电极自击穿开关。在开关触发导通、发生器同步放电的过程中回路杂散参数对电压分布有着较大影响，因此在计算过程中应考虑单元回路中杂散电容、电感参数。
发生器内部的气体开关分为三电极场畸变外触发开关和两电极自触发开关。电极均设计为半球形[16]。对于三电极场畸变开关，用厚度为18mm的铝盘固定在绝缘筒上构成触发电极。通过有限元电场仿真软件计算两种开关的间隙杂散电容，三电极触发开关子间隙杂散电容为12pF，两电极自击穿开关电极间隙杂散电容为6.3pF，两者相差不大，因此后级自击穿开关可以用两个12pF的子间隙代替。
开关电极结构电感L1一般用短导线电感式（1）加以估算，火花通道电感L2通过式（2）计算[17]，单位均为nH。
（1）
（2）
式中，μ0为磁导率；l为开关电极长度（cm）；r为开关截面半径（cm）；d为火花通道距离（cm）。最后计算得到子间隙电感为35nH。
Marx回路杂散参数主要包括回路内部电容器固有电感、每级放电单元对地杂散电容以及级间杂散电容。通过传统的解析公式对回路杂散电容计算，计算量大且求解精度一般，因此，最好的方法是通过3D场求解器对图7装置模型进行有限元求解来获得整个系统的Maxwell电容矩阵[18-19]。矩阵的大小会随着放电单元级数的增加而迅速增加，为简化计算过程，可以固定一个阈值，将小于该阈值的杂散电容忽略。前7级参数见表2，各级对地杂散电容在数十pF范围内，其中在第7、14、21级处存在大型金属结构，因此对地杂散电容较大。同时对于级间耦合电容，仅考虑单级单元内部电容，取22pF。单只电容器的固有电感通过放电试验得到，约为400nH。
图7 回路杂散电容计算模型
Fig.7 Calculation model of stray capacitance
表2 每级对地杂散电容值（1～7级）
Tab.2 Stage-to-ground capacitance (stage 1～7)
级数数值/pF级数数值/pF 13957 21765 312785 49
根据上述参数计算，建立如图8所示的冲击本体单级放电单元电路模型，其中，Cg为开关间隙电容、Cs为放电单元对地杂散电容、Cc为放电单元级间电容，通过理想闭合开关模拟气体开关导通。
图8 单级放电单元电路原理
Fig.8 Pspice simulation circuit of single-stage discharge unit
通过改变每级放电单元的对地杂散电容，将21个单级放电单元串联得到4.2MV冲击电压发生器及其多开关同步触发系统总仿真模型，原理如图9所示，其中，触发器通过引入阻抗与前3级触发开关中间触发电极连接，主放电回路为21个单级放电单元回路串联，负载回路中波头电阻为150Ω，波尾电阻为600Ω，负载电容5 000pF。
图9 杂散参数耦合下冲击电压发生器电路原理
Fig.9 Impulse voltage generator simulation circuit with stray parameters coupled
在4.2MV封闭式冲击电压发生器电路模型以及百千伏纳秒脉冲触发器的基础上，对电阻、电容和电感元件耦合下开关触发导通特性以及对触发器的隔离特性进行研究，主要从不同引入方式下开关触发电极上的电压波形参数以及发生器同步时通过引入阻抗耦合在触发器上的电压两个角度进行研究。
图10为无引入阻抗时前3级开关触发电极上电压波形。在未引入阻抗的情况下，各级触发盘上电压波形一致，触发脉冲幅值约为123kV，前沿约为16ns。
图10 无引入阻抗下各级开关触发电极电压
Fig.10 Voltage on trigger electrode without coupling impedance
图11为冲击装置同步时耦合在触发器上的电压波形，开关击穿后耦合在触发器上的电压为一个长脉宽脉冲，其中波前有明显过冲，波形幅值约为195kV，前沿为500ns左右，较高的电压幅值容易引起触发器内部绝缘损坏。
图11 无引入阻抗下装置耦合在触发器电压
Fig.11 Voltage coupled on trigger system without coupling impedance
在图9计算模型的基础上，将三级引入阻抗换为电阻，研究电阻对各级触发开关触发电极和同步时刻耦合在触发器上电压的影响，电阻取值范围为50Ω～1kΩ。计算得到不同电阻阻值耦合下开关触发电极波形参数，如图12、图13所示。在同样触发电阻阻值下，触发电极上脉冲电压幅值逐级降低，且随着阻值的增加，三级开关触发脉冲幅值均有明显降低，在引入阻值为50Ω时，三级开关触发电极上脉冲幅值在110～115kV范围内，当电阻增加到1kΩ时，第1级触发电极脉冲幅值降至72kV，第2、3级开关触发电极上脉冲幅值此时均低于60kV。
图12 电阻耦合对触发脉冲电压幅值的影响规律
Fig.12 The influence of coupling resistance on the amplitude of trigger pulse
图13 电阻耦合对触发脉冲电压前沿的影响规律
Fig.13 The influence of coupling resistance on the wavefront time of trigger pulse
图13为电阻耦合对触发电极脉冲前沿时间的影响规律，随着电阻增大，电压前沿变慢。电阻从50Ω增大到1kΩ时，对于开关S3，前沿由22ns增加至80ns；对于开关S1，前沿由20ns增加至30ns，但对于开关S1来说，电阻为1kΩ时其触发电极上的电压前沿增大程度并不明显，因此，对于采用多级触发开关的冲击装置，采用大阻值电阻耦合方式触发效果并不好。
从电路角度上看，触发脉冲经过同轴电缆及引入阻抗与触发电极耦合是一个触发器给开关杂散电容Cp充电的过程，如图14所示，Lp、Rp和R分别为回路引线电感、电阻和引入电阻，其中R的阻抗值要远大于Lp、Rp，因此引入电阻阻值的大小决定了对杂散电容的充电时间τ的长短，如式（3）所示，阻值越大，充电时间越长，脉冲上升沿越慢。同时，由式（4）可得，引入阻值R越大，脉冲前沿越缓，杂散电容等效阻抗越小，在与引入电阻R构成分压网络中分压越小，因此电阻值越大，不同触发开关触发电极上脉冲幅值U2(t)相差越大。
图14 触发电阻引入回路电路示意图
Fig.14 Schematic diagram of the trigger resistance coupling circuit
（3）
（4）
式中，
为回路角频率。
图15为不同引入电阻阻值对冲击装置同步时在触发器侧耦合的脉冲电压幅值影响规律，在数十Ω范围内，触发器侧耦合电压高达百千V，增大电阻阻值虽然有益于抑制耦合电压，但耦合效果并不明显，当引入电阻为1kΩ时，触发器侧耦合电压幅值约为40kV，仍会对触发器造成损害，同时也会降低触发脉冲的质量，因此，百千Ω级别引入电阻难以满足触发同步的要求。
图15 不同引入电阻阻值对同步时触发器侧耦合电压影响规律
Fig.15 The influence of different resistances on the voltage on the trigger system during synchronization
将电感作为触发回路引入阻抗对触发脉冲和触发器侧耦合电压进行计算，引入电感的取值范围为1～10μH，得到如图16、图17所示的结果。图16为不同电感参数下触发电极脉冲幅值变化规律，相比无引入阻抗和电阻耦合方式，电感耦合方式下脉冲幅值提高明显，且后级触发开关上电压幅值高于前级触发开关，当电感为10μH时第三级开关触发电极电压甚至比第一级开关触发电极电压高约90kV，这使得在触发过程中后级触发开关可能率先导通而前级触发开关无法触发导通的情况，不利于多级开关的同步。图17为引入电感参数对触发脉冲前沿的影响规律，触发开关S1处脉冲前沿最慢，而开关S3前沿最快，在引入电感为5μH时，开关S3上脉冲前沿约为20ns，开关S1上脉冲前沿约为70ns；同时，增大电感使得脉冲前沿变慢，以开关S1为例，引入电感为1μH增加到10μH时，触发脉冲前沿由33ns增加至101ns。
图16 电感耦合对触发脉冲电压幅值的影响规律
Fig.16 The influence of coupling inductance on the amplitude of trigger pulse
图17 电感耦合对触发脉冲电压前沿的影响规律
Fig.17 The influence of coupling inductance on the wavefront time of trigger pulse
图18为触发引入电感为5μH时开关S1～S3触发电极上脉冲电压波形，可以看出，电感耦合方式使得引入电感与杂散电容构成LC串联振荡回路，从而在波形前沿叠加过冲振荡，起到拉高脉冲幅值的作用，同时，电感耦合方式使得触发脉冲波形畸变严重，波形质量下降，不利于开关的触发导通。
图18 5μH引入电感下三级触发电极上脉冲波形
Fig.18 The pulse waveforms on the three trigger electrodes under the 5μH inductance
图19为不同电感值对触发器侧耦合电压幅值的影响，与电阻耦合方式对比，电感值的变化对耦合电压幅值影响不大，在1～10μH范围内电压幅值均在200kV左右，高于无引入阻抗和电阻耦合方式，其原因为电感耦合下触发器侧耦合电压前沿为500ns左右，在此频率下电感等效阻抗较小，仅为数十Ω级别，难以实现对触发器侧的有效隔离。
图19 不同引入电感对同步时触发器侧耦合电压的影响规律
Fig.19 The influence of different inductances on the voltage on the trigger system during synchronization
电容耦合是目前冲击装置较为常用的一种触发引入方式，本文基于上述计算模型，研究取值范围在0.1～1nF电容对触发脉冲以及同步时刻触发器侧耦合电压的影响。
电容耦合对触发脉冲电压幅值的影响规律如图20所示，触发引入电容值越大，触发电极上电压幅值越高，且开关S1上电压幅值最大，电容为0.1nF时，开关S1上脉冲幅值为85kV，当电容值增大至大于0.5nF时，电压幅值增加不明显，电容为0.1nF时，开关S1上脉冲幅值为115kV，这是由于当引入电容C变小时，其等效阻抗变大，开关杂散电容上获得的脉冲电压U2(t)变小。
图20 电容耦合对触发脉冲电压幅值的影响规律
Fig.20 The influence of coupling capacitance on the amplitude of trigger pulse
图21为电容耦合对触发电极脉冲前沿的影响，与电阻和电感耦合方式不同，电容耦合方式下触发电极上脉冲前沿均在16～17ns范围内，这是由于触发器通过引入电容给杂散电容充电，如图22所示，充电时间常数由式（5）计算，近似与引线电阻Rp和杂散电容Cp、引入电容C有关，由于Rp取值很小，引入电容值变化对整体充电时间有限，因此脉冲前沿变化不明显，总体处于较低水平。
（5）
图21 电容耦合对触发脉冲电压前沿的影响规律
Fig.21 The influence of coupling capacitance on the wavefront time of trigger pulse
图22 触发电容引入回路电路示意图
Fig.22 Schematic diagram of the trigger capacitance coupling circuit
（6）
图23为不同引入电容对冲击电压发生器同步时触发器侧耦合电压的影响，触发耦合电容越小，对触发器侧耦合电压的抑制作用越好。当电容为1nF时，耦合在触发器上的电压幅值在42kV左右，当电容为0.1nF时，电压幅值仅5.5kV左右，隔离效果明显。相比于电感隔离方式，电容在此频率下有着较大的阻抗，在0.1～1nF范围时，等效阻抗在百千Ω之间，能够对来自装置开关同步的脉冲电压进行隔离，起到了保护触发器的目的。
图23 不同引入电容对同步时触发器侧耦合电压的影响
Fig.23 The influence of different capacitances on the voltage on the trigger system during synchronization
本文针对4.2MV封闭式冲击电压发生器不同触发耦合方式进行了研究。在百千V纳秒脉冲触发器模型以及杂散参数耦合下Marx回路电路模型的基础上，分析了电阻、电感和电容参数对各级触发开关触发电极上脉冲电压幅值以及前沿时间的影响，以及不同触发引入方式下对于装置同步时在触发器侧耦合脉冲电压幅值的影响规律，得出以下结论：
1）引入电阻阻值在数千Ω范围内能够对冲击装置同步时耦合在触发器上的电压进行有效抑制，使其幅值低于40kV；但同时引入电阻阻值过大使得触发电极上的脉冲幅值明显降低，前沿变慢，对于三电极开关的触发性能有着较大影响。
2）采用电感耦合方式时引入电感与本体杂散电容构成LC串联回路，拉高触发脉冲幅值，同时使得脉冲前沿叠加高频振荡，前沿变慢。电感耦合时冲击装置同步时作用在触发器上的脉冲电压前沿较慢，触发器侧耦合电压幅值在200kV左右，对触发器侧绝缘造成不利影响，危害其正常运行。
3）电感耦合方式对于触发电极上脉冲前沿影响不大，在0.1～1nF范围内，触发电压前沿始终为16～17ns，引入电容值越大，触发电压幅值越高。对于冲击装置同步时耦合在触发器上的缓脉冲，此时电容等效阻抗约为数千Ω，触发器侧耦合电压较低，对于触发器隔离效果较好。
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Abstract The compact impulse voltage generator is often used in the on-site impulse test of large-capacity electrical equipment due to its low inductance. In order to improve the synchronization performance of the device, it is necessary to set up multiple gas switches triggered by electrical pulse at the front stages. Due to the larger stray capacitance between the discharge stages, the triggering of multiple switches becomes more difficult. In 4.2MV impulse voltage generator, the external trigger system generates a hundred kilovolts nanoseconds pulse, which is applied to the trigger electrode of the first three-stage switch through isolation impedances. The isolation impedance should not only ensure that the nanosecond trigger pulse is effectively transmitted to the trigger electrode, but also isolate the overvoltage from main circuit discharge. The research results show that the resistance of kiloohms can effectively suppress the voltage coupled on the trigger system during synchronization, but reduce the amplitude of the trigger pulse seriously, and increase the wavefront time; the coupling inductance oscillates the pulse wavefront, and the inductance of microhenries cannot suppress the amplitude of the coupling voltage on the trigger system during synchronization; the capacitive coupled method can not only ensure the waveform quality of the trigger pulse, but also effectively reduce the synchronous coupling voltage on the trigger system.
keywords：Impulse voltage generator, trigger coupled methods, synchronization, isolation
DOI:10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.L90443
中图分类号：TM832
国家重点研发计划资助项目（2016YFB0900804）。
收稿日期 2020-07-11
改稿日期 2020-10-17
马钰峰 男，1995年生，硕士，研究方向为高电压试验技术、脉冲功率技术。E-mail：mayufeng14@foxmail.com
刘轩东 男，1981年生，副教授，博士生导师，研究方向为气体绝缘与放电等离子体、高功率脉冲源、气体开关及应用技术。E-mail：liuxuand@xjtu.edu.cn（通信作者）
（编辑 崔文静）