图1 特斯拉变压器谐振放电原理
Fig.1 Tesla transformer resonant discharge principle
摘要 特斯拉变压器型脉冲源是国内外脉冲功率研究领域的热点之一，由于其工作频率较低，而提升成本过高，限制了其在脉冲功率等高新技术领域的应用。该文基于螺旋线型特斯拉变压器的脉冲源样机，提出一种提升特斯拉型脉冲源重频工作能力的方法，分析该脉冲源脉冲形成过程，并将其分为充电电压上升、晶闸管关断和变压器谐振放电三个阶段，经过测试可知脉冲源变压器谐振放电时间是影响其频率提升的主要因素。基于上述研究进行脉冲形成过程不同阶段下的优化设计，调节外电路参数加快充电上升时间，分析晶闸管工作原理并对其关断时间进行优化，改变电路结构缩短其谐振放电时间。调节失谐系数可有效地提高脉冲源的输出电压比和能量效率等关键性能指数，在保证稳定工作的前提下，通过优化电路结构和谐振放电时间加强了脉冲源重频工作能力，最终可实现脉冲源为输出电压0～20kV，输出电压比123，能量效率64%，上升沿30ns，频率0～1kHz可调的纳秒脉冲发生装置。进而促进后续特斯拉型脉冲源的结构紧凑化及其在实际工程中的应用。
关键词：特斯拉变压器 脉冲形成 输出特性 重复频率
随着高电压新技术的兴起，脉冲功率技术及其应用受到广泛关注[1-3]。高压纳秒脉冲发生器作为脉冲功率技术领域的一个重要分支，近年来应用于高频高压电磁干扰模拟、生物医疗、新型材料研究等多个研究领域[4-7]。
高压重频脉冲源目前大多通过采用脉冲变压器或MarX发生器来实现[8-9]。传统脉冲变压器与电容器组成谐振放电回路，在电磁谐振作用下得到高压，但受铁磁材料饱和的影响，输出幅值频率受限。MarX发生器构成的脉冲装置适合小型化、高重频应用场合，但大多结构较为复杂、成本较高，很难满足输出电压的需求。较传统脉冲变压器，空心特斯拉（Tesla）变压器由于结构无磁心，不存在铁磁材料饱和与频率限制的问题，具有结构简单、成本较低、高电压比的优点，更适合长寿命、高重复频率应用的场合[10-12]。美国的J. L. Reed对特斯拉变压器一次、二次回路阻尼引起的能量损耗进行分析，并提出其结构改进方案。俄罗斯大电流研究所提出将特斯拉变压器与脉冲形成线一体化设计结构，以提高其寿命和能量传输效率，实现便携小型化[13-14]。中国工程物理研究院马勋等总结了空心带绕式特斯拉变压器的系统效率问题，并采用带磁心的脉冲变压器改进措施，成功研制出高耦合系数高功率带绕式脉冲变压器[15]。国防科技大学张天洋等对特斯拉变压器、主控晶闸管和谐振充电装置进行分析，成功研制出输出电压100kV、重复运行频率5Hz、能量利用率大于45%的紧凑型储能装置[16]。华中科技大学李黎等基于螺旋线型空心变压器，研制出一套高压纳秒脉冲发生装置，对变压器的峰值电压比、二次电压、一次电流及其变化率等效率问题进行了深入分析[17-18]。但其目前较低的运行频率限制了特斯拉变压器在相关领域的应用空间，且半导体等陡化开关带来的较高成本不利于其在工业化方向的应用。
本文基于螺旋线型特斯拉变压器、谐振充电回路和陡化回路设计了一种重频纳秒脉冲源。根据脉冲源的工作原理，对其谐振充电回路进行公式推导，在螺旋线型特斯拉变压器样机的基础上，总结出脉冲源脉冲形成的三个重要阶段，对充电上升时间的影响因素、晶闸管工作关断过程和流经其中的电流峰值等进行了实验研究，讨论提高变压器谐振放电过程中的能量利用率的方法，探究失谐系数对脉冲源输出性能的影响，并提出输出性能最优区间。研究结果可为特斯拉型脉冲源在实际工程中的应用提供参考和建议。
空心特斯拉变压器的等效电路为典型的谐振充放电电路模型，其放电原理如图1所示。图1中，C1与C2为一次和二次回路电容，u1与u2为一次和二次侧电容电压，R1与R2为一次与二次回路的电阻，Lk1与Lk2是一次和二次回路的杂散电感，M为二者的互感。特斯拉变压器的工作原理为：一次回路通过开关S闭合放电，一次侧电容C1对变压器一次绕组电感放电，通过变压器的空气磁耦合作用，在二次侧电容C2上获得输出电压。
图1 特斯拉变压器谐振放电原理
Fig.1 Tesla transformer resonant discharge principle
特斯拉变压器的输出特性除本身参数外，主要取决于一次和二次侧电容对其谐振放电性能的影响。根据已有参考文献[19-20]可得一次、二次回路固有振荡角频率w01、w02分别为
（1）失谐系数被定义为
，它反映了变压器电路的调谐性能。
在变压器谐振一次侧放电回路，多数采用晶闸管等半导体器件控制开断，在输出不受限的情况下，半导体器件本身的通态电流峰值和电流上升率是限制变压器输出性能提升的主要因素。其中，(di1/dt)max的计算方法为
（2）式中，i1max为一次电流峰值；tm为放电电流起始至到达峰值的时间。
能量效率h是判定变压器输出性能的一个重要参数，表示为
（3）式中，u2max为二次侧电容电压最大值。
一次储能系统直接决定了高压脉冲源的高功率输出、高重频能力和结构紧凑小型化。本文采用LC谐振充电电路，其原理如图2所示。通过大容值电容C0对一次侧电容C1进行充电，R0为回路电阻，L0为充电电路电感；C0的电压初值为u0，C1的电压u1(t)，初值为零。根据基尔霍夫电压定律，列写谐振充电回路方程为
（4）
图2 谐振充电电路原理
Fig.2 Principle of resonant charging circuit
当电路参数满足
时，产生振荡波形，解得回路方程中充电回路中的电流、电压表达式分别为
（5）
（6）
（7）
式中，
；
。由于晶闸管S0的反向截止作用，回路中电流i0过零后关断，此时C1两端电压处于峰值充电回路中，充电时间为半个周期，一次侧电容C1充电后电压与充电电容C0的电压比值为
（8）若回路中电阻忽略不计，
，此时比值
接近于2，基本满足重频工作下的要求，此充电回路更有利于脉冲源装置的小型紧凑化。
传统方式多采用Marx发生器、脉冲形成线、主开关和负载构成脉冲源系统[21-22]。本文选用特斯拉变压器结合陡化开关的方式，实现电压比高、体积小、质量轻等特点的脉冲触发源。
图3为脉冲源电路示意图，其工作原理如下：交流电源通过调节自耦调压器T1，经整流二极管VD1向充电电容C0充电，C0经电感L1对特斯拉变压器T2一次侧电容C1进行谐振充电，针对S0和S1发出的周期性光控触发信号，晶闸管相继受控导通，一次侧电容C1在变压器T2一次侧放电；在空气导磁的作用下，可以在变压器高压侧二次侧电容C2（A点）处得到上升沿为ms级的高压脉冲；经两电极自击穿开关SG与负载RL组成的陡化回路，最终在负载RL（B点）上得到上升沿为ns的高压陡化脉冲。
图3 脉冲源电路示意图
Fig.3 Pulse generator circuit schematic
实验采用匝数比3
670的特斯拉变压器搭建脉冲源电路，为研究脉冲源整体输出性能，首先需确定变压器高压侧即A点的输出特性，因此先对变压器的输出性能进行测试分析。变压器二次侧输出电流、电压和陡化电压典型波形如图4所示。实验所用充电电容C0容值为15mF，一次侧电容C1由3（6.04mF）、6（12.05mF）、9（18.13mF）个2 000V/2mF的高频电容器组成，二次侧电容C2采用容值分别是203pF、348pF、524pF的三组高压薄膜电容器。电压、电流信号分别由泰克P6015A高压探头和ETA-5302电流钳进行采集，示波器采用泰克TPS 2024B。经测试，脉冲源回路可实现单次脉冲源输出电压幅值49kV，上升沿为30ns。
图4 变压器二次侧输出电流i2、电压u2波形
Fig.4 Transformer secondary output current i2, voltage u2 waveforms
在上述电路基础上，对特斯拉变压器脉冲源的单次脉冲形成过程进行分析，特斯拉型脉冲源实验原理示意图如图5所示。第Ⅰ阶段（t1～t2）为充电电压上升阶段，t1时刻触发晶闸管S0导通，电容C0向变压器一次侧电容C1充电，C1两侧电压达到峰值。第Ⅱ阶段（t2～t3）为晶闸管关断阶段，t2时刻流经晶闸管S0的电流下降至维持导通的最小电流IH以下，至t3时刻S0完全关断，此时触发晶闸管S1导通。第Ⅲ阶段（t3～t4）为特斯拉变压器谐振放电阶段，晶闸管S1导通后，二次侧呈衰减振荡型放电，t4时刻电压最终归于零，放电完成时间为T0。因此对脉冲形成的三个阶段进行分析及优化，可以提升特斯拉型脉冲源的重频工作能力。
图5 特斯拉型脉冲源实验原理示意图
Fig.5 Schematic diagram of Tesla type pulse generator experimental principle
3.1.1 充电电压上升时间
对于脉冲形成第Ⅰ阶段，通过提升充电电压上升时间，可以提高脉冲源的重复工作频率。改变充电回路中电感值，测得不同一次侧电容下充电上升时间。不同电感L下的充电时间波形如图6所示，在相同电感（一次侧电容）下，减小一次侧电容容值（电感值）可以缩短充电电压上升时间。
图6 不同电感L下的充电时间波形
Fig.6 Charging time waveforms under different inductance L
3.1.2 晶闸管关断时间优化
大功率晶闸管多适用于高电压、大电流等工作条件，在特斯拉变压器谐振放电过程中，一次电流基本在kA级，考虑到脉冲源的经济性，这里采用晶闸管70TPS16和KP1 500V/1 000A作为一次侧充电开关S0和主控晶闸管S1来控制放电。晶闸管的开启时间通常为几微秒，基本忽略其对重频放电产生的影响，其关断时间tq主要表现为正向电流衰减到零和恢复对正向电压的阻断能力的时间之和，所以应在保证脉冲源工作稳定性的同时，提升脉冲源重复频率。
晶闸管S0关断波形如图7所示。图7中，在上述脉冲源充电回路基础上，分别对晶闸管S0施加脉宽为30ms和500ms的触发信号，测得晶闸管两端的电压信号uk和流经晶闸管的电流信号ik。图7a和图7b中各时刻阶段与图5中各时刻同步，图7a中晶闸管在t1时刻导通，t2时刻受到反向电压影响，晶闸管在t3时刻完成自关断，单次放电完成；图7b中控制信号驱动晶闸管持续导通，在t3时刻关断失败，C0两端电压经变压器一次线圈降至零，测得此时流经晶闸管的电流波形。通过实验测试可知回路中的晶闸管S0关断时间为36ms。
图7 晶闸管S0关断波形
Fig.7 Thyristor S0 turn-off waveforms
晶闸管除关断时间tq外，通态浪涌电流ITSM和电流上升率di1/dt也是两个重要参数。图8为不同电压下的一次回路电流峰值和电流最大上升率。电流峰值I1max和电流最大上升率(di1/dt)max随一次电压u1的增大而增大，基本呈线性增长趋势。
当C1=18.14mF时，此时电流峰值I1max=0.81kA，保证实验回路各项指数工作在正常范围内，为脉冲源在半导体器件上的经济成本提供参考建议。
3.1.3 变压器谐振放电时间优化
通过对三个阶段的时间对比可知，减小变压器高压侧谐振放电时间是提升脉冲源重复频率的有效途径。根据谐振放电的工作原理，采用两种措施来缩短变压器的放电时间：①通过在一次侧主控开关晶闸管S0并联反向二极管，在一次电流过零时提供反向截止电流通道；②在二次侧电容接地端串联二极管和限流电阻，在振荡电压正向时截止，提升谐振放电频率。电路结构优化后的脉冲源回路如图9所示。
图8 不同一次电压u1和一次电流峰值及电流最大上升率的关系
Fig.8 Relationship between different primary voltage u1 and primary current peak and maximum current rise rate
图9 改变电路结构后的脉冲源回路
Fig.9 Pulse generator circuit after changing circuit structure
并联二极管前后的一次电流波形如图10所示，变换电路前流经晶闸管的电流在谐振过程中，过零时刻由于晶闸管电流的反向截止作用，通过一次回路的电流仅在正半轴振荡衰减。特斯拉变压器一次线圈多为单匝或几匝，目的是为了在线圈内产生较大的电流峰值，形成较强磁场，增大变压器的有效耦合。因此通过改变实验电路中充电回路为反向电流提供通道，加快谐振放电速率，提高变压器的峰值电压比和能量效率，进而优化变压器一次回路能量利用率。
图10 并联二极管前后一次电流i1典型波形
Fig.10 Change the circuit structure before and after the primary current i1 waveforms
在二次侧电容接地端串联多个二极管和限流电阻，在变压器二次电压正向振荡时，串联二极管反向截止，减少谐振放电的能量输出，在不影响变压器输出最大峰值情况下，可缩短振荡放电的时间；至反向振荡时，二极管导通接地，谐振放电过程恢复，相较正常放电，串联二极管可提高谐振放电频率，优化谐振放电时长，提高其重频工作能力。 图11为接入串联二极管前后的二次电压输出波形对比。
图11 串联二极管前后二次电压u2典型波形
Fig.11 Typical waveforms of secondary voltage u2 before and after series diode
通过观察图11可以发现，变压器处于正常放电阶段时，F2与F3时刻，相较电压比变化并不明显，谐振放电消耗能量主要是源自一次、二次线圈自身绕组和线路阻抗，在采取优化措施后，二次电压在第一反峰处谐振正常放电，且较F2时刻更快到达电压峰值，F1与F4也均处于对应的波峰（谷），加快了正常的放电频率，谐振放电时间大幅缩减，此时并不影响变压器输出电压比，一次回路电流周期稳定无变化，这说明串联二极管并不会破坏谐振放电耦合特性，因而达到稳定提升重频工作的目的。
经测试，实验电路中采用在晶闸管SCR两端并联反向二极管VD3提供反向截止电流，在二次侧电容处串联二极管以减少二次电压放电时长T0，有利于提升脉冲源的重频工作能力。采取两种措施前后放电时间T0的变化结果见表1。
表1 采取两种措施前后放电时间T0的变化结果
Tab.1 The results of the change of the discharge time T0 before and after taking two measures
C1/mFC2/pFT0/ms 采取措施前采取措施后 6.042030.80.180 6.043481.00.207 6.045241.30.230 12.052031.00.260 12.053481.20.270 12.055241.30.275 18.142030.80.233 18.143480.80.222 18.145240.80.213
利用上述优化电路，且不会降低变压器的输出电压比和能量效率的基础上，对不同电路参数下变压器输出特性进行实验测试。对不同C1和C2下的失谐系数a、峰值电压比k和能量效率h进行数据计算整理，结果见表2。当失谐系数2.528＜a＜2.942时，输出峰值电压比达到最大，可达123；当失谐系数0.979＜a＜1.474时，能量效率较高，可达64%，这一能量效率指数相较于传统空心特斯拉变压器型脉冲源是一个较高值。
表2 不同C1和C2下的失谐系数a、峰值电压比k和能量效率h
Tab.2 Detuning coefficient a, peak ratio k and energy efficiency hunder different C1 and C2
C1/mFC2/pFakh(%) 6.042032.52812340.5 6.043481.47410864.2 6.045240.9798661.6 12.052035.04410815.7 12.053482.94212140.3 12.055241.95411656.3 18.142037.593886.9 18.143484.42911524.2 18.145242.94211839
对得到的不同C1和C2下的电压比系数k和能量效率h数据进行拟合，失谐系数a 与能量效率h和电压比系数k的相互关系如图12所示。图12中，电压比系数k和能量效率h的变化趋势并不随失谐系数改变而统一发生变化，因此认定在直线c（h＞50%）以上和直线d（k＞110）以上时，变压器在不影响能量输出效率的情况下保持较高的电压比。此时失谐系数a取在直线a和直线b之间，即区间（1.60, 2.28）内，变压器峰值电压比可达110～120，能量效率50%～60%。因此调节失谐系数，可以优化脉冲源输出能量效率和输出电压比。
图12 失谐系数a 与能量效率h 和电压比系数k的相互关系
Fig.12 Correlation between the detuning coefficient a and energy efficiency h and variable ratio coefficient k
通过对高压脉冲形成的三个阶段进行分析及优化，最终在脉冲源回路输出端A点得到上升沿为2ms，电压幅值20kV，重复频率实现0～2kHz连续可调的微秒脉冲。采取优化措施并改变电路结构前后的脉冲源输出电压波形如图13所示。
脉冲压缩技术是高压重频脉冲源的关键技术之一，目前重频脉冲源根据实际应用朝着小型化、紧凑化、长寿命、高可靠型、高性价比等方面发展。本文采用火花开关和负载构成气体间隙陡化回路，相较其他方式耐压通流能力较强、成本更低，可以更加方便地调节陡化后脉冲电压的幅值。
经过在变压器一次、二次侧两端的充放电，最终在二次侧电容高压端即A点得到ms级脉冲，调节陡化间隙距离脉冲第一反峰峰值时刻导通，保证此时输出电压达到最大值，在陡化开关电极主间隙两侧加入气吹装置保证其介质恢复速率，此时在负载端即B点实现重复频率1kHz的ns级脉冲。最终陡化后的ns脉冲源电压输出波形如图14所示。改进后脉冲源样机电路实物如图15所示。
图13 重频微秒脉冲输出波形
Fig.13 Repetitive microsecond pulse output waveforms
图14 陡化后的重复频率1kHz的ns级脉冲源电压输出波形
Fig.14 Post-steep re-frequency nanosecond pulse source voltage output waveform 1kHz
图15 改进后脉冲源样机电路实物
Fig.15 Impoved pulse generator circuit physical
1）针对特斯拉变压器型脉冲源工作频率过低和提升成本过高的问题，提出了一种提升脉冲源重频工作能力的方法。将脉冲形成过程分为三个阶段，分别进行测试分析，进而得到影响脉冲源频率提升的主要因素，并针对其进行优化设计。
2）改变充电回路中电感和一次侧电容参数，可以缩短充电时间；在分析晶闸管的关断过程后，可进一步压缩脉冲源重频工作时间；谐振放电时间是制约特斯拉型变压器频率提升的主要影响因素，通过改变电路结构可缩短二次侧输出电压的振荡时间。
3）调节失谐系数至最优区间，可优化脉冲源的输出电压比和能量效率。在对三个工作阶段采取优化措施后，可大幅缩减脉冲源单次放电时间，实现特斯拉型脉冲源纳秒脉冲重复频率提升至1kHz。 相较其他方式，可节约成本，为实际工程应用提供参考。
参考文献
[1] Gennady A Mesyats. Pulsed power[M]. USA: Springer, 2005.
[2] 戴栋, 宁文军, 邵涛, 等. 大气压低温等离子体的研究现状与发展趋势[J]. 电工技术学报, 2017, 32(20): 1-9.
Dai Dong, Ning Wenjun, Shao Tao, et al. A review on the state of art and future trends of atmospheric pressure low temperature plasmas[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2017, 32(20): 1-9.
[3] 王晓玲, 高远, 张帅, 等. 脉冲参数对介质阻挡放电等离子体CH4干重整特性影响的实验[J]. 电工技术学报, 2019, 34(6): 1329-1337.
Wang Xiaoling, Gao Yuan, Zhang Shuai, et al. Effects of pulse parameters on dry reforming of CH4 by pulsed DBD plasma[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(6): 1329-1337.
[4] 赵岩, 廖敏夫, 段雄英, 等. 激光触发真空开关触发稳定性及时延特性[J]. 电工技术学报, 2017, 32(13): 178-184.
Zhao Yan, Liao Minfu, Duan Xiongying, et al. Laser triggered stability and time delay characteristics of laser triggered vacuum switch[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2017, 32(13): 178- 184.
[5] 赵岩, 段雄英, 廖敏夫, 等. 基于高频振荡回路的激光触发真空开关开断特性[J]. 电工技术学报, 2016, 31(21): 183-187.
Zhao Yan, Duan Xiongying, Liao Minfu, et al. The interrupt characteristics of laser triggered vacuum switch in circuits with high oscillating frequency[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2016, 31(21): 183-187.
[6] 程显, 王俊启, 屠昕, 等. 场畸变触发开关新型触发电极的设计与实验[J]. 电工技术学报, 2017, 32(20): 34-41.
Cheng Xian, Wang Junqi, Tu Xin, et al. A novel trigger electrode design and experiment of field distortion spark switch[J]. Transactions of China Electroechnical Society, 2017, 32(20): 34-41.
[7] 程显, 徐晖, 王瑞雪, 等. 等离子体复合薄膜沉积抑制金属微粒启举[J]. 电工技术学报, 2018, 33(20): 30-39.
Cheng Xian, Xu Hui, Wang Ruixue, et al. Composite thin film deposited by plasma to inhibit the lifting of metal particles[J]. Transactions of China Electro- technical Society, 2018, 33(20): 30-39.
[8] 王昌金, 姚陈果, 董守龙, 等. 基于Marx和LTD拓扑的全固态复合模式脉冲源的研制[J]. 电工技术学报, 2018, 33(13): 189-197.
Wang Changjin, Yao Chenguo, Dong Shoulong, et al. The development of all solid-state mixed pulse generator based on Marx and LTD topologies[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2018, 33(13): 189-197.
[9] 刘克富. 固态Marx发生器研究进展[J]. 高电压技术, 2015, 41(6): 1781-1787.
Liu Kefu. Research progress in solid-state Marx generators[J]. High Voltage Engineering, 2015, 41(6): 1781-1787.
[10] 姜立秋, 王之江, 俞斌, 等. Tesla变压器型重复频率纳秒脉冲源的研制[J]. 强激光与粒子束, 2015, 27(1): 183-187.
Jiang Liqiu, Wang Zhijiang, Yu Bin, et al. Repetitive nanosecond pulse generator based on Tesla trans- former[J]. High Power Laser & Particle Beams, 2015, 27(1): 183-187.
[11] 卢彦雷, 樊亚军, 石磊, 等. 高电压纳秒气体开关绝缘恢复特性的实验研究[J]. 高电压技术, 2015, 41(6): 1852-1856.
Lu Yanlei, Fan Yajun, Shi Lei, et al. Experiment research of high voltage nanosecond gas switches insulation recovery[J]. High Voltage Engineering, 2015, 41(6): 1852-1856.
[12] 郑健超, 张超. 用于串联电容器组快速保护的可控多级火花间隙[J]. 高电压技术, 2014, 40(12): 3649-3655.
Zheng Jianchao, Zhang Chao. Controllable multi- stage spark gap used in fast protection for series capacitor bank[J]. High Voltage Engineering, 2014, 40(12): 3649-3655.
[13] Mesyats G A, Korovin S D, Rostov V V, et al. The RADAN series of compact pulsed power generators and their applications[J]. Proceedings of the IEEE, 2004, 92(7): 1166-1179.
[14] Reed J L. Note: Tesla transformer damping[J]. Review of Scientific Instruments, 2012, 83(7): 076101.
[15] 李士忠, 刘金亮. 部分磁芯的带绕式脉冲变压器的研制[J]. 高电压技术, 2007, 33(10): 118-121.
Li Shizhong, Liu Jinliang. Development of the spiral strip pulse transformer with magnetic core[J]. High Voltage Engineering, 2007, 33(10): 118-121.
[16] Zhang Tianyang, Chen Dongqun, Liu Jianliang, et al. A compact high-voltage pulsed charging system based on an air-core pulse transformer[J]. Review of Scientific Instruments, 2015, 86(9): 094706.
[17] 李黎, 刘云龙, 俞斌, 等. 螺旋线型特斯拉变压器谐振充电特性研究[J]. 中国电机工程学报, 2013, 33(33): 145-151, 18.
Li Li, Liu Yunlong, Yu Bin, et al. Study of the resonant charging performance based on spiral Tesla transformers[J]. Proceedings of the CSEE, 2013, 33(33): 145-151, 18.
[18] 李黎, 冯希波, 鲍超斌, 等. 快速晶闸管在纳秒脉冲高压发生器中的应用分析[J]. 中国电机工程学报, 2013, 33(16): 197-203.
Li Li, Feng Xibo, Bao Chaobin, et al. Application analysis of fast thyristors in nanosecond-pulse high-voltage generators[J]. Proceedings of the CSEE, 2013, 33(16): 197-203.
[19] Li Lee, Bao Chaobin, Feng Xibo, et al. Fast switching thyristor applied in nanosecond-pulse high-voltage generator with closed transformer core[J]. Review of Scientific Instruments, 2013, 84(2): 024703.
[20] Lee Li, Ma Ning, Chen Dehuai, et al. Study on double resonant performance of air-core spiral tesla transformer applied in repetitive pulsed operation[J]. IEEE Transactions on Dielectrics & Electrical Insulation, 2015, 22(4): 1916-1922.
[21] 王朋, 罗敏, 康强, 等. 紧凑型脉冲功率驱动源设计与实验研究[J]. 强激光与粒子束, 2018, 30(2): 99-103.
Wang Peng, Luo Min, Kang Qiang, et al. Design and experimental study of compact pulse power driver[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2018, 30(2): 99-103.
[22] 伍友成, 何泱, 戴文峰, 等. 基于快Marx发生器的紧凑型重频脉冲驱动源[J]. 高电压技术, 2017, 43(12): 4032-4038.
Wu Youcheng, He Yang, Dai Wenfeng, et al. Compact repetitive pulsed power system based on fast Marx generator[J]. High Voltage Engineering, 2017, 43(12): 4032-4038.
Analysis and Optimization of Output Characteristics of Repetitive Pulse Generator Based on Tesla Transformer
Abstract Tesla transformer-type pulse generator is one of the research hotspots in the field of pulse power at home and abroad. However, due to the low operating frequency and high cost, its application in many high technology fields is limited. Based on the pulse generator prototype with spiral Tesla transformer, this paper proposes a method for improving the frequency of the repetitive Tesla pulse generator. The pulse generator process is analyzed and divided into three phases: charging voltages, thyristor turn-off and transformer resonant discharge. The resonant discharge time of the pulse generator transformer is the main factor affecting its repetitive frequency. The optimization design of the pulse formation process at different stages is carried out, which includes adjusting the external circuit parameters to accelerate the charging rise time, analyzing the working principle of the thyristor to optimize its turn-off time, and changing the circuit structure to shorten its resonant discharge time. Adjusting the detuning coefficient can effectively improve the key performance index such as the output ratio and energy efficiency of the pulse source. Under the premise of ensuring stable operation, the pulse source repetitive operation capability is enhanced by optimizing the circuit structure and the resonant discharge time. Finally, the pulse generator can be realized with an output voltage of 0～20kV, an output ratio of 123, an energy efficiency of 64%, a rising edge of 30ns, and an adjustable frequency of 0～1kHz nanosecond. The generator can promote the compact structure of the subsequent Tesla pulse source and the practical application development.
keywords：Tesla transformer, pulse forming, output characteristics, repetitive
中图分类号：TM832
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.190597
程 显 男，1982年生，博士，教授，博士生导师，研究方向为开关设备与绝缘技术研究，着重研究混合断路器技术、多断口真空开关技术。E-mail: chengxian@zzu.edu.cn
葛国伟 男，1987年生，博士，讲师，研究方向为智能化高压电器及高压新技术，着重研究多断口真空开关技术、中压直流开断技术。E-mail: ggw@zzu.edu.cn（通信作者）
收稿日期 2019-05-20
改稿日期 2019-09-10
国家自然科学基金（51977195，51777025）、中国博士后科学基金（2017M622370）、河南省高校重点科研（16A470014，19A470008）、国家轨道交通电气化与自动化工程技术研究中心开放课题（NEEC-2017-B07）资助项目。
（编辑 陈 诚）