Development and validation of V/N gas switches for photo conductive semiconductor switch triggers
-
摘要: 为了满足多路精确同步触发开关要求，将光导开关（PCSS）与V/N气体开关结合，可充分发挥PCSS低触发阈值、低抖动和光电隔离以及V/N气体开关工作电压高、带载能力强等优势。两种开关结合的核心是V/N气体开关结构参数与PCSS触发回路的参数匹配。分析计算了V/N气体开关的结构电容、触发回路振荡参数、开关电场分布等，研究了V/N气体开关的结构电容与PCSS、串联电感等构成的振荡回路的匹配关系，通过实验获得了V/N气体开关自击穿电压曲线、导通延迟时间以及不同欠压比下的延迟时间抖动等，初步验证了适用于PCSS触发的V/N气体开关设计。Abstract: To meet the requirements of multi-channel precise synchronous trigger switch, photo conductive semiconductor switch (PCSS) is combined with V/N gas switch, which takes advantage of the photoelectric isolation, low trigger threshold, low delay time jitter and photoelectric isolation of PCSS, as well as the advantages of high operating voltage and strong load capacity of V/N gas switch. The core of the combination of the two switches is that the structural parameters of the V/N gas switch match the parameters of the PCSS trigger loop. The structural capacitance, trigger loop oscillation parameters and switching electric field distribution of the V/N gas switch are analyzed and calculated. The relationship between the structural capacitance of the V/N gas switch and the oscillation loop composed of PCSS and series inductors is studied. The self-breakdown voltage curve, on-delay time and delay time jitter of the switch under different under voltage ratios are obtained. The performance of the V/N gas switch for PCSS triggering is preliminarily verified.
-
直线变压器驱动源（LTD）是近年来快速发展起来的一种新型脉冲功率技术，拥有广泛的应用前景[1-6]。LTD装置包含大量由电容器和开关组成的基本放电支路，需要多路同步触发系统对其进行触发[7-8]。而触发系统自身的开关作为触发系统的核心器件，其性能决定着触发输出参数和运行可靠性[9]。气体开关因具有工作电压高、导通电流大和制造成本低等优点，在触发系统中得到广泛应用[10]。传统触发方式主要有电触发、激光触发和机械触发等[11]，而气体开关采用光导开关（PCSS）触发是结合了激光脉冲触发与电脉冲触发的一种新型触发方式，具有光电隔离、触发阈值低、延时抖动小、自击穿概率低和抗干扰能力强等优点，因此具有重要研究价值[12-17]。本文设计了一种适用于PCSS触发的V/N气体开关，采用脉冲充电方式，使PCSS承受高电压的时间仅有数十微秒，承受大电流的时间只有数百纳秒，提高了PCSS的寿命和可靠性。相较直流充电，V/N气体开关用脉冲充电还可以有效降低自击穿概率。
1. V/N气体开关设计
1.1 V/N气体开关工作原理
图1为V/N型气体开关结构原理图，主要由高压电极、接地电极和触发电极组成，使用时在开关腔体充入一定压力的绝缘气体，脉冲电压加载到开关高压极。当V/N开关的触发回路发生振荡，触发极电位变为负高压−Ut，高压极与触发极电位差变为（Uc+Ut），极间电场瞬间增强，当超过其间隙击穿阈值时高压极与触发极之间的间隙导通，此时触发极电位将上升至Uc，触发极与接地电极间隙会发生过压击穿，V/N开关放电过程完成[17-19]。
1.2 V/N气体开关结构设计
V/N气体开关，顾名思义，V代表开关工作电压，1/N代表触发间隙间所占电压比例，含义为加压后触发极分得总电压的1/N。开关结构设计如图2所示，主要由高压电极、接地电极、触发电极、绝缘外壳、气路组件、固定套管、连接杆组成。开关高压电极和接地电极外缘设计了类似“耳朵”一样的延伸部分，目的是使触发极与高压电极、接地电极相对的面积更大，从而形成更大的结构电容。在V/N气体开关上配备铜制的连接杆与触发极相连，方便外部触发信号接入。上下电极开孔作为气路，方便连接气管对气体开关内部充入绝缘气体。
本文设计的开关具有以下特点：a）开关电极间隙较小，从而使开关电感降低，便于输出快上升沿的高压脉冲；b）V/N开关的触发极电压通过开关结构电容分压获得，无需外加充电电源；c）触发回路结构简单、紧凑，可获得较高的dV/dt；d）脉冲充电可获得相比直流充电更高的欠压比，从而获得更低的延迟时间抖动。
2. V/N气体开关结构参数计算
2.1 V/N气体开关极间电容对触发电压的影响
图3为V/N气体开关及其触发回路的电路结构，其中S1和S2代表V/N气体开关的上下间隙，结构电容C2与电感L1、电阻R1、光导开关S3串联构成了触发回路。
调节充电元件参数使V/N气体开关在20 μs达到100 kV，当电压达到峰值后，使光导开关S3导通，调节电容数值，观察触发极电压变化。仿真结果如图4所示，充电电压100 kV时，因上下间隙极间电容C1、C2相等，故触发间隙分得电压初始50 kV，PCSS在20 μs时刻导通，触发回路RLC发生谐振翻转，触发极电压波形受触发极对地电容的影响较为显著。当电阻R1为50 Ω、L1为1 μH，电容C2为10 pF时，触发极翻转电压最低可达−34.4 kV，前沿15.1 ns，脉宽为17.5 ns；当C2为20 pF时，触发极翻转电压最低为−29.5 kV，前沿20 ns，脉宽为21.4 ns；当C2为30 pF时，触发极翻转电压最低为−26.2 kV，前沿25.1 ns，脉宽为27.2 ns。触发极对地电容越小，触发电压前沿越快，但脉宽越窄；触发极对地电容越大，触发电压前沿越慢，但脉宽越宽。要获得稳定的触发条件与低的延迟时间抖动，需要选择合适的翻转电压、前沿与脉宽参数。因此，平衡好开关结构电容尤为重要。
2.2 V/N气体开关电容计算
基于电磁场理论的矩阵法计算开关结构电容，采用成熟的商业软件，将设计的V/N气体开关机械结构尺寸导入软件，选择电极和触发极的材料为304不锈钢，相对介电常数为1，体电导率设置为
$ {10}^{30}\;\mathrm{S}/\mathrm{m} $ ，近似认为理想导体。当开关主间隙距离为5、7、9 mm时，电极之间结构电容计算结果分别为11.3、9.53、8.31 pF，而V/N气体开关电容由上极板与触发极、触发极与下极板两部分串联组成，触发极位于上下间隙中间位置，所以两部分电容值大致相等，即为22.6、19.06、16.62 pF。2.3 V/N气体开关谐振电感计算
为了满足振荡回路的要求，需要确定谐振电感值，UT为触发极电位，触发间隙导通后充电到UT的C2经L1谐振放电。触发极上的电压为
$$ {U}_{t}={U}_{\mathrm{T}}\cos\Bigg(\dfrac{t}{\sqrt{{{L}_{1}C}_{2}-\dfrac{{R}_{1}^{2}}{4}{L}_{1}^{2}}}\Bigg) $$ (1) 两端对时间微分，可得
$$ \dfrac{{{\mathrm{d}}U}_{t}}{{\mathrm{d}}t}=-\dfrac{{U}_{{\mathrm{T}}}}{\sqrt{{{L}_{1}C}_{2}-\dfrac{{R}_{1}^{2}}{4}{L}_{1}^{2}}}\sin\Bigg(\dfrac{t}{\sqrt{{{L}_{1}C}_{2}-\dfrac{{R}_{1}^{2}}{4}{L}_{1}^{2}}}\Bigg) $$ (2) 由此可知，触发电压的上升速率最大值为
$$ {\left|\dfrac{{{\mathrm{d}}U}_{t}}{{\mathrm{d}}t}\right|}_{\max}=\dfrac{{U}_{T}}{\sqrt{{L}_{1}{C}_{2}-\dfrac{{R}_{1}^{2}}{4}{L}_{1}^{2}}} $$ (3) 根据LTD装置的触发需求，如触发电压上升速率要求大于5 kV/ns，将振荡回路中电阻值设为0 Ω时，可获得回路中最大的电感值，由上式可算出触发回路的谐振电感应当小于5 μH；将振荡回路中电阻值设为200 Ω时，由上式可算出触发回路的谐振电感应当小于1.1 μH。
2.4 V/N气体开关电场计算
V/N气体开关间隙太大会导致开关的结构电容大幅减小，使放电通道电感上升，不利于改善输出波形，考虑充气压力和工作系数等因素，电极间隙仅在一个较小的范围内进行选择。V/N气体开关上下两电极间施加电压50 kV，在开关间隙d为5、7、9 mm时进行瞬态场仿真，因V/N气体开关导通击穿过程非常迅速，为数十纳秒量级，此处取
$ t=10\;\mathrm{n}\mathrm{s} $ 观察未击穿时同一时刻的电场分布。图5为V/N气体开关在不同间隙下同一时刻的电场强度分布。黑、红、蓝三条曲线分别代表着开关间隙d为5、7、9 mm时，上下电极垂直距离气体间隙每一点的电场强度，即左仿真图中上下圆角顶点垂线间的场强。距上下电极较近的地方因电场线密集，电场强度较高，中间因电场线稀疏，电场强度较低。从图中可知，随着开关上下电极间隙逐渐减小，极间电场强度分布越陡峭，总体电场强度越来越大，开关间隙的最大场强和最小场强增大，更容易发生击穿。实际上间隙并非越小越好，首先，当间隙较小时开关主间隙结构电容越大，触发脉冲的dV/dt就越小，不利于间隙快速导通；其次，间隙太小，将对器件的加工和装配精度提出极高要求，不利于未来大规模多路同步触发系统的一致性和可靠性要求；另外，间隙太小时自击穿概率也会呈指数倍上升。
图 5 V/N气体开关不同间隙下电场强度Figure 5. Electric field at different gap widths of V/N gas switch2.5 小结
结合V/N气体开关极间电容对触发电压的影响、V/N气体开关电容计算、V/N气体开关谐振电感计算、V/N气体开关电场计算，考虑到对光导开关进行限流保护等，V/N气体开关间隙设计为5 mm、设计结构电容约22.6 pF、振荡参数中的电感选择1 μH，限流电电阻选择为200 Ω，以验证开关设计的性能。
3. 实验验证与结果分析
3.1 实验描述
为验证PCSS开关触发V/N气体开关技术方案的可行性，设计了如图6的实验线路。电源为0～5 kV可调直流电源，通过充电电阻R1对一级电容C1充电，待充满后控制晶闸管X1导通，通过变压器T1产生脉冲高压加载到气体开关高压极，同时对电容C2进行脉冲充电，待电容充电至100 kV时，控制激光器出光照射到PCSS，PCSS导通，回路R2、L1与V/N气体开关自身的结构电容构成振荡回路，使电路中的电流和电压呈周期性振荡。触发极通过V/N气体开关结构电容分压，获得初始电压为50 kV，当触发极电压振荡翻转后，V/N气体开关高压电极与触发极的电位差可达百kV，开关上半间隙在高场强下迅速发生击穿。击穿后触发极电位也上升至100 kV，则触发极与接地电极之间也会因过电压而发生击穿。V/N气体开关导通后主回路储能电容快速放电，最终将在负载上产生近百kV的脉冲高压。
实验中的时序控制共有3路，其中clock信号控制激光泵浦，为激光模块的谐振腔提供能量；当腔体内光能量聚集到一定程度，Q信号加载，使激光器出光。Thyristor为控制脉冲充电信号。三种信号的时序关系如图7所示，定义clock信号起始时间100 μs，脉宽300 μs；晶闸管信号起始时间258 μs，脉宽10 μs；Q信号起始时间285 μs，脉宽1 μs。激光输出脉冲宽度20 ns，耦合到光导开关能量5～10 mJ，波长1064 nm。
实验中主回路储能电容C2=50 nF，谐振电感L1=1 μH，串联电阻R2=200 Ω，负载端通过5根12 m长高压电缆（阻抗75 Ω）连接15 Ω匹配电阻，测试支路的电流用罗氏线圈测量。
3.2 实验结果及分析
V/N气体开关腔体内充入纯净SF6气体，在0.1～0.3 MPa气压下开展了自击穿实验，图8为自击穿电压与气体压力的关系，实验结果表明：自击穿电压随压力变化呈近似线性关系。在0.3 MPa气压下，开关自击穿电压约87.9 kV。根据V/N气体开关自击穿曲线外推（如图8虚线所示），0.4 MPa下开关自击穿电压约110 kV。当开关工作系数为0.8时，绝缘介质气压为0.4 MPa，开关的充电电压设置近90 kV。
定义从激光输出信号前沿10%到电压输出信号前沿10%的时间间隔为V/N开关的触发延迟时间。在0.8工作系数下重复进行20次实验。图9为实验获得的典型输出波形。图10为20发实验的延迟时间和输出电压峰值散点图。结果表明，平均输出电压峰值为88.8 kV，极差为1.6 kV。平均延迟时间为53.9 ns，极差为9.5 ns，抖动约2.1 ns。
图 10 V/N气体开关输出参数散点图Figure 10. Scatter diagram of output parameters of the V/N gas switch为了进一步考察此开关工作在更高欠压比下的稳定性和重复性，进行了600发次不间断重频触发实验。其中开关工作电压为72 kV，开关工作系数为0.9。图11为其中1发实验获得的输出波形所示，其中红色为同步信号，蓝色为光导开关的触发回路电流信号，绿色为脉冲充电电压信号，黑色为主回路输出电流信号。600发次重复实验中V/N开关未发生自击穿，输出电流与光导开关触发回路电流之间的延迟时间在44～52 ns之间，抖动约1.2 ns。
图 11 连续600发次实验中的1发实验输出波形Figure 11. Test output waveform of 1 out of 600 consecutive tests将600发次实验获得的延迟时间统计得到图12所示的柱状分布图。由图可知，延迟时间近似为正态分布，大部分发次集中在47.8～49.8 ns之间。初步验证了本文设计的适用于PCSS触发的V/N气体开关具有低抖动和低自击穿概率等特点。
4. 结 论
本文设计了一种适用于PCSS触发的V/N气体开关，利用主回路充电电压与结构电容进行取电，结合RLC谐振翻转，促使开关触发间隙的电场畸变从而发生击穿导通。分别对不同结构电容、触发极的振荡参数变化、不同间隙下腔内电场进行了仿真计算。结果表明：结构电容越小，触发电压前沿越快，但脉宽越窄；结构电容越大，触发电压前沿越慢，但脉宽越宽。在一定参数范围内，间隙越小、结构电容越大，越有利于V/N气体开关导通。考虑到V/N气体开关击穿场强、体积尺寸等因素限制，开关选择了5 mm的主间隙，开关电极边缘采用特殊化设计，触发极对地电容为21.8 pF。搭建实验平台初步验证了适用于PCSS触发的V/N气体开关性能，在开关工作系数为0.8、工作电压为88 kV时，主回路输出延迟时间抖动约2.1 ns。在开关工作系数为0.9、工作电压72 kV时，连续工作600发次，未发生自击穿或触发失败，延迟时间抖动约1.2 ns。
-
图 5 V/N气体开关不同间隙下电场强度
Figure 5. Electric field at different gap widths of V/N gas switch
图 10 V/N气体开关输出参数散点图
Figure 10. Scatter diagram of output parameters of the V/N gas switch
图 11 连续600发次实验中的1发实验输出波形
Figure 11. Test output waveform of 1 out of 600 consecutive tests
-
[1] 梁天学, 姜晓峰, 孙凤举, 等. 300kA直线型变压器驱动源模块实验研究[J]. 强激光与粒子束, 2012, 24(3):655-658 doi: 10.3788/HPLPB20122403.0655Liang Tianxue, Jiang Xiaofeng, Sun Fengju, et al. Experimental investigation of 300 kA fast linear transformer driver stage[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2012, 24(3): 655-658 doi: 10.3788/HPLPB20122403.0655 [2] 陈林, 王勐, 邹文康, 等. 中物院快脉冲直线型变压器驱动源技术研究进展[J]. 高电压技术, 2015, 41(6):1798-1806Chen Lin, Wang Meng, Zou Wenkang, et al. Recent advances in fast linear transformer driver in CAEP[J]. High Voltage Engineering, 2015, 41(6): 1798-1806 [3] Lassalle F, Loyen A, Georges A, et al. Status on the sphinx machine based on the 1-μs LTD technology[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2008, 36(2): 370-377. doi: 10.1109/TPS.2008.918659 [4] Mangeant C, Bayo F, Lassalle F, et al. Status on the sphinx generator based on microsecond current risetime LTD[C]//Proceedings of the Conference Record of the Twenty-Sixth International Power Modulator Symposium, 2004 and 2004 High-Voltage Workshop. 2004: 115-118. [5] Rogowski S T, Fowler W E, Mazarakis M, et al. Operation and performance of the first high current LTD at Sandia National Laboratories[C]//Proceedings of 2005 IEEE Pulsed Power Conference. 2005: 155-157. [6] 刘瑜, 陈林, 戴英敏, 等. LTD模块气体开关电极材料烧蚀性能实验[J]. 强激光与粒子束, 2014, 26:085005 doi: 10.11884/HPLPB201426.085005Liu Yu, Chen Lin, Dai Yingmin, et al. Electrode erosion performance test of LTD stage gas spark switches[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2014, 26: 085005 doi: 10.11884/HPLPB201426.085005 [7] 孙凤举, 姜晓峰, 魏浩, 等. 一种多级串联共用外腔体新结构LTD[J]. 强激光与粒子束, 2017, 29:025001 doi: 10.11884/HPLPB201729.160507Sun Fengju, Jiang Xiaofeng, Wei Hao, et al. Novel configuration linear transformer driver with multistages in series sharing common cavity shell[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2017, 29: 025001 doi: 10.11884/HPLPB201729.160507 [8] 计策, 周良骥, 焦健, 等. 大型LTD装置功率源可靠性初步分析[J]. 强激光与粒子束, 2018, 30:045003 doi: 10.11884/HPLPB201830.170341Ji Ce, Zhou Liangji, Jiao Jian, et al. Reliability of large LTD device analysis[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2018, 30: 045003 doi: 10.11884/HPLPB201830.170341 [9] 杨文. 用于FLTD的气体开关优化设计及性能仿真[D]. 宜昌: 三峡大学, 2020: 21-30Yang Wen. Optimization design and performance simulation of gas switches for FLTD[D]. Yichang: China Three Gorges University, 2020: 21-30 [10] 伍友成, 耿力东, 何泱, 等. 100 kV重频气体开关初步研究及应用[J]. 强激光与粒子束, 2016, 28:025005 doi: 10.11884/HPLPB201628.025005Wu Youcheng, Geng Lidong, He Yang, et al. Investigation and application of 100 kV repetitive gas switches[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2016, 28: 025005 doi: 10.11884/HPLPB201628.025005 [11] 邱剑. 大规模开关同步与触发技术研究[D]. 上海: 复旦大学, 2013: 25-40Qiu Jian. Research on large-scale switch synchronization and triggering technology[D]. Shanghai: Fudan University, 2013: 25-40 [12] Glover S F, Zutavern F J, Swalby M E, et al. Pulsed- and DC-charged PCSS-based trigger generators[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2010, 38(10): 2701-2707. doi: 10.1109/TPS.2010.2049662 [13] 张晨. 纳秒光电导开关触发气体过压放电特性研究[D]. 西安: 西安理工大学, 2010: 30-40Zhang Chen. Research on the characteristics of GaAs PCSS triggering spark gap over-voltage breakdown[D]. Xi'an: Xi'an University of Technology, 2010: 30-40 [14] 付佳斌, 王凌云, 何泱, 等. 基于光导开关的激光二极管触发三电极气体开关研究[J]. 强激光与粒子束, 2022, 34:095003 doi: 10.11884/HPLPB202234.210536Fu Jiabin, Wang Lingyun, He Yang, et al. LD triggered three-electrode gas switch based on photoconductive semiconductor[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2022, 34: 095003 doi: 10.11884/HPLPB202234.210536 [15] 苏建仓, 喻斌雄, 邱旭东, 等. 一种弱激光能量触发的重复频率气体开关及其实现方法: CN202211041621.5[P]. 2022-12-02Su Jiancang, Yu Binxiong, Qiu Xudong, et al. A low laser energy triggered repetitive frequency gas switch and its implementation method: CN202211041621.5[P]. 2022-12-02 [16] 喻斌雄, 苏建仓, 邱旭东, 等. 光导开关触发的低抖动重复频率气体开关研究[C]//第八届全国脉冲功率技术学术交流会. 2023Yu Binxiong, Su Jiancang, Qiu Xudong, et al. Research on low jitter repetition frequency gas switch triggered by photoconductive switch[C]//The 8th National Academic Exchange Conference on Pulse Power Technology. 2023 [17] 李鹏, 邹晓兵, 曾乃工, 等. V/N火花间隙开关的电场和电容模拟计算[J]. 高电压技术, 2006, 32(2):43-44,91 doi: 10.3969/j.issn.1003-6520.2006.02.015Li Peng, Zou Xiaobing, Zeng Naigong, et al. Simulation calculation of electric field distribution and capacitance of V/N spark switch[J]. High Voltage Engineering, 2006, 32(2): 43-44,91 doi: 10.3969/j.issn.1003-6520.2006.02.015 [18] 常家森, 危瑾, 刘轩东, 等. 同轴场畸变气体火花开关的多通道放电特性[J]. 强激光与粒子束, 2012, 24(5):1234-1238 doi: 10.3788/HPLPB20122405.1234Chang Jiasen, Wei Jin, Liu Xuandong, et al. Multichannel discharge characteristics of coaxial field distortion gas spark switch[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2012, 24(5): 1234-1238 doi: 10.3788/HPLPB20122405.1234 [19] Wilson M P, Boekhoven W, Timoshkin I V, et al. Performance of a corona-stabilised switch activated by fast-rising trigger pulses[C]//Proceedings of 2012 IEEE International Power Modulator and High Voltage Conference. 2012: 136-139. -
下载:
下载:
点击查看大图
计量
- 文章访问数: 341
- HTML全文浏览量: 106
- PDF下载量: 105
- 被引次数: 0
