Исследование гозоразрядных прерывателей тока в режиме генерации высоковольтных импульсов Шатилов Сергей Германович

Содержание к диссертации

Введение

Глава 1 Современные методы накопления и коммутации энергии 10

1.1 Общие тенденции развития методов генерации 10

1.2 Характеристики накопителей энергии

1.2.1 Емкостные накопители энергии 23

1.2.2 Индуктивные накопители энергии 26

1.2.3 Сверхпроводниковые индуктивные накопители энергии (СПИНЭ) 30

1.2.4 Другие виды накопителей энергии 31

1.3. Обзор современных прерывателей тока 35

1.3.1 Механические выключатели 36

1.3.2 Взрывающиеся проводники 39

1.3.3 Плазменные прерыватели тока 41

1.3.4 Полупроводниковые размыкатели тока 42

1.3.5 Газоразрядные приборы для размыкания тока 44

1.3.6 Разборный макет газоразрядного прерывателя тока 51

1.4. Выводы 54

Глава 2 Экспериментальные исследования обрыва тока в тиратроне ТГИ2-500/20 в схеме с индуктивным накопителем энергии 56

2.1 Лабораторное оборудование и методика эксперимента 57

2.1.1 Схема экспериментальной установки 57

2.1.2 Методика проведения экспериментов и используемое оборудование

2.2 Физический механизм обрыва тока в газоразрядных прерывателях тока тиратронной конструкции 66

2.3 Исследование тиратрона ТГИ2-500/20, работающего в режиме прерывателя тока 69

2.4 Выводы Глава

3 Экспериментальные исследования обрыва тока в опытных образцах коммутаторов тока со щелевой и многодырочной конфигурациями отверстий сеточного узла в схеме с индуктивным накопителем энергии 98

3.1 Исследование опытного прерывателя тока со щелевой конфигурацией отверстий сеточного узла 98

3.2 Исследование опытного прерывателя тока многодырчатой конфигурацией отверстий сеточного узла 108

3.3 Сравнение характеристик исследованных приборов 119

3.4 Выводы 130

Глава 4 Исследование параметров плазмы в газоразрядных коммутаторах низкого давления 132

4.1 Особенности плазмы дуги низкого давления в мощных газоразрядных коммутаторах с накаленным катодом 133

4.2 Описание программы для расчета распределения электронов по энергиям путем решения уравнения Больцмана 136

4.3 Расчет параметров плазмы в области сеточного узла 141

4.4 Расчет количества кулоновских электрон-ионных столкновений, происходящих до обрыва тока 147

4.5 Моделирование процесса формирования высокоэнергетичных пучков электронов 152

4.6 Выводы и результаты 160

Заключение 162

Список литературы

• Индуктивные накопители энергии
• Газоразрядные приборы для размыкания тока
• Физический механизм обрыва тока в газоразрядных прерывателях тока тиратронной конструкции
• Описание программы для расчета распределения электронов по энергиям путем решения уравнения Больцмана

Введение к работе

Актуальность проблемы

Современная наука и промышленность остро нуждаются в технике, технологиях и услугах с низкой стоимостью, характеристики которых качественно находятся на высоком уровне. Одной из важнейших областей, которые обеспечивают развитие науки и производства, а также экономический рост, являются высоковольтные импульсные технологии. В рамках развития высоковольтных импульсных технологий одной из базовых задач являются разработка, конструирование, реализация и внедрение усовершенствованных или принципиально новых генераторов высоковольтных импульсов.

Высокая необходимость развития данного направления научных исследований определяется широтой применения его результатов и бесчисленным множеством новых возможностей для различных отраслей экономики. В промышленности генераторы высоковольтных импульсов широко применяются для разного рода операций, таких как дефектоскопия, определение мест повреждения подземных электрических кабелей, обогащение руд редкоземельных металлов, инициирование электрогидроудара для штамповки и вытяжки гибко-листовых пластических материалов, формирования струи жидкости высокого давления для резки листовых материалов или пробивки отверстий в них, трамбовки или забивки свай, копания мерзлых грунтов и т.д. В медицине высоковольтные импульсы применяются для неинвазивного локального воздействия на жировые отложения, дезинфекции, разрушения плотных опухолей, в рентгеновских и ультразвуковых аппаратах. В экологии технологии данного направления могут использоваться для очистки выбросов электрических и тепловых станций, удаления токсичных примесей из атмосферы, очистки природных водоемов, промышленных отстойников от техногенных загрязнений, очистки сточных вод, обеззараживания воды от бактериальной микрофлоры. Помимо выше перечисленного следует отметить потребность в высоковольтных генераторах импульсов в научных исследованиях в качестве лабораторного оборудования и в источниках питания ускорителей частиц, в лазерной технике для накачки лазеров, в радиолокации, эхолокации, георадиолокации.

Исходя из этого видно, что развитие данной области даст толчок усовершенствованию технологий, методов и приемов повседневной деятельности и позволит поднять характеристики существующих систем на качественно новый уровень в ряде социально, экономически и стратегически важных отраслей.

В настоящее время генераторы высоковольтных импульсов помимо прочего различают по применяемым в них накопителям энергии. Классическим считается емкостный накопитель энергии (ЕНЭ), который при помощи сильноточного нано-секундного коммутатора передает накопленную энергию электрического поля в нагрузку. Существует множество высокоскоростных коммутаторов с различными параметрами, использующихся при построении генераторов на основе ЕНЭ для

любых нужд. Альтернативой ЕНЭ может служить индуктивный накопитель энергии (ИНЭ), который накапливает энергию в магнитном поле индуктивного контура с током. Выгода от применения ИНЭ обусловлена рядом преимуществ перед ЕНЭ:

в современных импульсных конденсаторах электрическое поле, длительно выдерживаемое диэлектриком, достигает значений порядка 10⁶ В/см, при этом плотность энергии составляет около 10⁵ Дж/м³. Плотность запасаемой энергии в ИНЭ определяется предельно допустимыми магнитными полями, которые ограничены механической прочностью материалов индуктивных накопителей. При этом плотность магнитной энергии может достигать величины 10⁸ Дж/м³;

питание генератора на основе ИНЭ осуществляется от низковольтных источников;

генераторы с индуктивными накопителями имеют меньшие массогаба-ритные показатели по сравнению с генераторами на основе емкостного накопителя энергии;

при использовании ИНЭ обеспечивается качественно иной способ передачи энергии в нагрузку.

Для использования ИНЭ и реализации их преимуществ помимо сильноточных наносекундных коммутаторов требуются мощные высокоскоростные прерыватели тока, выбор которых сильно ограничен. В этой связи в России и других странах проводят исследования перспективных технологий, которые позволят создать приборы такого класса. К ним можно отнести взрывающиеся проводники, плазменные прерыватели тока, прерыватели на SOS-диодах и прерыватели на основе газоразрядных коммутаторов тока и эффекта самообрыва тока.

При детальном рассмотрении для построения мощных генераторов на основе ИНЭ с током порядка 1 кА и напряжением несколько сотен киловольт наиболее перспективными являются прерыватели на SOS-диодах и газоразрядные прерыватели тока, основанные на эффекте самообрыва тока. При сравнении данных приборов у каждого из них обнаруживаются свои достоинства и недостатки. Прерыватели на SOS-диодах имеют малое (около десяти наносекунд) время выключения тока, а также параллельным и последовательным соединением этих структур обеспечиваются любые рабочие напряжения и токи без увеличения времени выключения. Газоразрядные прерыватели тока, основанные на эффекте самообрыва тока, способны как замыкать, так и размыкать ток, а значит, не требуют дополнительных коммутирующих устройств в составе генератора; в отличие от SOS-диодов не нуждаются в принудительном охлаждении; восстанавливают свои свойства после работы в критических режимах; массогабаритные показатели генераторов, построенных на основе таких приборов, в 5-10 раз меньше, чем генераторов на SOS-диодах. Генераторы высоковольтных импульсов с газоразрядным коммутатором тока и индуктивным накопителем энергии способны формировать

импульсы напряжением несколько сотен киловольт при токах в единицы килоам-пер.

Целью данной работы является создание односекционного газоразрядного прерывателя на основе газоразрядных коммутаторов тока низкого давления для повышения стабильности параметров выходных импульсов в генераторе мега-ваттной мощности с индуктивным накопителем энергии.

Для достижения поставленной цели решались следующие задачи:

исследование физических процессов прерывания тока, предельных режимов работы коммутатора и существующих нестабильностей формирования импульсов в генераторе высоковольтных импульсов мегаваттной мощности с индуктивным накопителем энергии и тиратроном ТГИ2-500/20;

разработка конструкций сеточных узлов газоразрядных коммутаторов тока для стабилизации процесса обрыва тока;

определение рабочих параметров и предельных характеристик опытных газоразрядных коммутаторов;

разработка физической и численной модели для определения факторов, влияющих на стабильность процесса обрыва тока.

Научная новизна:

1. Установлено, что в односекционных газоразрядных коммутаторах низкого давления тиратронной конструкции критический заряд, переносимый через сеточный узел и необходимый для обрыва тока, линейно зависит от величины обрываемого тока, если обрыв происходит до момента прохождения максимума тока.

2. Установлено, что зависимость временной нестабильности момента обрыва тока (джиттер) от тока обрыва имеет минимум. Его значение заключено в интервале 200-300 нс и наблюдается при плотностях тока обрыва в минимальном сечении разрядного канала 280-330 А/см².

3. Получены зависимости критического заряда и джиттера от температуры фланца сетки. Показано, что данные параметры значительно (критический заряд в 1,5-2 раза, джиттер в 3-5 раз) возрастают с разогревом прибора на 40 С, что обусловлено повышением давления газа в области сеточного узла и величины диффузионного потока натекающего газа с увеличением температуры. Критический заряд и джиттер достигают некоторого установившегося значения через 20 минут работы.

4. Создана численная модель физических процессов в сеточном разрядном канале, позволяющая рассчитать количество кулоновских электрон-ионных столкновений в зависимости от давления и напряжения источника питания. С помощью модели показано, что рост критического заряда при увеличении тока обрыва происходит в результате перераспределения направленной составляющей скорости электронов при кулоновских столкновениях с ионами.

5. Показано, что устройства на основе газоразрядных прерывателей тока, работающих в схеме с индуктивным накопителем энергии, способны формировать высокоэнергетичные (до 100 кэВ) пучки электронов при определенных условиях.

Научные положения, выносимые на защиту:

1. В односекционном газоразрядном коммутаторе низкого давления тира-
тронной конструкции, включенном в цепь генератора высоковольтных импульсов
мегаваттной мощности, критический заряд, переносимый через сеточный узел и
необходимый для обрыва тока, линейно нарастает с увеличением прерываемого
тока при условии, что обрыв происходит до достижения максимального значения
тока.

2. Минимальная нестабильность длительности импульса тока в односекционных газоразрядных коммутаторах низкого давления тиратронной конструкции составляет 200-300 нс и достигается при плотностях тока обрыва 280-330 А/см² в области с минимальной площадью сечения разрядного канала.

3. Применение щелевой конфигурации отверстий сеточного узла в газоразрядном коммутаторе тока силой 50-800 А при напряжениях до 100 кВ позволяет сократить на 25 % процесс прерывания тока.

Практическая значимость:

1. Установлен режим с минимальной величиной временной нестабильности во всех исследованных коммутаторах, которая составляет 200-300 нс.

2. Разработанные конструкции сеточных узлов позволили уменьшить величину критического заряда, необходимого для обрыва тока, из чего следует, что для достижения обрыва при фиксированном токе обрыва должно пройти меньше времени. Коммутатор при этом меньше разогревается, растет КПД генератора и увеличивается максимальная частота выходных импульсов.

3. Полученные в опытных коммутаторах величины джиттера в 2-3 раза ниже, чем в тиратроне ТГИ2-500/20, во всех диапазонах токов обрыва, кроме диапазона 200-400 А, в котором величина временной нестабильности минимальна и составляет 200-300 нс.

4. Достигнуто снижение времени выключения в опытных коммутаторах. Минимальное время выключения зарегистрировано в коммутаторе с щелевыми отверстиями и составляет 130 нс.

5. На основе экспериментальных исследований были сформулированы рекомендуемые значения параметров при работе тиратрона ТГИ2-500/20 в режиме обрыва тока.

Внедрение результатов работы

Результаты диссертационной работы использованы в НИИ ГРП «Плазма» (г. Рязань) в штатном технологическом процессе разработки и изготовления газоразрядных коммутаторов тока, в ООО «Импульсные технологии» при создании газоразрядных коммутаторов тока, при выполнении НИОКР

«Разработка специализированного коммутатора тока» Фонда содействия
развитию малых форм предприятий в научно-технической сфере, при выполнении
НИР «Разработка основ технологии формирования функциональных

тонкопленочных покрытий, их модификации и исследование устройств специального назначения», в учебном процессе РГРТУ в курсе «Высоковольтная импульсная техника».

Апробация работы. Результаты исследований, представленные в

диссертационной работе, обсуждались на 59-й студенческой научно-технической конференциии (РГРТУ, Рязань, 2012), региональной конференции молодых ученых «Пути инновационного развития экономики Рязанской области» (Россия, Рязань, 2013), международной научно-практической конференции “Наука и образование в 21 веке” (Россия, Тамбов, 2013), IX Международной научно-практической конференции «Научное обозрение физико-математических и технических наук в XXI веке» (Россия, Москва, 2014), Beam Dynamics and Optimization (BDO) (Россия, Санкт-Петербург, 2014).

Публикации. Результаты диссертационной работы отражены в 15 публикациях.

Структура и объем работы. В диссертацию входят введение, 4 главы основного текста, заключение, список литературы и приложения. Диссертация содержит 164 страницы основного текста, иллюстрированных 58 рисунками, список литературы, включающий 37 источников на 3 страницах, 3 приложения на 3 страницах.

Индуктивные накопители энергии

В современных генераторах для достижения стабильной работы в широком диапазоне напряжений и исключения механической настройки разрядников генератора при переходе к другому выходному напряжению используются управляемые, в том числе многозазорные разрядники. Наиболее часто в качестве управляемых разрядников используются трехэлектродные разрядники с искажением поля (рисунок 1.1.3).

Для повышения мощности генераторов импульсов применяют параллельное включение нескольких модулей, поскольку дальнейшее увеличение мощности единичного генератора является нецелесообразным. Главным условием при объединении модулей является их синхронная работа, то есть разброс времени срабатывания отдельных модулей должен быть существенно меньше времени нарастания напряжения на нагрузке.

Получение необходимой формы импульса на выходе генератора осуществляется с помощью формирователей. Улучшить форму импульса, приблизив его к прямоугольному можно применением срезающего разрядника, включенного параллельно нагрузке [2]. Время включения срезающего разрядника определяет длительность импульса и величину спада напряжения. Главный недостаток схемы со срезающим разрядником в том, что коэффициент полезного действия не превышает 30 % при MJ/U 15 % и ф 6. Кроме того, ток через срезающий разрядник может превышать амплитуду тока в нагрузке.

Широкое применение нашла схема формирования, состоящая из конденсатора и корректирующих LC-звеньев. Данная схема позволяет получить импульс с соотношением и//ф 5-8 при неравномерности вершины AU/U 10 %. Теоретические и практические аспекты применения этой системы хорошо изучены для напряжения U 50 кВ и мощности Р 107 Вт. Недостатки такой схемы заключаются в следующем: корректирующие элементы конструктивно являются отдельными, сложными и крупными элементами; Рисунок 1.1.3. Схема и внешний вид разрядника Т-508А: 1, 2 – основные электроды, 3 – управляющий электрод напряжение на выходе генератора примерно на 30 % превышает напря жение на нагрузке; корректирующие элементы имеют установочную энергоемкость 20 % от энергоемкости генератора импульсных напряжений, но не используются как накопители.

Лучшие результаты можно получить, используя схему генератора на основе искусственных формирующих линий (ИФЛ) для формирования прямоугольных микросекундных импульсов. При использовании ИФЛ можно получить неравномерность вершины AU/U 1 % и фронт с соотношением tjtф 10.

В промежуточных и выходных каскадах генераторов наносекундных импульсов в качестве емкостных накопителей энергии чаще всего используются отрезки передающих линий с распределенными параметрами. С их помощью в одном устройстве объединяются функции накопления энергии и формирования импульсов с заданными параметрами [2]. Промежуточные накопители заряжаются за сравнительно короткое время. Электропрочность диэлектриков при кратковременном воздействии напряжения больше, чем при долговременном, что позволяет уменьшить поперечные размеры накопителя, увеличить плотность потока энергии на его выходе, а также использовать в качестве электрической изоляции материалы с высоким значением диэлектрической проницаемости и относительно большой проводимостью, которые непригодны для длительного накопления, например, вода.

Различные вариации схемы Аркадьева-Маркса и формирующих линий используются по всему миру для построения мощных и сверхмощных генераторов высоковольтных импульсов. Так генераторы на основе ИФЛ были использованы для создания ряда сильноточных ускорителей электронов с длительностью импульсов от 5 до 40 мкс, разработанных и построенных в ФИАН (г. Москва), МРТИ (г. Москва), НИИЭФА (г. Санкт-Петербург), МИФИ (г. Москва). По аналогичной схеме был разработан генератор импульсных напряжений установки «С-4» (Стенд-4, МРТИ) на основе 6-звенных однородных ИФЛ на напряжение 1,8 МВ и длительность импульса менее 10 мкс. В лаборатории SNL, Сандия, США построена установка PBFA-II с 36 генераторами Маркса по 360 кДж с выходным напряжением 6 МВ, опущенными в бак. Каждый модуль нагружен на водяную формирующую линию, погруженную в бассейн из деионизированной воды. Формирующая линия коммутируется газовым разрядником с лазерным запуском и формирует импульс 3 МВ, 42 нс на нагрузке 2, 16 Ом. Установка позволяет получать до 200 ТВт при напряжении до 30 МВ и используется для исследований по управляемому термоядерному синтезу. Работает на ионный диод или лайнер.

По аналогичному принципу построена установка Ангара-5. В отличие от PBFA-II каждый модуль в этой установке состоит из генератора и формирующей линии в отдельном корпусе и является ускорителем электронов на 2 МэВ и током 0,8 МА при длительности 85 нс. Из-за финансовых проблем вместо 48 модулей на 2 ярусах было установлено всего 8. На установке Ангара-5 достигнута мощность 5 ТВт при токе 6 МА. Используется для обжатия лайнеров.

Создаются генераторы на основе импульсных трансформаторов. Примером может служить ускоритель Гермес-3 (Hermes-III). Напряжение на выходе ускорителя 20 МВ при токе 800 кА и длительности 40 нс. Схема установки содержит 20 секций линейного ИТ, на каждую из которой разряжается водяная формирующая линия. Пара линий заряжается от генератора с импульсным напряжением 2,4 МВ. Используется для радиационных испытаний.

Газоразрядные приборы для размыкания тока

Экспериментальные исследования проводились на макете генератора высоковольтных импульсов с индуктивным накопителем энергии, собранного по схеме, показанной на рисунке 2.1.1.1. Входной конденсатор С заряжается в период между импульсами до напряжения U0 через сопротивление Rз, ограничивающее ток. При подаче отпирающего импульса со схемы управления СУ на сетку газоразрядного прерывателя V прибор открывается, и начинает протекать ток через индуктивный накопитель энергии L. Через некоторое время ток в прерывателе обрывается. Уменьшение тока через индуктивность приводит к тому, что к аноду прикладывается ЭДС самоиндукции, направленная против уменьшения тока. При этом накопитель энергии начинает разряжаться на нагрузку. Протекающий через сопротивление нагрузки ток формирует на нем импульс напряжения большой мощности.

Для формирования управляющих импульсов, поступающих на сетку прерывателя, используется схема, изображенная на рисунке 2.1.1.2. Она состоит из двух отдельных каналов. Верхний канал состоит из эмиттерного повторителя, ключевого транзистора, повышающего трансформатора и тиратрона. Принцип работы верхнего канала заключается в следующем. Импульс с задающего генератора Г5-54 поступает на эмиттерный повторитель на транзисторе VT1. Эмиттерный повторитель обеспечивает усиление мощности импульса и разгрузку выхода генератора. После повторителя сигнал поступает на базу транзистора VT2, работающего

Схема экспериментальной установки: U0 – напряжение источника питания генератора; Rз – сопротивление, ограничивающее зарядный ток; С – входной конденсатор; L – индуктивность накопителя энергии; Rн – сопротивление нагрузки; СУ – схема управления; Ср – разделительный конденсатор; R1, R2 – делитель напряжения; ток через прибор измеряется с помощью пояса Роговского с коэффициентом деления 1:100; импульсное напряжение на аноде измеряется с помощью делителя напряжения, подключенного через разделительный конденсатор, с коэффициентом деления 1:3200 Схема формирования управляющих импульсов в ключевом режиме и передающего импульс на первичную обмотку повышающего трансформатора Т1. Вторичная обмотка трансформатора соединена с тиратроном V1, формирующим импульс управления для отпирания прерывателя тока в схеме с индуктивным накопителем энергии. Нижний канал содержит два эмит-терных повторителя на транзисторах VT3 и VT6, схему усиления, которая состоит из транзисторов VT4, VT5, и ключевой транзистор VT7. Принцип работы аналогичен верхнему каналу. Двухканальная система необходима для формирования двух управляющих импульсов со смещением по времени. В данной работе использовался только один канал для подачи управляющего импульса на сетку газоразрядного прерывателя тока.

Характерные осциллограммы тока, протекающего через прибор, импульсного напряжения на аноде прерывателя, а также основные контролируемые параметры показаны на рисунке 2.1.1.3. Обозначим время с момента начала протекания тока (t0 = 0) до момента обрыва тока как время обрыва tобр, величину тока, протекающего через прерыватель, в момент обрыва как ток обрыва Iобр. Время с момента обрыва до полного выключения прибора, измеренное по осциллограмме тока между уровнями 0,1 – 0,9 от тока обрыва – время выключения tвыкл. При определенных условиях ток, протекающий через прерыватель, переходит через максимум и начинает снижаться (рисунок 2.1.1.3, в). В таком случае фиксируется максимальный ток Imax. Также важным параметром является амплитуда импульса напряжения на аноде Um.

В связи с наличием индуктивности и емкости в цепи заряда накопителя ток, протекающий через прибор, в большинстве случаев можно аппроксимировать синусоидальной функцией (половина периода синусоиды). Отступление от синусоидальной формы наблюдается при больших индуктивностях и малых сопротивлениях нагрузки, когда волновое сопротивление LC-контура по порядку величины приближается к сопротивлению нагрузки. В этом случае при отпирании прерывателя ток мгновенно достигает значения U0/Rн. в

Рисунок 2.1.1.3. Осциллограммы тока через прибор (1) и напряжения на аноде (2) при скорости развертки 1 мкс/дел (а, в) и 100 нс/дел (б). tобр – время обрыва тока дуги; tвыкл – время выключения; Iобр – ток обрыва дуги; Imax – максимальный ток; Um – амплитуда импульса Энергия магнитного поля, запасенная в накопителе WL, определяется величинами индуктивности и тока обрыва (2.1.1.1). Изменяя индуктивность накопителя или ток обрыва, можно регулировать мощность импульса в нагрузке. wL=обр. (2.1.1.1) Энергия WL расходуется на формирование импульса на нагрузке и на нагрев прерывателя в результате тепловых потерь во время выключения. Величину энергии тепловых потерь wпот можно оценить по формуле: wпот = J/(0«a(0 , (2.1.1.2) h где i(i) - ток, протекающий через прерыватель, ua(i) - импульсное напряжение на аноде. Промежуток времени t\ -12 соответствует времени выключения. Таким образом, чем быстрее ток через прерыватель спадает до нуля, тем меньше потери энергии и выше коэффициент полезного действия генератора.

Согласно определению ЭДС самоиндукции є = -L dlldt, амплитуда импульса напряжения зависит от соотношения индуктивности накопителя, тока обрыва и времени выключения. Длительность импульса зависит от времени выключения и постоянной времени разряда индуктивного накопителя на нагрузку L/Rн.

В работе [24] показано, что для описания явления обрыва тока в газоразрядных коммутаторах целесообразно использовать заряд, переносимый через сеточный узел и необходимый для обрыва тока Qкр (далее критический заряд). Критический заряд определяется как интеграл от функции тока, протекающего через прерыватель, по времени в пределах от момента отпирания до момента обрыва, и фактически является количеством заряженных частиц, перенесенных через сеточный узел за время обрыва. Таким образом, величина заряда Qкр и параметры схемы определяют соотношение тока обрыва и времени обрыва, и, следовательно, параметры выходного импульса. 2.1.2 Методика проведения экспериментов и используемое оборудование

Экспериментальные исследования включают получение зависимостей, характеризующих работу прерывателя при различных условиях. В данной работе исследуется три газоразрядных прибора. Каждый прибор заполнен водородом и имеет свой диапазон рабочих давлений, в котором он способен обрывать ток. Регулировка давления водорода в объеме прибора осуществляется изменением напряжения накала генератора водорода. Все приборы снабжены одинаковыми генераторами водорода, что позволяет использовать одну градуировочную кривую для всех приборов (рисунок 2.1.2.1) [20]. На этапе предварительной подготовки экспериментов для каждого прерывателя был найден рабочий диапазон давлений. Амплитуда отпирающих импульсов, подаваемых на сетку, при этом составляла 800 В. Это же значение использовалось во всех экспериментах. Для более надежного запирания прерывателя после прохождения импульса тока управляющие импульсы напряжения смещены по уровню относительно потенциала катода на минус 150 В. Частота отпирающих импульсов составляла 10 Гц за исключением экспериментов с частотной зависимостью. В каждом из приборов установлен оксидный катод с косвенным накалом. Перед проведением экспериментов осуществлялся прогрев катода в течение 30 минут при напряжении накала катода 6,3 В. Согласно [20] начальная температура накаленного катода до подачи отпирающих импульсов на сетку составляет для данного вида приборов 730-760 С. Таким образом все эксперименты на всех приборах проведены при одинаковых условиях относительно начальной плотности электронов, эмитируемых с катода.

В работах [25, 26] отмечено значительное влияние разогрева газоразрядного прерывателя в процессе работы на его режим и, соответственно, параметры генерируемых импульсов. Вследствие отсутствия возможности контроля температуры непосредственно в рабочем объеме прибора, он производился по фланцу сетки. Для этого использовался тепловизор SDS HOTFIND DXS с двумя диапазонами измерения температуры: от 0 до 250 С и от 250 до 1000 С.

Физический механизм обрыва тока в газоразрядных прерывателях тока тиратронной конструкции

Создание генераторов высоковольтных импульсов со стабильными параметрами требует исследования временной нестабильности момента обрыва tобр (джиттера), поскольку она определяет нестабильности амплитуды импульса и времени появления импульса на нагрузке. Поскольку тиратрон имеет многодырочную диафрагму, стабильность процесса обрыва тока в нем определяется многими факторами, связанными с геометрией отверстий сетки и экрана, их взаимным расположением, а также технологией изготовления электродов сеточного узла (шлифовка, полировка, специальные покрытия).

Известно, что зависимость временной нестабильности момента обрыва от давления имеет спадающую характеристику [23]. Это обусловлено тем, что при малых давлениях для поддержания нормального горения разряда между анодом и катодом плазма обеспечивает большое количество путей горения разряда через сетку. Обрыв тока при этом происходит в различных областях сеточного узла, обеспечивая высокую нестабильность. Снижение нестабильности с увеличением давления происходит благодаря уменьшению количества путей горения разряда. Зависимость джиттера от тока обрыва при различных индуктивностях накопителя энергии и амплитудах импульса на нагрузке представлена на рисунке 2.3.7. В области малых токов нестабильность момента обрыва достигает относительно больших значений (до 5 мкс), затем, переходя через минимум, снова возрастает. Минимум временной нестабильности величиной 300 нс наблюдается при токе 300 А не зависимо от индуктивности накопителя и амплитуды импульса. При этом максимальная плотность тока в области с минимальной площадью сечения разрядного канала составляет 318,3 А/см2. В конструкциях сеточного узла с несколькими отверстиями ток неравномерно распределяется по ним [20]. При малом б – L = 72 мкГн, Um – 10 кВ (1), 14 кВ (2), 16 кВ (3) токе разряд сосредотачивается в одном отверстии. По мере откачки газа из области одного отверстия перепад потенциала на сужении отверстия растет, разряд перемещается в соседнее отверстие, где концентрация газа больше. Из-за постоянного перемещения разряда от отверстия к отверстию откачка газа из области сетки производится чередой импульсов тока. При этом вытеснение газа малыми токами имеет низкую эффективность, и по величине поток газа из области сетки сравним с обратным диффузионным потоком. В таких условиях временная нестабильность момента обрыва тока принимает большие значения. С увеличением тока растет эффективность вытеснения нейтрального газа из области сетки, и обратный диффузионный поток газа становится пренебрежимо мал по сравнению с потоком газа из области сеточного узла. При этом временная нестабильность падает и достигает минимума. При дальнейшем увеличении тока возрастает нагрев газа и краев сеточных отверстий протекающим током, причем разогрев неравномерен по отверстиям, поскольку увеличиваясь, ток сначала протекает через одно отверстие, а затем заполняет остальные. Вследствие этого происходит непрерывное перераспределение плотности тока по отверстиям сетки, вызывая изменение времени обрыва от импульса к импульсу. Чем больше разогрев, тем более хаотичен процесс обрыва.

Пульсации напряжения источника питания также могут быть причиной нестабильности момента обрыва. Выходной конденсатор источника питания заряжается выпрямленным синусоидальным напряжением, в связи с чем напряжение питания имеет переменную составляющую, пульсирующую с частотой 100 Гц. Для проверки данного предположения были получены зависимости джиттера от частоты управляющих импульсов и емкости выходного конденсатора. Увеличение частоты выходных импульсов увеличивает отбор энергии, накопленной в конденсаторе, что должно приводить к увеличению пульсаций напряжения источника питания и росту нестабильности момента обрыва. При увеличении емкости конденсатора пульсации снижаются, следовательно, нестабильность должна уменьшаться. Результаты эксперимента отражены на рисунке 2.3.8. Из представленных данных следует, что джиттер не зависит от частоты, емкости выходного Рисунок 2.3.8. Зависимости временной нестабильности момента обрыва тока (джиттера) от частоты отпирающих импульсов при емкости входного конденсатора 4 мкФ (1) и 50 мкФ (2) и параметрах: L = 23 мкГн, Rн = 95 Ом, U0 = 890 В, Iобр = 200 А, Um = 24300 В, p = 36 Па конденсатора, и, соответственно,- от пульсаций напряжения источника питания в данном диапазоне частот и емкостей. Таким образом, минимальная нестабильность, составляющая 300 нс, является в настоящее время неустранимой и связана с вероятностным характером развития физических процессов в разряде (подобно статистическому запаздыванию зажигания разряда).

Зависимость временной нестабильности момента обрыва от температуры фланца сетки отображена на рисунке 2.3.9. Джиттер увеличивается в 5 раз при росте температуры на 40 С, и после установления температуры на уровне 210 С принимает значение 2500 нс. Таким образом, температурный режим является важнейшим фактором, определяющим стабильность работы прерывателя.

Эффективность работы генератора высоковольтных импульсов с индуктивным накопителем энергии определяется также временем выключения. Из определения ЭДС самоиндукции = -L dI/dt ясно, что уменьшение промежутка времени, за которое изменяется ток, приводит к увеличению ЭДС. Применительно к схеме генератора это означает, что с уменьшением времени выключения амплитуда импульса напряжения на нагрузке будет расти. Кроме того, коммутационные потери при уменьшении времени выключения снижаются, что приводит к меньшему разогреву, и, соответственно, более стабильному температурному режиму.

В [23] показано, что формирование импульса напряжения на нагрузке во время выключения происходит в 2 стадии: медленной и быстрой. Медленная стадия определяется временем, за которое происходит обрыв тока между катодом и анодом, а быстрая – временем распада плазмы в анодно-сеточной камере прибора. Аналогично исследованиям критического заряда, рассмотрим зависимости времени выключения от давления водорода без фиксации времени обрыва при различных напряжениях источника питания (рисунок 2.3.10). Увеличение давления приводит к росту времени выключения, причем большему напряжению источника питания соответствует меньшее время выключения.

Описание программы для расчета распределения электронов по энергиям путем решения уравнения Больцмана

Для обобщения полученных результатов и выявления целостной картины необходимо провести сравнение основных экспериментальных зависимостей трех исследованных приборов. Зависимости критического заряда от давления водорода для трех приборов при напряжении источника питания 1670 В показаны на рисунке 3.3.1. Из рисунка видно, что самым широким диапазоном рабочих давлений обладает тиратрон ТГИ2-500/20. Минимальное давление отпирания тиратрона при амплитуде импульса управления 800 В составляет 28 Па. Максимальное давление, при котором возможно получение обрыва тока зависит от параметров схемы, таких как напряжение источника питания, индуктивность накопителя энергии, сопротивление нагрузки, определяющих время обрыва и предельную

Зависимости предельного тока обрыва от времени обрыва в прерывателе тока с многодырочной конфигурацией отверстий сеточного узла при давлении 28 Па и индуктивностях накопителя 23 мкГн (1), 72 мкГн (2), 123 мкГн (3) . Зависимости критического заряда от давления водорода при напряжении источника питания 1670 В, индуктивности накопителя энергии 23 мкГн, сопротивления нагрузки 95 Ом для тиратрона ТГИ2-500/20 (1), коммутатора с многодырочной конфигурацией сеточного узла (2) и коммутатора со щелевой конфигурацией отверстий сеточного узла (3) 122 пиковую мощность импульса на нагрузке, а, следовательно, предельный ток обрыва при данном давлении. Для напряжения источника питания 1670 В, индуктивности накопителя 23 мкГн и сопротивления нагрузки 95 Ом максимальное давление составляет 60 Па. Таким образом, рабочий диапазон давлений при данных параметрах для тиратрона составляет 32 Па. Соответствующий диапазон изменения критического заряда равен 5,3 мКл (от 1 до 6,3 мКл).

Диапазон рабочих давлений для газоразрядного коммутатора со щелевой конфигурацией отверстий сетки при данных параметрах схемы составляет приблизительно 2,7 Па (с 14,6 до 17,3 Па). Дополнительные экспериментальные точки при давлениях ниже 14,6 Па получены при амплитуде управляющего импульса 1200 В, увеличение которой обусловлено необходимостью расширить диапазон рабочих давлений. Поскольку амплитуда управляющего импульса не влияет на критический заряд, такое решение является правомочным. Диапазон изменения величины критического заряда составляет 0,41 мКл (от 1 до 1,41 мКл).

В связи с тем, что параметры схемы в экспериментах для всех трех приборов были одинаковы, разница в диапазонах рабочих давлений и соответствующих им величинах критических зарядов вызвана конструктивными особенностями сеточных узлов приборов. Напряжение зажигания разряда в промежутке, заполненном газом, определяется кривой Пашена. Поскольку исследуемые коммутаторы работают на левой ветви кривой Пашена, при постоянном напряжении большей длине промежутка соответствует меньшее давление, при котором может произойти зажигание. Отпирание газоразрядного коммутатора происходит в два этапа. Сначала зажигается разряд катод-сетка, а затем благодаря электрическому полю, созданному потенциалом анода, из плазмы в катодной области вытягиваются электроны. На пути из катодной области к аноду электроны ионизируют газ, зажига 123 ется дуговой разряд между катодом и анодом и прибор открывается. Максимально возможная длина пути электрона из катодной области к аноду в исследуемых приборах меньше расстояния катод-сетка, и поэтому она определяет минимальное рабочее давление. В таблице 3.3.1 представлены вычисленные произведения pd для каждого прибора. При этом в качестве давления p взято экспериментально полученное минимальное рабочее давление, а расстояние d – максимально возможное расстояние от плоскости экрана сетки со стороны катода до плоскости анода с учетом градиента потенциала в промежутке.

Согласно расчетам произведение pd для всех трех коммутаторов имеет приблизительно одинаковые величины. С учетом того, что все приборы наполнены водородом, это подтверждает непосредственную зависимость величины минимального давления отпирания от геометрии сеточного узла. Значения напряжения зажигания, полученные из кривой Пашена для водорода и соответствующие величине произведения pd 3,3-3,8 торрмм, составляют 800-1000 В. Однако, в данном случае эти величины малоинформативны в связи со сложной конфигурацией электрического поля в области сеточного узла и сильной криволинейностью траектории движения электронов.

Величина критического заряда, как было выяснено, зависит от давления и тока обрыва. Также она определяется конструкцией сеточного узла. Величина критического заряда зависит от того, насколько эффективно происходит вытеснение нейтрального газа из области сужения током разряда. Следовательно, чем больше поток натекания газа в область сужения, тем дольше будет происходить вытесне 124 ние газа и тем больше будет критический заряд. Увеличение площади отверстий сетки, их количества и расстояния между ними приводит к росту потока нейтрального газа в область сужения и величины критического заряда. Поэтому для тиратрона при одинаковых условиях эксперимента критический заряд больше, чем для коммутатора с многодырочной конфигурацией отверстий сеточного узла (рисунок 3.3.1).

На рисунке 3.3.2 представлены зависимости критического заряда от тока обрыва для трех исследуемых коммутаторов. Из рисунка видно, что для тиратрона ТГИ2-500/20 во всем исследованном диапазоне токов критический заряд больше, чем для опытных образцов коммутаторов. Тангенс угла наклона зависимостей также больше для тиратрона. Как было сказано выше, причиной разницы в величинах заряда для коммутаторов является давление, ток обрыва и конструкция сеточного узла, причем пределы первых двух параметров определяются третьим. Таким образом, изменения в конструкции сеточного узла позволили добиться снижения величины критического заряда, что при неизменном токе обрыва позволяет снизить время обрыва. При меньшем времени обрыва снижаются потери на проводимость, а, значит, увеличивается коэффициент полезного действия, снижается разогрев коммутатора. Также благодаря разработанным конструкциям значительно ослабло влияние тока обрыва на критический заряд, что должно уменьшить величину джиттера в данных приборах.

Для сравнительной оценки временной нестабильности момента обрыва тока в исследуемых коммутаторах рассмотрим зависимости джиттера от тока обрыва для различных приборов (рисунок 3.3.3). Минимальная величина джиттера для всех приборов заключена в интервале 200-300 нс. Она достигается при плотностях тока величиной от 280 до 330 А/см2. Временная нестабильность момента обрыва тока при токе 150 А для тиратрона ТГИ2-500/20 составляет порядка 1,5 мкс, для коммутатора с многодырочной конфигурацией отверстий сетки – 0,75 мкс, а для коммутатора со щелевыми отверстиями – 300 нс.