黃江波，付 煒，付志紅

(1. 重慶大學(xué) 電氣工程學(xué)院，重慶 408044 ；2.長江師范學(xué)院 電子信息工程學(xué)院，重慶 408100；3.國網(wǎng)重慶市電力公司 市區(qū)供電分公司，重慶 400015)

我國現(xiàn)有發(fā)射機(jī)的應(yīng)用比較單一，可用于時(shí)頻域等電磁探測的多功能發(fā)射機(jī)比較缺乏，在發(fā)射頻率、生產(chǎn)工藝、原器件、測量精度上較國外先進(jìn)的發(fā)射機(jī)還有一定的差距。發(fā)射機(jī)的理想發(fā)射電流波形主要是雙極性脈沖波，因此在理想狀態(tài)下期望時(shí)域電磁發(fā)射機(jī)有足夠高的穩(wěn)態(tài)直流輸出，即負(fù)載電流幅值越大越好。由于大功率發(fā)射機(jī)激發(fā)的二次場可以增強(qiáng)晚期信號信噪比，從而增加時(shí)域電磁系統(tǒng)的有效探測深度，因此發(fā)射電流下降沿時(shí)間越短，即關(guān)斷時(shí)間越短，接收機(jī)對早期二次場信號的獲取時(shí)間越早，系統(tǒng)對淺部地質(zhì)體的探測能力便越強(qiáng)[1-4]。由此可見，時(shí)域電磁接收系統(tǒng)所采集的二次場信號質(zhì)量與激勵(lì)場源強(qiáng)度密切相關(guān)，開發(fā)具有大電流和快速關(guān)斷功能的時(shí)域電磁發(fā)射機(jī)具有重要意義。本文提出了采用鉗位電壓源進(jìn)行時(shí)域發(fā)射電路設(shè)計(jì)的理念，并分析了發(fā)射電路的工作機(jī)理，設(shè)計(jì)了發(fā)射電路系統(tǒng)模型。仿真結(jié)果表明，該發(fā)射電路發(fā)射雙極性脈沖波在電流輸出階段電流穩(wěn)定，端口參數(shù)變化時(shí)，快速關(guān)斷能力強(qiáng)，線性度良好，輸出功率較大，可應(yīng)用于時(shí)域電磁探測發(fā)射機(jī)中[5-10]。

1 鉗位電壓源發(fā)射機(jī)結(jié)構(gòu)及機(jī)理

常見的主流發(fā)射機(jī)有兩類，一類是采用Buck電路，以蓄電池為供電電源，通過升壓變換使其發(fā)射電壓達(dá)上百伏的中小功率發(fā)射機(jī)；另一類是以發(fā)電機(jī)作為供電電源，通過整流、逆變等電路輸出發(fā)射波形的大中功率發(fā)射機(jī)。這兩類發(fā)射機(jī)各有利弊：當(dāng)采用蓄電池供電時(shí)，攜帶方便，電磁干擾小，但蓄電池容量小，長期工作時(shí)電壓下降，野外工作時(shí)充電不方便，調(diào)壓時(shí)只能得到蓄電池電壓的倍數(shù)；當(dāng)采用交流發(fā)電機(jī)作為供電電源時(shí)，則需要利用整流技術(shù)，將發(fā)電機(jī)提供的交流電轉(zhuǎn)化為發(fā)射電路所需的直流電。

本文采用的時(shí)域電磁法主要是以雙極性方波脈沖電流作為激勵(lì)場源，并對方波脈沖電流的下降沿進(jìn)行分析。高速關(guān)斷發(fā)射電路即時(shí)域電磁法發(fā)射電路的基本結(jié)構(gòu)如圖1所示，圖中：直流供電電壓為Us、功率開關(guān)J1～J4組成全橋電路；功率開關(guān)J5、二極管D1和D2、電容C組成鉗位電路；電容C為鉗位電壓源；負(fù)載為阻感性負(fù)載。由于常規(guī)開關(guān)電路的下降沿延時(shí)與電源相關(guān)，若在關(guān)斷時(shí)期阻斷負(fù)載與電源的續(xù)流通路，其性能就有可能得到改善。因此，在母線上設(shè)置了二極管D3阻斷電源與負(fù)載電流的續(xù)流通路。

圖1 時(shí)域電磁法發(fā)射電路

為了實(shí)現(xiàn)發(fā)射電流關(guān)斷沿的快速線性下降，在發(fā)射電流關(guān)斷期間，可將負(fù)載鉗位于恒定的電壓源Uc，該恒壓源的結(jié)構(gòu)如圖1中的虛線框所示。穩(wěn)壓值Uc由滯環(huán)控制的參考電壓設(shè)定：當(dāng)鉗位電壓小于設(shè)定值Uc時(shí)，開關(guān)J5關(guān)斷，電容C充電；當(dāng)鉗位電壓大于設(shè)定值Uc時(shí)，開關(guān)J5導(dǎo)通，電容C放電，部分能量由電阻R0消耗。

各階段電路的工作原理，為簡化分析，把恒壓源部分直接由一個(gè)直流電壓源代替。圖2為理想負(fù)載電流、電壓波形。

圖2 理想時(shí)域電磁法發(fā)射電流、電壓波形

時(shí)域電磁法發(fā)射電路模式1的工作回路如圖3(a)所示：t=t0～t1，這一階段中開關(guān)管J1與J4導(dǎo)通；負(fù)載電流方向?yàn)檎娏靼粗笖?shù)上升至正向穩(wěn)態(tài)電流值I0。

圖3 時(shí)域電磁法發(fā)射電路工作模式

時(shí)域電磁法發(fā)射電路模式2的工作回路如圖3(b)所示：t=t2～t3，這一階段中，開關(guān)管J1與J4關(guān)斷，負(fù)載通過D2與開關(guān)管J3的寄生二極管續(xù)流，負(fù)載對恒壓電容放電，負(fù)載兩端電壓反向鉗位至Uc，負(fù)載電流快速下降至零。電流下降沿表達(dá)式為

(1)

時(shí)域電磁法發(fā)射電路模式3的工作回路如圖3(c)所示：t=t4～t5，這一階段中，開關(guān)管J2與J3導(dǎo)通；負(fù)載電流方向?yàn)樨?fù)，電流按指數(shù)規(guī)律下降至反向穩(wěn)態(tài)電流值-I0。

時(shí)域電磁法發(fā)射電路模式4的工作回路如圖3(d)所示：t=t6～t7，這一階段中，開關(guān)管J2與J3關(guān)斷，負(fù)載通過二極管D1、開關(guān)管J4的寄生二極管續(xù)流，負(fù)載兩端電壓被正向鉗位到Uc，負(fù)載電流快速上升至零，工作狀態(tài)與模式2只是電流方向與鉗位電壓方向相反[11-15]。

當(dāng)發(fā)射電路在電流為零的階段，相當(dāng)于開路，實(shí)際中，為避免開路引起系統(tǒng)的不穩(wěn)定，可將US輸出端并聯(lián)電阻當(dāng)作假負(fù)載，一般選擇滿載功率的5%或更小。

2 發(fā)射電路參數(shù)設(shè)計(jì)

發(fā)射電路中設(shè)計(jì)所取的感性負(fù)載為5 mH。當(dāng)負(fù)載電流為零后，負(fù)載能量儲存到電容C中，為保證系統(tǒng)的安全，電容上最大電壓應(yīng)小于功率開關(guān)的額定耐壓值UJ。

(2)

由此可得C應(yīng)滿足

(3)

實(shí)際情況中，為了保證穩(wěn)壓效果，電容C的取值應(yīng)該更大，但由于電容C取值過大又會導(dǎo)致上電時(shí)間加長，因此合適的電容C取值是系統(tǒng)設(shè)計(jì)的一個(gè)難點(diǎn)。在時(shí)域發(fā)射電路中，感性負(fù)載L=5 mH，功率開關(guān)的額定耐壓值UJ=1 200 V，鉗位電壓Uc=1 000 V，考慮最大輸出電流50 A，將數(shù)據(jù)帶入公式，可得鉗位電壓源的電容的最小值為28.4 μF，考慮一定裕量，取為35 μF。

為確保系統(tǒng)的安全運(yùn)行，電阻R0的取值應(yīng)使回饋電流小于開關(guān)管J5的額定工作電流IJ5

RO?(UC-Us)/IJ5

(4)

J5額定工作電流IJ5為100 A時(shí)，最壞的工作情況為供電電壓為0，將其帶入公式，可計(jì)算得電阻R0的最小值為10 Ω，取為12 Ω。

3 仿真及結(jié)果分析

在設(shè)計(jì)發(fā)射電路時(shí)，引入已設(shè)計(jì)高頻變壓器和整流電路，引入的變壓器為500 V檔，負(fù)載為25 Ω，5 mH，時(shí)域電磁探測法發(fā)射電路的頻率變化范圍為0.5～32 Hz，發(fā)射電路頻率為4 Hz。根據(jù)以上參數(shù)構(gòu)建的發(fā)射電路的系統(tǒng)仿真模型如圖4所示。在占空比穩(wěn)態(tài)情況下，高頻變壓器原邊電壓、電流波形如圖5所示。

圖4 時(shí)域發(fā)射電路模型

由圖5可知：原邊輸出電壓幅值約為311 V，電壓、電流均有因前級不控整流輸出造成的100 Hz脈絡(luò)脈動，且在發(fā)射電路狀態(tài)變化時(shí)有一定幅值的抖動；副邊電壓、電流波形與此相似，僅幅值不同。

圖5 高頻變壓器原邊電壓、電流

發(fā)射電路有電流輸出與發(fā)射電路無電流輸出時(shí)，原邊電壓、電流局部放大如圖6所示。

圖6 高頻變壓器原邊電壓、電流放大圖

由以上結(jié)果可知：當(dāng)發(fā)射電路有電流輸出時(shí)，DC/DC全橋變換電路工作在連續(xù)模式；當(dāng)發(fā)射電路無電流輸出時(shí)，DC/DC全橋變換電路接假負(fù)載，電路工作在斷續(xù)模式。

圖7 DC/DC全橋變換電路輸出電壓及發(fā)射電流

由圖7可知：由于沒有穩(wěn)壓環(huán)路，DC/DC全橋變換電路輸出電壓需要較長時(shí)間才能達(dá)到穩(wěn)態(tài)，且負(fù)載切換后輸出電壓不穩(wěn)定；發(fā)射電路發(fā)射波形不穩(wěn)定，存在電流尖峰，不能達(dá)到時(shí)域電磁法對于發(fā)射波形的要求。

當(dāng)變壓器為500 V檔，負(fù)載為25 Ω，5 mH時(shí)，假設(shè)電壓從200～500 V變化，發(fā)射橋路發(fā)射波形(4 Hz)如下。

圖8 500 V檔發(fā)射波形

由圖8可知，根據(jù)發(fā)射20 A電流穩(wěn)態(tài)波形局部放大圖來分析，正向供電階段發(fā)射電流波形非常平穩(wěn)，波動不超過0.02 A，穩(wěn)態(tài)誤差僅為0.05 A左右，說明在恒壓電容向供電系統(tǒng)反饋能量時(shí)，供電系統(tǒng)仍能穩(wěn)定工作。在上升沿階段，發(fā)射波形按指數(shù)上升，上升沿時(shí)間約為1 ms；在下降沿階段，負(fù)載被鉗位到1 000 V電壓，電流下降速度很快，下降沿時(shí)間約為80 μs，與理論值81 μs相符，且具有良好的線性度，滿足時(shí)域電磁探測中發(fā)射電流快速關(guān)斷的要求。

4 結(jié)束語

發(fā)射機(jī)的理想發(fā)射電流波形為雙極性脈沖波時(shí)，時(shí)域電磁發(fā)射機(jī)才有足夠高的穩(wěn)態(tài)直流輸出，即負(fù)載電流幅值越大越好。本文提出了采用鉗位電壓源進(jìn)行時(shí)域發(fā)射電路設(shè)計(jì)的理念，并分析了發(fā)射電路的工作機(jī)理，設(shè)計(jì)了發(fā)射電路系統(tǒng)模型。通過分析驗(yàn)證該發(fā)射電路發(fā)射雙極性脈沖波在電流輸出階段電流穩(wěn)定，端口參數(shù)變化時(shí)，快速關(guān)斷能力強(qiáng)、精度較高、線性度良好、輸出功率較大，可應(yīng)用于電磁探測發(fā)射機(jī)中。

[1] 付志紅.電磁探測特種電源技術(shù)的研究[D]. 重慶:重慶大學(xué),2007.

[2] 劉麗萱,梁志珊,郭銀輝,等.石油勘探可控源發(fā)射機(jī)穩(wěn)流功率級大信號建模[J].計(jì)算機(jī)仿真,2016,33(1):106-111.

[3] 蔣奇云.廣域電磁測深儀關(guān)鍵技術(shù)研究[D].長沙:中南大學(xué),2010.

[4] 管勁舟,李紀(jì)磊.Buck型DC/DC轉(zhuǎn)換器二次斜坡補(bǔ)償電路設(shè)計(jì)[J].電子科技,2015,28(6):192-194.

[5] Yu F,Zhang Y.Modeling and control method for high-power electromagnetic transmitter power supplies[J].Journal of Power Electronics,2013,13(4):679-91.

[6] 謝志宴,馬訓(xùn)鳴,李博.基于前饋與PID的風(fēng)電控制系統(tǒng)研究[J].微電子學(xué)與計(jì)算機(jī),2014(4):78-82.

[7] 王幫亭.三相雙向PWM整流器模型與控制電路設(shè)計(jì)[J].電子科技,2015,28(8):53-55.

[8] 李俊領(lǐng).感性負(fù)載的陡脈沖電流源研究[D].重慶:重慶大學(xué),2014.

[9] Sch?nberger J.Averaging methods for electrical-thermal converter models[C].Moskove: Proceedings of the 2011-14thEuropean Conference on Power Electronics and Applications (EPE 2011),2011.

[10] 李俊唐. 瞬變電磁單極性梯形脈沖電流源的研究[D].重慶:重慶大學(xué),2014.

[11] 李俊唐,付志紅,蘇向豐,等.梯形脈沖瞬變電磁發(fā)射機(jī)[J].電測與儀表,2012,49(2):72-75.

[12] 杜茗茗,付志紅,周雒維.饋能型恒壓鉗位雙極性脈沖電流源[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào),2007,22(8):57-62.

[13] 譚國貞,付志紅,周雒維,等.瞬變電磁發(fā)射機(jī)控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)[J].電測與儀表,2006,43(3):8-12.

[14] Alimeling J H,Hammer W P.PLECS-piece-wise linear electrical circuit simulation for Simulink[C].MA,USA:IEEE 1999 International Conference on Power Electronics and Drive Systems,1999.

[15] Isidori A,Rossi FM,Blaabjerg F.Thermal loading and reliability of 10 MW multilevel wind power converter at different wind roughness classes[J]. IEEE Transactions on Industry Applications,2014,50(1):484-494.