小型化高压固态脉冲调制器

杨景红，刘志刚，何秀华，戴广明

(南京电子技术研究所， 南京210039)

0 引言

现代雷达对发射机的性能要求不断提高，要求发射机能够输出更加复杂的脉冲波形，如:变化的脉冲重复频率、脉冲宽度和多种脉冲波形交替组合等。同时，武器装备的技术发展要求雷达发射机必须进行“三化”设计，并要适应各种平台不同的安装要求和环境要求，而小型化调制器能够适用于地面、车载、舰载等平台，满足雷达发射机实现“三化”设计的要求［1］。调制器为阴极调制类的电真空微波管提供脉冲电子注功率，很大程度上决定了系统的性能和可靠性。调制脉冲的前后沿、时间抖动、脉冲顶部波动、顶部降落和调制脉冲的脉间稳定性都与雷达系统的稳定度、噪声和频谱特性直接相关［2-3］。

根据某型发射机的要求，调制器主要技术指标如下:

1)输出电压:≥80 kV;

2)输出电流:≥50 A;

3)脉冲宽度:1 μs～20 μs连续可调;

4)重复频率:292 Hz～1 500 Hz。

本文比较了高峰值功率发射机常用的线型调制器和固态刚管调制器的电路拓扑及特点，并根据现代雷达以及高性能发射机对调制器的要求，研制了小型化高压固态脉冲调制器。

1 线型调制器

线型调制器主要由高压电源、充电电路(如:充点电感L和充电隔离二极管VD1)、脉冲形成网络(如:人工线PFN1)以及放电开关(如:VT1)等组成，见图1。

图1 基本线型调制器原理图

在线型调制器中，高压电源通过充电电感L、隔离二极管VD1向人工线PFN1充电，在充电结束时，PFN1被充上大约两倍于电源的电压值;放电时，在触发脉冲的激励下，放电开关VT1导通，PFN1通过VT1将能量传给负载RL。在RL上得到的脉冲电压幅值近似于电源电压，其脉冲波形由人工线决定。

现有的输出微波峰值功率1 MW、平均功率1 kW的单脉冲测量雷达发射机，其经典的调制器一直采用回扫充电体制的线型调制器［4］。这种调制器采用了人工线，体积较大。其输出脉冲平顶宽度约1 μs时，脉冲前沿约1.7 μs，脉冲后沿约 2.5 μs，窄脉冲时调制器效率很低，见图2。同时，调制器输出脉冲宽度由人工线决定，脉冲宽度不能连续改变，无法满足该任务需求。

图2 回扫充电调制器输出波形

2 直接耦合型全固态刚管调制器

采用直接耦合型固态刚管调制器可以满足脉冲宽度、重复频率连续变化的要求［5-6］。固态刚管调制器包括采用绝缘栅双极型晶体管(Insulated Gate Bipolar Transistor，IGBT)串并联的直接耦合型全固态刚管调制器以及Marx固态刚管调制器［7］。

Marx调制器由于采用并联充电、串联放电的电路形式，高压电源和开关工作电压较低，每一组开关之间相对独立，对驱动信号的一致性要求不非常严格。但Marx电路组成相对复杂［8］，输出脉冲宽度较窄，重复频率较低。

直接耦合型全固态刚管调制器主要由高压电源E、储能电容C、开关K1到Kn等组成，见图3。高压电源E直接向储能电容C充电，开关K1到Kn串联后串接在储能电容C和负载RL之间，栅极驱动和控制电路控制所有开关同时导通和关断，则负载RL上得到高压调制脉冲，如图4所示。该类型的调制器输出脉冲宽度范围很宽，脉冲前后沿较小，输出的调制脉冲较好，但对开关导通一致性的要求极高，开关损坏的概率最高［9］。

图3 直接耦合型全固态刚管调制器原理图

图4 直接耦合型全固态刚管调制器输出波形

该型调制器可以工作在大功率、超大功率的发射机中，如果应用于本任务，显得大材小用。况且，80 kV的高压电源和调制器全部要置于变压器油箱中，体积、质量、可靠性、可维护性都不适合。

3 变压器耦合型固态刚管调制器

与直接耦合型全固态刚管调制器相比，变压器耦合型固态刚管调制器在开关K和负载RL之间增加了一个脉冲变压器T，从而降低了高压电源E、储能电容C以及开关K的工作电压，有助于提高发射机的安全性和可靠性，见图5。早期的经典变压器耦合型刚管调制器，为减少变压器的变比，提高脉冲的性能指标，多采用电子管充当调制开关，质量、体积都不理想。

图5 变压器耦合型调制器原理图

近年，也有使用多个IGBT串联替代电子管开关的调制器方案，但初级采用多个开关串并联形式，仍要考虑开关的动态及静态均压、均流等，对开关导通的一致性有较高要求。考虑到开关的承受能力，变压器初级脉冲电流约为几百A，则脉冲变压器的变比一般小于10，变压器初级电路需要承受约10 kV～20 kV的电压。采用该方案，只要脉冲变压器满足任务最大脉冲宽度就可以了，在设计范围内，脉冲重复频率、宽度可以连续变化，输出波形可以满足任务需求，参考输出波形见图6。

图6 变压器耦合型调制器输出波形

4 小型化变压器耦合高压固态脉冲调制器

近年来，单个IGBT模块的功率量级已达1 200 A～1 800 A/1 800 V ～3 300 V［10］。因此，采用大功率 IGBT模块替代变压器耦合型调制器中多个串并联的开关，极大地简化了电路设计，设备量少、结构设计简单、体积小、质量轻。大功率IGBT模块及其驱动电路的参考电位为低电位端，无须考虑驱动电路的绝缘要求。仅使用单个固态开关，驱动电路设计非常简单，并且无须考虑固态开关的均压以及导通的一致性，见图7。

图7 小型化固态调制器原理图

根据任务要求，调制器输出电压80 kV、电流50 A，考虑到安全性和可靠性，采用3 300 V的大功率IGBT模块时，变压器初级电压设计为2 000 V，脉冲变压器变比1：40，脉冲变压器初级脉冲电流达2 000 A，调制器最大脉宽20 μs，最高重复频率1 500 Hz。该设计中，高压电源、调制组件都直接置于空气中，采用风冷散热就可以了。

设计中，为减少漏感和分布电容，要保证脉冲变压器初级绕组尽量包围铁芯，否则，会导致调制脉冲前沿振荡、波形差，降低发射机效率。采用多组导线并联绕制的方式，可有效改善调制器的输出波形质量，见图8。

图8 小型化固态调制器输出波形

在开关管关断时，脉冲变压器励磁电感的储能会导致较高的反向尖峰电压，常规手段是在脉冲变压器初级并联RD阻尼电路，吸收反峰电压;但这样脉冲变压器恢复时间较长，限制了调制器的重复频率。因此，采用反馈电路，利用脉冲变压器初级的高压电源来箝位脉冲变压器的反峰电压。这不但解决了宽脉冲和窄脉冲共用一个脉冲变压器时，反峰电压和脉冲变压器恢复时间之间的矛盾，同时，反峰能量又返回至高压电源，也提高了调制器效率［11］。

5 结束语

本文研制了一种小型化高压固态脉冲调制器，采用单个大功率IGBT模块及脉冲变压器耦合方式，简化了电路，减小了设备量。脉冲变压器初级采用多组导线并联绕制，改善了调制器输出脉冲波形的质量。采用能量回馈电路来箝位脉冲变压器的反峰电压，可缩短脉冲变压器恢复时间，同时，提高调制器的效率。采用该调制器的发射机性能得到提升，体积大大减小，满足了任务雷达的先进性、高机动性要求以及发射机的“三化”设计要求。但受脉冲变压器的限制，小型化高压固态脉冲调制器仅适用于有限脉冲宽度的场合，尤其是高峰值、低平均功率，脉冲宽度、频率可以连续变化的场合。

［1］ 戴广明.大功率雷达发射机的“三化”研究［J］.现代雷达，2011，33(11):1-5.Dai Guangming.A study on universalization serialization and modularization of high power radar transmitter［J］.Modern Radar，2011，33(11):1-5.

［2］ 郑 新，李文辉，潘厚忠.雷达发射机技术［M］.北京:电子工业出版社，2006.Zheng Xin，Li Wenhui，Pan Houzhong.Technology of radar transmitter［M］.Beijing:Publishing House of Electronics Industry，2006.

［3］ 魏 智.发射机高压脉冲调制器的设计与实践［M］.北京:电子工业出版社，2009.Wei Zhi.Design and practice of high voltage pulse modulator of transmitter［M］.Beijing:Pushing House of Electronics Industry，2009.

［4］ 韩 博，戴广明，吴亚中.回扫充电调制器的应用分析［J］.现代雷达，2009，31(8):77-79.Han Bo，Dai Guangming，Wu Yazhong.Analysis of application of fly-back charging modulator［J］.Modern Radar，2009，31(8):77-79.

［5］ 杨景红，郑 新，钱 锰，等.160 MW大功率固态调制器的设计与实验［J］.现代雷达，2011，33(9):72-75，80.Yang Jinghong，Zheng Xin，Qian Meng，et al.Design and testing of a 160 MW high-power solid-state modulator［J］.Modern Radar，2011，33(9):72-75，80.

［6］ Gaudreau M，Casey J，Brown P，et al.High performance，solid state high-voltage radar modulators［C］//2005 IEEE Pulsed Power Conference.Monterey， CA:IEEE Press，2005:839-842.

［7］ 黄 军，戴广明，田 为.几种全固态刚管调制器的对比［J］.现代雷达，2010，32(3):80-83.Huang Jun，Dai Guangming，Tian Wei.Comparison of several all-solid-state hard tube modulators［J］.Modern Radar，2010，32(3):80-83.

［8］ 王凌云，王传伟，李洪涛，等.500 kV固态Marx发生器IGBT多路驱动高压隔离供电电源的设计［J］.高电压技术，2012，38(1):236-240.Wang Lingyun，Wang Chuanwei，Li Hongtao，et al.Design of 500 kV solid-state marx generator IGBT driver voltage multi-channel insulated power supply［J］.High Voltage Engineering，2012，38(1):236-240.

［9］ Beloglazov V I，Dyomin V S，Dovbush L S，et al.High voltage modulators based on solid-state elements linacs(Review)［J］.Nuclear Physics Investigations，2004(43):117-119.

［10］ 刘 超，钱 锰，杨 明.大功率IGBT参数建模与仿真分析［J］. 现代雷达，2010，32(8):88-90，94.Liu Chao，Qian Meng，Yang Ming.Modeling and simulation of high power IGBT modules［J］.Modern Radar，2010，32(8):88-90，94.

［11］ 李网生，贾中璐.机载多注速调管脉冲调制器的设计［J］.现代雷达，2009，31(4):1-4.Li Wangsheng，Jia Zhonglu.Design of pulse modulator for airborne multi-beam klystron transmitter［J］.Modern Radar，2009，31(4):1-4.