矿业研究与开发

爆炸性环境用本安电源过流保护短路瞬态能量抑制方法研究

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隆腾舞 ¹^,² , 宗乐文 ¹^,² , 梁龙 ¹^,² , 费汉强 ¹^,²

矿业研究与开发 | 矿山机电与矿业智能化 2025,45(7): 249-257

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矿业研究与开发 |矿山机电与矿业智能化 2025 , 45 (7) : 249 -257

爆炸性环境用本安电源过流保护短路瞬态能量抑制方法研究

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隆腾舞¹^,², 宗乐文¹^,², 梁龙¹^,², 费汉强¹^,²

作者信息

^1.长沙矿山研究院有限责任公司，湖南　长沙　410012

^2.金属矿山安全技术国家重点实验室，湖南　长沙　410012

作者简介:

隆腾舞（1990—），男，湖南邵阳人，硕士，工程师，主要从事矿山机电设备安全及检测检验研究。E-mail:285504933@qq.com

Research on Short-Circuit Transient Energy Suppression Method for Overcurrent Protection of Intrinsically Safe Power Supply in Explosive Environments

Tengwu LONG¹^,², Lewen ZONG¹^,², Long LIANG¹^,², Hanqiang FEI¹^,²

Affiliations

^1.Changsha Institute of Mining Research Co., Ltd., Changsha, Hunan 410012, China

^2.State Key Laboratory of Metal Mine Safety Technology, Changsha, Hunan 410012, China

出版时间: 2025-07-25

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摘要

收起

针对在爆炸性危险环境中，截流型本安电源在半导体开关元件切断过流主回路时，仍存在瞬态能量向负载传递的问题，提出在过流保护电路中增设瞬态抑制元件，降低短路电流上升速率从而抑制瞬态能量的方案。通过分析短路放电过程，建立短路放电数学模型，并采用Multisim对不同电感值的保护电路进行仿真分析，得到电感参数与瞬态能量的非线性关系：增大电感可抑制瞬态电流幅值，但过量电感会延长保护响应时间，导致能量累积。基于短路放电模型，设计和制作了本安电源，试验结果表明，增加电感能有效抑制短路电流和瞬态能量，47 μH电感可使短路电流降低至0.988 A，瞬态能量降低至1.17 μJ，较无电感电路分别减少了87.3%和33.9%。结合并接续流二极管，瞬态电压峰值被限制在安全阈值内，为本安电源的瞬态抑制设计提供了理论与试验依据。

关键词

本安电源 / 过流保护 / 瞬态能量抑制 / 截流型电路 / 电感储能

Abstract

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In explosive hazardous environments, transient energy still transfers to the load when the semiconductor switching element of the current-intercepting intrinsically safe power supply cuts off the overcurrent main circuit. In view of this problem, a scheme was proposed to add transient suppression components in the overcurrent protection circuit to reduce the rising rate of short-circuit current and thereby suppress transient energy. Through the analysis of the short-circuit discharge process, a mathematical model of short-circuit discharge was established. Multisim was used to simulate and analyze protection circuits with different inductance values, and the nonlinear relationship between inductance parameters and transient energy was obtained. Increasing inductance can suppress the amplitude of transient current, but excessive inductance will prolong the protection response time, leading to energy accumulation. Based on the short-circuit discharge model, an intrinsically safe power supply was designed and fabricated. The test results show that increasing inductance can effectively suppress short-circuit current and transient energy. A 47 μH inductance can reduce the short-circuit current to 0.988 A and the transient energy to 1.17 μJ, which are 87.3% and 33.9% lower than those of the inductance-free circuit, respectively. Combined with the parallel freewheeling diode, the peak transient voltage has been limited within the safe threshold, which provides a theoretical and test basis for the transient suppression design of intrinsically safe power supplies.

Key words

Intrinsically safe power supply / Overcurrent protection / Transient energy suppression / Current-intercepting circuit / Inductive energy storage

引用本文

隆腾舞, 宗乐文, 梁龙, 费汉强. 爆炸性环境用本安电源过流保护短路瞬态能量抑制方法研究. 矿业研究与开发, 2025 , 45 (7) : 249 -257 .

Tengwu LONG, Lewen ZONG, Long LIANG, Hanqiang FEI. Research on Short-Circuit Transient Energy Suppression Method for Overcurrent Protection of Intrinsically Safe Power Supply in Explosive Environments[J]. Mining Research and Development, 2025 , 45 (7) : 249 -257 .

正文

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0　引言

收起

本安型是电气设备的一种防爆型式，其通过将设备内部和暴露于爆炸性环境的连接导线可能产生的电火花或热效应能量限制在不能产生点燃的水平来实现防爆。本安型设备具有结构紧凑、体积小、重量轻等优势，支持带电维护、标校及部件更换等操作，被广泛应用于石油化工、烟花爆竹、煤矿等易燃易爆高危场所，已成为煤矿等高危场所中不可缺少的电气设备，且是防爆技术领域的核心发展方向之一。本安型输出电源作为传感器等现场设备的能量来源，必须严格控制其输出能量，否则将导致失爆等危险，因此应严格要求本安电源的输出功率、过压过流及其保护响应速度。

根据保护模式，本安型输出电源输出特性可分为恒流型、减流型和截流型。恒流型电路在故障状态下，回路电流接近额定电流，电路发热严重、效率降低。减流型电路可将故障后的电流降低到某个低于额定值的较小电流。截流型电路在故障状态下通过保护电路中的半导体开关元件直接切断电源输出，让负载侧的电压和电流快速降为零，保证本质安全性能，其性能最优^[1]。但半导体开关元件存在一定的响应时间，因此采用此类元件设计的保护电路需要符合《爆炸性环境第4部分：由本质安全型“i”保护的设备》(GB/T 3836.4—2021)附录E中的瞬态能量试验要求。若瞬态能量过大，可能导致失爆风险，因此需要采取瞬态能量抑制措施^[2]，这也是本安型输出电源的重大安全隐患之一。针对上述问题，研究人员基于过流保护电路的结构设计，对电路中存在的多个影响因素展开了研究，并提出了解决方案。郭长娜^[3]研究了半导体芯片反应速度及短路瞬间电压、电流对瞬态能量的影响。张岩^[4]分析了瞬态能量产生的因素，并提出了两种抑制瞬态能量的设计方法，解决了本安电源设计过程中不能通过火花点燃试验及瞬态能量试验的问题。聂鸿霖等^[5]对混合型本安电路的短路瞬态能量进行了研究，并针对截流型电路设计建立了短路瞬态能量数学模型，分析了电容、电感、电源电压和保护时间对短路瞬态能量的影响，最后设计了本安电源进行短路试验，验证了混合电路中增大电源电压会显著增加短路瞬态能量，得出了缩短动作保护时间可有效降低瞬态能量的结论，为本安电源设计提供了参考。

在上述研究中，研究人员通过数学建模、电路仿真和实物测试等方式提出并验证了影响过流保护电路瞬态能量的主要参数，但是尚未进一步分析参数优化在本安电源保护电路设计时的可操作性，也没有针对保护电路的瞬态能量抑制提出具体的电路优化设计方案。鉴于此，本文将针对主要影响参数在过流保护电路中的变化特征展开分析，并在考虑实际可操作性的基础上，确定一种简单且高效的瞬态能量抑制电路设计方案。主要影响参数首先是电压，短路故障时，输出电压会迅速拉低，在瞬态能量计算中的权重占比很小；其次是开关元件的响应时间，由于开关元件的动作^[6]在一定程度上受后级电路的干扰，在实际的设备配接中无法有效控制响应时间；最后是电流，短路故障时，瞬态电流急剧上升导致电路输出功率显著增大，采取合适的限流方式可以显著降低短路瞬态电流，因此通过限制瞬态电流来抑制瞬态能量是更有效的方式之一^[8]。本文提出在过流保护电路设计中增设瞬态抑制元件降低瞬态电流，结合二极管作为续流元件，吸收抑制元件的分断高压，对过流保护电路进行可靠保护，再结合数学模型、电路仿真及实物测试进行分析和验证。

1　截流型过流保护电路结构与瞬态分析

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本安电源的截流型^[9-10]过流保护电路设计如图1所示。当模拟火花点燃装置制造短路故障时，开关元件寄生参数会导致电路从导通到关断存在一定的响应时间，电路在这个短暂过程中将会瞬间释放较高的能量^[11]。图1中U为电源电压；R₁为限流电阻；R₂为过流保护采样电阻；C为电路等效电容；R_L为负载；G为火花试验机接入点；i₁为电源电流；i₂为流经电感的后级负载电流；i_c为电容放电电流；i_g为短路故障支路的电流；u_L为电感元件两端电势差；u_c为电容元件两端电势差；u₀为最高输出电压。

图2所示为过流保护短路瞬态波形。由图2可知，当后级电路发生过流或短路故障时，电路会被过流保护元件关断，输出电压被拉低至0。同时，由于保护具有延时性^[12]，电流会瞬间上升再下降。瞬态过程放电模型可划分为3个过程：T₁为正常工作阶段，电路正常工作，无危险能量释放；T₂为过流能量持续释放阶段，电流急剧上升，快速释放能量；T₃为过流保护动作关断阶段，过流保护触发，从而关断输出，能量被抑制。综上，T₂阶段最为危险，本文的主要研究内容为抑制T₂阶段的能量释放。

为降低过流保护电路的瞬态能量，本文提出在电路中增设瞬态抑制元件的方法。图3为增设瞬态抑制元件后的过流保护电路，因为电感元件两端的电流不能突变^[13]，电路串接电感元件，在开关元件响应时间内抑制短路电流上升的速率，从而降低施加到负载上的瞬态能量^[14]。

根据图3可列出电路的瞬态表达式为：

（1）

式中：L为电感；t为时间。

整理式(1)可以得到关于i₂的二阶非齐次微分方程：

（2）

考虑电路在发生短路故障的瞬间，负载R_L两端的电流远远小于短路故障点的瞬态电流，因此i_g可以由i₂近似代替。

（3）

式中，R_g为短路等效电阻。

式(2)可近似为：

（4）

式(4)中对应的二阶齐次微分方程的特征方程为：

（5）

式中，r为特征根。

特征方程的特征根判别式为：

（6）

根据式(6)解得的特征根可判别二阶动态电路的振荡状态^[5]：当判别式Δ≥0时，特征根为实数，电路在动态变化过程中不会出现振荡；当Δ<0时，特征根为复数，电路在动态变化过程中会出现振荡。在设计的二阶动态电路系统中，系统由电源电压、电阻、电感和过流保护电路组成，输出端并接的模拟短路装置设置了一定的延时。因此在初始阶段，回路电流约等于电源电压与输出端负载的比值，电路处于正常工作状态，电感元件等效于导线，系统电源对其分压接近于0。当模拟短路装置触发时，电路将从正常状态过渡到短路故障状态，回路中总电阻急剧减小，在电源电压和电容的作用下，回路电流将会急剧增大。由于电路中串接电感元件，根据楞次定律^[13]，电感线圈会反抗电流的变化而产生反电动势。电源电压先分压给电感线圈来抵消电感线圈的反电动势，因此发生短路故障的瞬间，负载端的电压很小，回路中电流的增长趋势被抑制。随着电感元件不断储能，电感线圈的反电动势电压值将会从电源电压值逐渐减小，直至为0，回路中的电流增大。当过流保护电路中检流电阻的电流达到设定值，开关元件从导通变为关断，切断输出电流。在电路从初始稳态经短路故障和过流保护的瞬态过渡过程中，电感线圈两端的电压先上升后下降，变化轨迹近似于脉冲激励，其脉冲曲线幅值约等于电源电压。根据二阶动态电路系统^[15-16]单位脉冲激励响应的过阻尼非振荡曲线可知，待求函数波形趋势为先短暂地超调然后逐渐衰减至0，因此上述二阶动态电路中电感上的电流具有大致相同的变化趋势。另外当微分方程的非齐次项不是单位脉冲函数，而是单位脉冲函数的倍数时，系统响应的幅值同样会乘以相应的倍数值。根据式(4)可以看出，非齐次项中电源电压为分子项，电感为分母项，因此增大电源电压会增大系统电感电流响应的幅值，而增大电感值则会减小系统电感电流响应的幅值。

2　截流型过流保护电路瞬态抑制设计仿真与研究

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根据上述理论分析可知，增设瞬态抑制后的电路电感电流呈过阻尼的非振荡状态，并且瞬态电流值与电感成反比例关系。图4为利用分立器件搭建的本安型过流保护电路，设供电电压VCC为12 V, R₃和R₅为过流保护检流电阻。当负载电流增大时，检流电阻两端的压降也增大，当压降大于三极管Q₁的开启电压时，Q₃导通控制MOS管Q₅关断，从而实现过流保护。电路设定的过流保护值为1 A，针对本过流保护电路，选取不同规格的电感L₂进行瞬态仿真，分析不同电感对过流保护电路瞬态电流及能量的抑制作用。

2.1　不同电感对过流保护电路瞬态抑制的作用

针对电感对过流保护电路瞬态抑制的影响，本节设计了6组仿真试验，设定电路过流保护动作值为1 A，在不改变其他电路参数的条件下，分别对未串接电感和串接1 μH、5 μH、10 μH、50 μH、100 μH电感的电路模型进行仿真，借助Multisim软件的瞬态分析功能抓取过流保护输出的瞬态电流和瞬态能量。串接不同电感对应的瞬态电流及瞬态能量曲线如图5所示。

由图5可知，当电路发生过流或者短路故障时，输出端电压被拉低，输出电流逐渐升高，而后产生过流保护电路动作，使输出断开，电流变为0。不同电感下对应的瞬态电流和瞬态能量如图6所示。

从图5可以看出，未串接电感时，短路电流和瞬态能量值最大，随着串接的电感增加，短路输出电流逐渐减小，而瞬态能量则先减小，在50 μH时达到极值，然后略微增大。随着电路串接的电感值增大，短路瞬态电流上升和下降时间逐渐变长，但瞬态电流峰值的变化较小，进而导致在100~200 μH电感值下产生的瞬态能量相较会略微增大。由图6可知，在极值点前电流和能量的下降斜率大，极值点后变化趋于平缓，逐渐逼近过流保护动作值。因此并非串接的电感值越大，对过流保护电流瞬态抑制的效果就越好，要根据实际情况选择合适的电感。

2.2　不同过流保护值下电感的作用

通过仿真验证了电感可以有效抑制短路输出电流和瞬态能量，并且分析了不同电感值对于电路的抑制效果。本节基于10 μH电感，研究了电感对不同过流保护动作值电路的瞬态抑制效果。通过调整过流保护电路中检流电阻的阻值可以设置不同的过流保护动作值。本安电源过流保护动作典型值为1 A和2 A，本文选择2 A的过流保护电路进行分析。图7为未串接电感和串接10 μH电感时2 A过流值的过流保护输出瞬态波形。

与图5(a)进行对比，1 A过流值条件下短路瞬态电流值为8.029 A，瞬态能量值为44.776 μJ；由图7(a)可知，2 A过流值条件下短路瞬态电流值为8.761 A，瞬态能量值为67.565 μJ。因此过流保护电路的动作值越大，短路瞬态电流和瞬态能量也会越大。对比图5(d)和图7(b)，增加电感后的短路电流峰值及瞬态能量相较于无电感电路明显减小。过流保护值为2 A时，增加10 μH电感，短路电流由8.761 A降到3.885 A，瞬态能量由67.565 μJ下降到12.007 μJ，电流和电感分别下降了约55.7%和82.2%。由上可知，当电感一定时，过流保护动作值越大，电感对电路的瞬态抑制效果会减弱。

通过仿真可知，在过流保护电路中增加瞬态抑制电感能有效减小短路电流和瞬态能量。另外，串接的电感值要根据实际电路和需求进行选择。

2.3　续流二极管对电感的影响

增加电感虽然能有效地降低短路电流和瞬态能量，但电感对电流的瞬态抑制原理是将能量暂时存储，然后逐渐释放^[17]。当电路设计为图4时，在开关管完全断开时，电感能量没有合适的释放回路，会在断开处形成高电压^[18]。如果开关管承受不住电感释放的高压，将会击穿开关管的漏源极，使得过流保护失效。因此，如图8(a)所示，在瞬态抑制电感的两端并接续流二极管，为能量提供释放回路，其等效电路如图8(b)所示。如图8(c)所示，在过流保护作用后，电感将存储的能量转换为电压对外释放，电压高达68.891 V，远远高出电源电压；图8(d)为并接续流二极管后的波形，瞬态电压未出现明显尖峰，最大瞬态电压峰值比源电压值高出不到1 V，能有效抑制电感产生的高压。

由于二极管的伏安特性，可将电路等效为图8(b)所示电路：其中R₃为电感内阻，U_d为二极管最大开启电压，R₄为二极管动态内阻。当负载过流或者短路后，可对电路进行模型分析，初始时刻i₃(0)=I，得到回路电压：

（7）

式中，t′为放电即时时间。

在电感电路线性衰减模型状态下，电弧放电电流为：

（8）

式中：I为初始电流；T′为放电总时间。

得到线性微分方程：

（9）

放电电压为：

（10）

可得到放电能量W：

（11）

得出等效电感L_D:

（12）

考虑最理想情况，即R₃=0时，其等效电感为：

（13）

当 U=8 V,I=1 A,L=20 μH时，放电时间为T′=94.56 μs^[19]，且电感越大，放电时间越长；二极管U_d=0.55 V,25 ℃时，二极管温度电压当量约为26 V，静态电流取1 A，得出二极管动态电阻R₄ =26 Ω，则等效电感L_D=15.56 μH。可知并接二极管后，电感减小，且对电感储能形成放电回路，保证过流保护器件的安全。

3　实物验证

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为验证过流保护及瞬态能量抑制模型的正确性，制作了基于该模型的本安电源，并对不同的电感分别进行短路试验。如图9所示，不同电感电路情况下，分别用示波器测试输出电压、瞬态电流及瞬态能量。

本文共设计4组试验，分别为未串接电感和串接4.7 μH、22 μH和47 μH的电感，在不改变电路其他参数的条件下，使用示波器触发功能抓取过流保护输出的瞬态电流和瞬态能量，如图10所示。

由图(10)可知，未串接电感时电路具有最大的短路电流和瞬态能量，分别约为7.762 A和1.77 μJ。当电路串接4.7 μH电感时，电路输出短路电流和瞬态能量分别约为4.567 A和1.57 μJ；串接22 μH电感时，电路输出短路电流和瞬态能量分别约为1.641 A和1.51 μJ；串接47 μH电感时，电路输出短路电流和瞬态能量分别约为0.988 A和1.17 μJ，较无电感电路分别降低了87.3%和33.9%。可以得出，随着电路串接电感值的增大，电路短路电流和瞬态能量值逐渐减小。试验测试结果与理论分析和仿真试验结果一致，因此，在过流保护电路中增加瞬态抑制电感能够有效抑制过流保护电路的短路电流和瞬态能量。

测试短路瞬态输出电压和能量的同时，分别测试电感在未并接二极管和并接二极管两种情况下的电压，如图11所示。未并接二极管时，产生131.540 V的高电压，而并联二极管后，产生的电压为28.916 V，电压降幅为78.0%。

4　结论

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本文针对本安型电源短路过程中瞬态能量的产生机理及发展规律进行了研究和分析，提出了抑制瞬态能量的方法。

（1）针对过流保护电路的瞬态抑制方法开展研究，结合理论建立了模型和仿真验证。增加电感可明显减小短路瞬态电流和瞬态能量，随着电感的增加，短路瞬态电流随之减小。但随着电感的增加，保护器件关断时间越长，使得瞬态能量呈现先大幅降低，再缓慢增加，最后趋于稳定的特性。

（2）引入电感虽然有效地抑制了瞬态能量，但电感会对保护器件产生过冲电压，如果电压过大，会损坏保护器件，导致整个电路过流保护失效。基于电感电弧放电机理，引进续流二极管，并对电感并联二极管的放电模型进行电路仿真分析，得出并联二极管后过冲电压下降。

（3）基于瞬态能量抑制模型，设计了本安电源过流保护电路，对未串接电感和串接不同电感值的电路进行测试，发现串接电感电路能有效地抑制短路电流和瞬态能量，47 μH电感短路电流较无电感电路降低了87.3%，瞬态能量较无电感电路减少约33.9%。另外对抑制趋势进行了分析，随着电路串接电感值的增加，电感对于电路瞬态抑制的作用趋于饱和，电流关断时间会逐渐增大；同时对电感增加二极管后的电路进行测试，相比未并接二极管的电路，过冲电压降低幅度为78.0%，效果显著。通过实物验证了理论分析和电路仿真的正确性，为后续本安电源设计提供了更加开阔的思路。

基金

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湖南省重点研发计划项目(2023SK2076)

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2025年第45卷第7期

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接收时间：2025-04-26
首发时间：2026-10-28
出版时间：2025-07-25

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收稿日期：2025-04-26

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湖南省重点研发计划项目(2023SK2076)

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^1.长沙矿山研究院有限责任公司，湖南　长沙　410012

^2.金属矿山安全技术国家重点实验室，湖南　长沙　410012

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https://castjournals.cast.org.cn/joweb/kyyjykf/CN/1322158373718569791

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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