Перспективы в области разработки высоковольтных систем электропитания космического аппарата с модулем зарядно-разрядного устройства

Введение. В целях качественного и своевременного выполнения задач, реализуемых космическими аппаратами (КА), требуется разработка их надежных систем электропитания (СЭП) с максимально улучшенными удельными энергетическими и габаритно-массовыми характеристиками. Одной из первых и основных задач, возникающих при разработке и создании СЭП КА, является выбор их структуры. В СЭП должно быть реализовано обоснованное потребление генерируемых солнечными и аккумуляторными батареями (БС и АБ) мощностей с целью обеспечения потребителей требуемыми видами электрической энергии с заданными показателями качества. Задача решается путем расчета и сопоставительного анализа вариантов структур СЭП с последующим выбором наиболее оптимального из них с точки зрения принятых критериев эффективности системы (масса, габариты, энергетические характеристики и др.) [1].

С 70-х гг. 20 в. разработка СЭП ведется на основе структурных схем с последовательными или параллельными регуляторами напряжения (РН) БС [2; 3]. Напряжение выходной стабилизированной шины питания нагрузки преимущественно составляло 27–28 В. В России наибольшее применение получила параллельно-последовательная структура, которая позволяет реализовать режим экстремального регулирования мощности БС и максимально полное ее использование [4; 5]. Такие СЭП внедрены на КА, разработанных ведущими головными предприятиями Российского космического агентства: АО «Информационные спутниковые системы» им. акад. М. Ф. Решетнёва» (г. Железногорск), АО «НПО им. С. А. Лавочкина» (г. Химки), АО «РКЦ «Прогресс» (г. Самара). Их широкое использование объясняется тем, что при низковольтном выходном напряжении СЭП максимальное значение напряжения холостого хода БС в моменты выхода из теневых участков Земли не превышает 80 В, что позволяет достаточно легко формировать перечень применяемых силовых элементов и материалов. Однако проектируемые традиционными методами и отработанные в течение многих лет эксплуатации схемы не позволяют получать высокие необходимые качественные показатели с учетом постоянно возрастающих требований по улучшению характеристик СЭП.

Создание высоковольтных (100 В) СЭП автоматических КА позволяет существенно снизить массу КА в связи с уменьшением массы кабелей и энергопреобразующей аппаратуры (ЭПА), однако возникает ряд проблем, которые обусловлены повышением напряжений источников энергии и сложностью их согласования с учетом необходимого уровня надежности СЭП КА. Основной проблемой является повышение напряжения БС при выходе КА из тени Земли, что недопустимо из-за возможности появления электростатических разрядов между цепочками фотодиодов БС и элементами токосъема и возникновения аварийного режима СЭП [6; 7]. Для ограничения напряжения на БС требуется применение специальных устройств или реализация режимов работы СЭП, не допускающих повышения напряжения на БС более 180 В [8].

Разработчиками высоковольтных СЭП для больших космических платформ (до 20 кВт) для геостационарной орбиты была решена поставленная задача путем выбора оптимальной на тот момент шунтовой структуры, в которой выходное напряжение на нагрузке стабилизируется путем ограничения напряжения на БС в течение всего срока эксплуатации. Примерами таких космических платформ СЭП КА являются: «Экспресс-2000», Spacebus 4000 и др. [5]. Применение шунтовых СЭП оптимально для достижения высоких энергетических характеристик в случае геостационарных орбит с постоянной освещенностью и равномерной циклограммой нагрузки КА. Однако расчет СЭП осуществляется на конец срока эксплуатации при условиях деградации источников энергии, что отрицательно сказывается на ее характеристиках. И до тех пор, пока БС не достигнет характеристик, соответствующих деградационному состоянию, и наихудших условий эксплуатации в данной структуре, она будет значительно недоиспользоваться по мощности.

На сегодняшний день актуальной задачей, решение которой позволит достичь значительного улучшения характеристик высоковольтных СЭП КА с учетом неодновременности процессов заряда и разряда АБ, является разработка СЭП с модулями зарядно-разрядных устройств аккумуляторных батарей [9].

Структуры высоковольтной СЭП с модулем зарядно-разрядного устройства аккумуляторной батареи. На рис. 1 показаны варианты реализации структур высоковольтных СЭП КА с модулем ЗРУ АБ, где Н – нагрузка.

а                            б

Рис. 1. Структуры высоковольтных СЭП КА с подключением модуля ЗРУ к шине питания нагрузки ( а ) и шине солнечной батареи ( б )

• Fig. 1.    The structure of the high voltage SC PSS with the connection of the battery charge-discharge regulator to the load output bus ( a ), to the solar battery bus ( b )

В табл. 1 приведены соотношения, позволяющие определить требуемые уровни текущих значений генерируемых БС и АБ мощностей с учетом КПД ЭПА в соответствии с режимами работы альтернативных вариантов СЭП и графиками нагрузки КА.

Таблица 1

Текущие значения мощностей БС, АБ и нагрузки в СЭП

Режим энергопитания нагрузки:	СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине нагрузки	СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине БС
от БС	P Н ( τ ) = P БС( τ ) ⋅ η РН ( τ )	P Н ( τ ) = P БС( τ ) ⋅ η РН ( τ )
от БС и заряд АБ	P ( τ ) = P Н( τ ) + P АБ_ЗУ ( τ ) η РН ( τ )     η ЗУ ( τ )	P ( τ ) = P Н( τ ) + P АБ_ЗУ ( τ ) η РН ( τ )     η ЗУ ( τ )
от БС и	P Н ( τ ) = P БС( τ ) ⋅ η РН ( τ ) +	P Н ( τ ) = P БС( τ ) ⋅ η РН ( τ ) +
разряд АБ	+P АБ _РУ( τ ) ⋅ η РУ ( τ ) ⋅ η АБ ( τ )	+P АБ_РУ ( τ ) ⋅ η РУ ( τ ) ⋅ η РН ( τ ) ⋅ η АБ ( τ )
от АБ	P Н( τ ) = P АБ_РУ( τ ) ⋅ η РУ( τ ) ⋅ η АБ( τ )	P Н( τ ) = P АБ_РУ( τ ) ⋅ η РУ( τ ) ⋅ η РН( τ ) ⋅ η АБ( τ )

В табл. 1 введены обозначения: P БС ( τ ) – текущее значение мощности БС; P Н ( τ ) – текущее значение мощности нагрузки; P АБ_ЗУ ( τ ) – текущее значение мощности заряда АБ; P АБ_РУ ( τ ) – текущее значение мощности разряда АБ; η РН ( τ ) – КПД РН; η ЗУ ( τ ) – КПД модуля ЗРУ в режиме заряда АБ; η РУ ( τ ) – КПД ЗРУ в режиме разряда АБ; η АБ ( τ ) – коэффициент отдачи АБ.

Для произвольно составленных резкопеременных циклограмм нагрузки КА и графика генерируемой БС мощности (рис. 2, 3) исследованы процессы распределения потоков энергии в СЭП и выполнен расчет при принятых одинаковых значениях КПД ЭПА (95 %) с целью сопоставительного анализа альтернативных вариантов структур СЭП и определения ее оптимальной структуры при условии минимизации габаритной мощности ЭПА [1].

Рис. 2. Циклограмма нагрузки 1 и график генерируемой БС мощности в СЭП

• Fig. 2.    Load curve 1 and graph of the SB generated power in the SC PSS

Рис. 3. Циклограмма нагрузки 2 и график генерируемой БС мощности в СЭП

• Fig. 3.    Load curve 2 and graph of the SB generated power in the SC PSS

В табл. 2 приведены основные расчетные параметры для альтернативных вариантов СЭП при разных циклограммах нагрузки КА.

Таблица 2

Расчетные значения массы источников энергии и мощностей ЭПА в СЭП

Параметр	СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине нагрузки	СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине БС
	Циклограмма нагрузки 1
Масса БС, кг	39,57	39,57
Масса АБ, кг	46,65	49,11
Максимальная расчетная мощность ЗРУ в режиме ЗУ, Вт	1835,4	1932,0
Максимальная расчетная мощность ЗРУ в режиме РУ, Вт	3157,9	3324,1
Максимальная расчетная мощность РН, Вт	3195,1	3157,9
	Циклограмма нагрузки 2
Масса БС, кг	23,78	23,78
Масса АБ, кг	36,32	38,23
Максимальная расчетная мощность ЗРУ в режиме ЗУ, Вт	848,8	893,4
Максимальная расчетная мощность ЗРУ в режиме РУ, Вт	1421,1	1495,8
Максимальная расчетная мощность РН, Вт	1920	1421,1

При циклограмме нагрузки 1 КА масса БС в альтернативных вариантах СЭП одинаковы. Масса АБ в СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине БС больше на 2,46 кг. Однако учитывая, что на практике АБ выбирают с некоторым запасом, то массы АБ для обоих вариантов СЭП могут быть равны.

Максимальная расчетная мощность ЗРУ в режиме ЗУ и в режиме РУ в СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине БС больше на 166 и 97 Вт соответственно по сравнению с максимальной расчетной мощностью ЗРУ альтернативного варианта реализации СЭП. Однако в СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине БС максимальная расчетная мощность РН меньше на 37 Вт, что объясняется тем, что часть генерируемой БС мощности потребляется ЗУ с целью обеспечения заряда АБ.

При циклограмме нагрузки 2 масса БС в альтернативных вариантах СЭП одинаковы. Масса АБ в СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине БС больше на 1,91 кг. Однако, как описано выше, на практике массы АБ для обоих вариантов СЭП могут оказаться равными.

Максимальная расчетная мощность ЗРУ в режиме ЗУ и в режиме РУ в СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине БС больше на 44,6 и 74,7 Вт соответственно по сравнению с максимальной расчетной мощностью ЗРУ альтернативного варианта реализации СЭП. Однако в СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине БС максимальная расчетная мощность РН меньше на 498,9 Вт.

В ходе исследования процессов распределения потоков энергии в СЭП из табл. 2 видно, что СЭП КА с резкопеременной циклограммой нагрузки 1 целесообразно проектировать согласно варианту реализации СЭП с подключением модуля ЗРУ к выходной шине питания нагрузки. Однако при циклограмме нагрузки 2 СЭП КА целесообразно проектировать согласно варианту реализации СЭП с подключением модуля ЗРУ к шине БС. Окончательный выбор структуры СЭП должен быть сделан при условии учета удельной мощности применяемой энергопреобразующей аппаратуры и последующего расчета габаритномассовых характеристик альтернативных вариантов СЭП.

Имитационное моделирование модуля зарядно-разрядного устройства аккумуляторной батареи. Одним из вариантов схемотехнической реализации модуля ЗРУ является его разработка на основе двухтактного преобразователя c одним дросселем [10].

В среде LTspice IV разработаны имитационные модели ЗРУ на основе двухтактного преобразователя c одним дросселем для режимов заряда и разряда АБ (рис. 4, 5). Параметры элементов имитационной модели ЗРУ: напряжение АБ в режиме разряда U АБ_РАЗ равно 55 В, напряжение выходной шины питания нагрузки U Н равно 100 В, индуктивность каждой обмотки трансформатора TV1.1 и TV1.2 равна 35 мкГн, индуктивность дросселя L4 равна 9,4 мкГн, частота f равна 100 кГц, модель транзистора IRFP4668, модель диода Mbr20200ct, емкость конденсаторов 7,4 и 32 мкФ. Принято, что пульсации выходного напряжения не должны превышать 1 %. Мощность преобразователя в режиме разряда равна 1500 Вт при уровне напряжения выходной шины питания нагрузки 100 В. Мощность преобразователя в режиме заряда равна 900 Вт при уровне напряжения заряда АБ 60 В.

Рис. 4. Имитационная модель ЗРУ на основе двухтактного преобразователя c одним дросселем в режиме разряда АБ

• Fig. 4.    Simulation model of CDR based on the push-pull converter with one inductor in AB discharge mode

Рис. 5. Имитационная модель ЗРУ на основе двухтактного преобразователя c одним дросселем в режиме заряда АБ

• Fig. 5.    Simulation model of CDR based on the push-pull converter with one inductor in AB charge mode

На рис. 6, 7 приведены осциллограммы напряжений, протекающих в преобразователе, в режиме разряда и заряда АБ.

Рис. 6. Осциллограммы напряжений ЗРУ в режиме разряда АБ: V(out) – напряжение на выходной шине питания нагрузки; V(out, Uvt2) и V(out, Uvt1) – напряжения на диодах VD3 и VD2; V(Uvt2) и V(Uvt1) – напряжения на транзисторах VT2 и VT1; V(Uvt2, N002) и V(N002,Uvt1) – напряжение на обмотках трансформатора TV1.2 и TV1.1; V(N001, N002) – напряжение на дросселе L4

Fig. 6. Waveforms of CDR voltages in the AB discharge mode: V (out) – output voltage; V(out, Uvt2) and V(out, Uvt1) are the voltages on the diodes VD3 and VD2; V(Uvt2) and V(Uvt1) – voltage on transistors VT2 and VT1; V(Uvt2, N002) and V(N001, Uvt1) – voltage on the transformer windings TV1.2 and TV1.1;

V(N001, N002) – voltage at the inductor L4

Рис. 7. Осциллограммы напряжений ЗРУ в режиме заряда АБ: V(N002, Us) – напряжение на транзисторе VT3; V(Us) – напряжение на диоде VD0; V(Us, N001) – напряжение на дросселе L4;

V(n001) – напряжение заряда АБ

Fig. 7. Waveforms of CDR voltages in the AB charge mode: V(N002, Us) – voltage on the transistor VT3; V(Us) – voltage of diode VD0; V(Us, N001) – voltage at the inductor L4; V(n001) – AB charge voltage

Другим перспективным вариантом реализации модуля ЗРУ является его схемотехническое построение на основе преобразователя Вейнберга с магнитосвязанным дросселем и дополнительным силовым диодом [11–15].

В среде LTspice IV разработаны имитационные модели ЗРУ на основе преобразователя Вейнберга c магнитосвязанным дросселем для режимов заряда и разряда АБ (рис. 8, 9).

Параметры элементов имитационной модели ЗРУ: напряжение АБ в режиме разряда U АБ_РАЗ равно 55 В, напряжение выходной шины питания нагрузки U Н равно 100 В, индуктивность каждой обмотки трансформатора TV1.1 и TV1.2 равна 35 мкГн, индуктивности дросселей L1.1 и L1.2 равны 2,36 мкГн, частота f равна 100 кГц, модель транзистора IRFP4668, модель диода Mbr20200ct, емкость конденсаторов 2 и 32 мкФ.

Мощность преобразователя в режиме разряда равна 1500 Вт (при U Н = 100 В). Мощность преобразователя в режиме заряда равна 900 Вт (при напряжения заряда АБ 60 В). На рис. 10, 11 приведены осциллограммы напряжений, протекающих в преобразователе, в режиме разряда и заряда АБ.

Рис. 8. Имитационная модель ЗРУ на основе преобразователя Вейнберга c магнитосвязанным дросселем в режиме разряда АБ

Fig. 8. Simulation model of CDR based on Weinberg converter with a magnetically coupled inductor in AB discharge mode

Рис. 9. Имитационная модель ЗРУ на основе преобразователя Вейнберга c магнитосвязанным дросселем в режиме заряда АБ

Fig. 9. Simulation model of CDR based on Weinberg converter with a magnetically coupled inductor in AB charge mode

Рис. 10. Осциллограммы напряжений ЗРУ в режиме разряда АБ: V(out) – напряжение на выходной шине питания нагрузки; V (out, Uvt2) и V (out, Uvt1) – напряжения на диодах VD3 и VD2; V (Uvt2) и V (Uvt1) – напряжения на транзисторах VT2 и VT1; V (Uvt2, N002) и V (N002, Uvt1) – напряжение на обмотках трансформатора TV1.2 и TV1.1; V (N002, N001) и V (Us, N002) – напряжения на магнитосвязанном дросселе; V (Us, Uout) – напряжение на транзисторе VT3

Fig. 10. Waveforms of CDR voltages in the AB discharge mode: V (out) – output voltage; V (out, Uvt2) and V (out, Uvt1) are the voltages on the diodes VD3 and VD2; V (Uvt2) and V (Uvt1) – voltage on transistors VT2 and VT1; V (Uvt2, N002) and V (N002, Uvt1) – voltage on the transformer windings TV1.2 and TV1.1; V (N001, N002) and V (Us, N002) – voltage at the coupled inductor; V (Us, Uout) – voltage of transistor VT3

Рис. 11. Осциллограммы напряжений ЗРУ в режиме заряда АБ: V (N002, Us) – напряжение на транзисторе VT3; V (Us) – напряжение на диоде VD0; V (Us, N002) и V (N002, N001) – напряжение на магнитосвязанном дросселе; V( n001) – напряжение заряда АБ

Fig. 11. Waveforms of CDR voltages in the AB charge mode: V (N002, Us) – voltage on the transistor VT3;

V (Us) – voltage of diode VD0; V (Us, N002) and V (N002, N001) – voltage at the coupled inductor;

V (n001) – AB charge voltage

Реализация модуля ЗРУ на основе преобразователя Вейнберга с магнитосвязанным дросселем и дополнительным диодом позволяет обеспечить уменьшение номинального значения индуктивности дросселя в 2 раза и выходного конденсатора (в режиме разряда АБ) в 3,7 раза по сравнению с двухтактным преобразователем с одним дросселем при соблюдении условия обеспечения равного уровня пульсаций выходного напряжения (не более 1 %) в сопоставляемых преобразователях.

Заключение. На сегодняшний день в области разработки и создания высоковольтных мощных СЭП КА перспективным направлением является их проектирование на основе объединённых модулей энергопреобразующей аппаратуры, в частности, с учетом неодновременности процессов заряда и разряда АБ – на основе объединенных модулей зарядно-разрядных устройств аккумуляторных батарей.

В ходе исследования процессов распределения потоков энергии в СЭП и сопоставительного анализа установлено, что оба варианта реализации СЭП могут быть оптимальны в зависимости от заданной циклограммы нагрузки КА и предъявляемых требований по удельным энергетическим и габаритно-массовым характеристикам СЭП, а также, например, по требованиям ограничения токов заряда-разряда АБ и т.д., что сказывается на перераспределении потоков энергии в СЭП. К тому же выбор структуры СЭП должен проводиться при условии учета удельной мощности применяемой энергопреобразующей аппаратуры и последующего расчета габаритно-массовых характеристик альтернативных вариантов СЭП.

По результатам имитационного моделирования двух вариантов реализации модуля зарядно-разрядного устройства аккумуляторной батареи выявлено, что оба исследованных варианта могут быть использованы при разработке и создании ЭПА высоковольтной системы электропитания космического аппарата. Однако разработка ЗРУ на основе преобразователя Вейнберга позволяет значительно уменьшить номиналы используемых дросселей и выходных конденсаторов при условии обеспечения требуемых уровней пульсаций выходных напряжений.