1.5 kW级磁聚焦霍尔推力器阳极电源设计

杜建华，赵兰，王立伟，王彬磊，周世安，王均，马皓

（1.北京控制工程研究所，北京 100190；2.浙江大学，杭州 310058）

1.5 kW级磁聚焦霍尔推力器阳极电源设计

杜建华1，赵兰1，王立伟1，王彬磊1，周世安1，王均2，马皓2

（1.北京控制工程研究所，北京 100190；2.浙江大学，杭州 310058）

介绍了1.5 kW级磁聚焦霍尔推力器阳极电源的设计，针对电源输入输出电压宽范围、高升压比的特点，设计了变压器原边并联，副边串联的双变压器结构；为了提高效率，分析了滞后臂实现软开关的实现条件；为了抑制整流二极管反向恢复的电压尖峰，变压器原边使用了两个钳位二极管且在变压器副边采用了CDD无损吸收电路。针对霍尔推力器负载特点，设计了双零点三极点补偿器，提高了电源的动态和稳态特性。最后，给出了产品实物及滤波单元原理并验证了方案的合理性。

1.5 kW；磁聚焦霍尔；电源处理单元；阳极电源；滤波单元

0 引 言

随着航天技术的飞速发展，电推进以其高比冲、低重量的优势成为了航天器尤其是深空探测器上的关键技术[1-2]。其中，电源处理单元是电推进系统的主要组成部分，它是复杂的二次电源变换设备，将航天器的母线电压转换为电推进系统的推力器需要的各种电压和电流，是电推进系统稳定、可靠工作的根本[3]。

国外对于1.5 kW量级霍尔推力器电源系统的设计和可靠性研究起步较早，已经做了大量的工作。荷兰的Primex航空公司设计了适用于BPT系列的霍尔推力器的功率处理单元并成功发射，每个阳极功率转换器能够提供从1～2.5 kW的输出功率。随后对该电源系统进行了一系列的改进，例如简化了针对阴极加热器、触持级的转换器设计等[4]。比利时的Alcatel公司设计了1.6 kW的系列的放电电源，该电源的放电特性可以兼容Snecma PPS-1350和Fakel SPT-100霍尔推力器。在额定工况下，当总线电压为50 V时，效率为91.6%；总线电压为100 V时，效率为92.4%。该电源可以兼容50 V或100 V的稳定输入电源总线，质量为10.4 kg，电源尺寸长度为390 mm，宽度为190 mm，高度为186 mm，在Smart-1上的飞行时间为2 300 h[5]。2005年，MELCO公司针对200 mN的霍尔推力器，开始设计PPU工程模型。PPU EM宽为460 mm，长为333 mm，高为91 mm，总质量为10.3 kg。PPU EM的阳极效率在250 V和350 V时超过93%，输出功率在1.75～4.5 kW之间[6]。NASA路易斯研究中心的John等研究了一种针对霍尔推力器的新型供电模式——直接驱动模式。在该系统里，将电推力器与电源直接连接，尤其是一个太阳能阵列，PPU中的一个或多个电源可被取消，这样可在一定程度上，减少PPU的重量和体积，节约成本。在最初的实验中，霍尔推力器T-160直接由太阳能电池阵列供电而工作，其太阳能电池阵列的输出电压约250 V，功率峰值达1 kW[7]。文献[8-9]分别给出了欧洲和NASA GRC在霍尔推力器电源处理单元的最新研究成果，随着SiC等新器件的应用，PPU的效率、功率密度等性能得到了较大提升，其中ESA PPU NG转换效率接近96%（400 V/4.8 kW输出），GRC 120 V母线产品效率接近95%（400 V/8 kW输出）。文献[10]给出了北京控制工程研究所5 kW电源处理单元的研究进展，采用了全数字控制电源技术、高效率谐振变换技术及SiC、平板变压器等技术，阳极电源转换效率大于97%。

电源处理单元的核心是阳极电源，而阳极电源的两个重要性能是与推力器的匹配性、转换效率。根据推力器负载特点，要求阳极电源在输入电压范围宽、输出电压范围宽的情况下能够正常启动并稳定工作；同时，保证低压大电流启动时的动态特性，且在高压工作时稳定性好、效率高，并能够抑制恶劣的脉冲型负载扰动。

本文详细介绍了1.5 kW级磁聚焦霍尔推力器阳极电源的设计，首先基于高效率的要求进行主功率电路优化，接着设计了高性能控制器，最后，给出了产品实物及测试结果。

1 阳极电源设计

阳极电源的输入电压90～110 V为卫星母线的标准输入电压，根据EH1350（HEP-100MF）磁聚焦推力器的特性及PPU与推力器的联试情况，考虑到推力器点火和稳态工作两种工况，低电压点火可降低点火瞬间的电流冲击，高电压工作可尽可能提高推力器的比冲，因此设置阳极电源的输出电压在168 V、368 V两档可任意切换，输出额定功率1 500 W。所设计阳极电源的基本架构如图 1所示，输入电压Vin经过输入滤波器后，通过全桥变换器进行电压转换，其输出电压Vo再经过滤波单元与推力器相接。阳极电源的设计重点在于全桥DC/DC变换器的设计。

图1 阳极电源框图Fig.1 Block diagram of anode power

2.1 主电路设计

移相全桥电路广泛地应用在中大功率电源场合，尤其适用于输入、输出电压范围宽的场合[11-13]，其主要优点体现在开关器件电压电流应力小、转换效率高、EMI性能好。移相全桥软开关是利用开关管两端结电容、谐振电容、变压器漏感、谐振电感发生谐振，从而使4个开关管实现软开关。这种拓扑不仅结构简单，开关器件应力小于全桥硬开关，而且减小了开关损耗，进一步提高功率密度和开关频率。但是，传统的移相全桥主要适用于降压型应用，对于升压型要求，主要依靠变压器来实现升压作用，较大的变压器变比必然导致变压器漏感的增加，进而引起较大的占空比丢失，同时导致变压器的整流二极管出现较高的电压应力。

在电压升压较高的场合，针对变压器的匝比过高，原边绕组电流过大，整流二极管的电压应力过高等问题，本文设计了双变压器的电路结构，变压器原边绕组并联使用，副边电压整流后串联，如图 2所示。这种方式能够使二极管的电压应力减为传统移相全桥二极管电压应力的一半，这对二极管选型非常重要。

图2 全桥变换器结构Fig.2 Full bridge converter topology

对于空间电源的特殊应用场合，结构紧凑，散热条件差，如果不采用合理的软开关和控制技术，则开关损耗大。开通时，开关器件的电流上升和电压下降同时进行；关断时，电压上升和电流下降同时进行。电压、电流波形的交叠产生了开关损耗，该损耗随开关频率的提高而急速增加，电磁干扰严重。随着频率提高，电路中的di/dt和dv/dt增大，从而导致电磁干扰（EMI）增大，影响电源本身和周围电子设备的工作。因此，软开关和控制回路的设计是保证电源高性能稳定工作的重要研究内容。

2.2 软开关实现条件

移相全桥变换器为实现高效率转换，最重要的一点是能够实现开关管的软开关，而滞后臂开关管的实现尤为困难，尤其当隔直电容容值较小时，将导致变压器续流电流较小，滞后臂软开关实现条件比较严格[14]，图 3是滞后臂软开关谐振过程，需要满足谐振能量及谐振时间。

图3 滞后臂软开关谐振过程Fig.3 Soft switching resonant process of lagging arm

1）开关管关断前，谐振电感需要满足式为

2）开通信号必须在开关漏源电压谐振到0之后出现，同时要在谐振电感电流反向之前开通，该过程谐振时间为

其中：i（t）是开始谐振前的电流。

2.3 整流二极管电压尖峰问题

影响移相全桥变换器性能的另一个因素是整流二极管关断时刻的硬恢复问题，当变压器整流二极管由续流状态转变为整流状态时，存在两个二极管的关断，两端电压上升，而关断二极管的结电容与变压器漏感必然存在谐振过程，从而导致二极管两端关断时的电压尖峰，等效电路如图 4所示。

图4 整流二极管尖峰产生等效电路Fig.4 Rectifier diode peak generates equivalent circuit

图5是CDD吸收电路[15]，当整流二极管关断时，二极管两端的电压尖峰由于变压器漏感与二极管结电容谐振，使得二极管两端的电压出现尖峰。当二极管两端电压上升到超过输出滤波电容的电压时，二极管Dc导通，电容Cs与Cf一同参与变压器漏感与二极管结电容的谐振过程，从而抑制谐振电压峰值。

当二极管的反向恢复过程结束后，二极管两端电压达到稳态值nUin，电容Cs与二极管Df结电容一起承受电压nUin，Dc阻断。

当二极管由整流状态转变为续流状态时，电容Cs通过二极管Df放电，将吸收的能量传递到副边，从而有效实现吸收电路的无损功耗。

图5 CDD吸收电路及吸收过冲尖峰机理Fig.5 CDD absorption circuit and overshoot peak mechanism

通过以上措施，使得整流二极管电压尖峰得到了极大的抑制；同时，电压尖峰中的能量也得到了利用，从而提高了电源效率。

2 控制器设计

移相全桥变换器的拓扑是一种带隔离变压器的Buck类变换器，但是由于移相全桥存在占空比丢失的问题，两者的小信号模型并不能等同。关于移相全桥变换器的小信号模型建模，国外已经有学者做过相关工作[16]，文献给出了占空比到输出的传递函数为

表1给出了阳极电源功率电路的基本参数，以额定输入电压和额定输出电压作为环路设计参数。

推力器点火是阳极电源输出从低压空载到低压大电流的过程，这过程要求阳极电源输出电压跌落低。当输出电压从低压档切换到高压档时，需要控制阳极电源输出的电压过冲、降低调节时间。因此，为满足这些要求，需要设计较高带宽的控制器。而通过设计传统的PI补偿器很难满足条件，所以采用了双零点三极点补偿器[17]，如图 6所示。

表1 阳极电源电路参数Table 1 Anode power circuit parameter

图6 双零点三极点补偿器Fig.6 Double zero three pole compensator

传递函数为

零点为

极点为

设计R1= 24 k，R2= 6.2 k，R3= 1 k，C1= 100 nF，C2=C3= 22 nF。对应零点fz1= 260 Hz，fz2= 300 Hz，对应极点为fp1= 0，fp2= 7 200 Hz，fp3= 1 167 Hz。则补偿后系统的开环伯德图如图 7所示，可以得到相角裕度：ψ = 49°，幅值裕度h= 20 dB，穿越频率946 Hz，满足稳定裕度要求。

图7 补偿后环路伯德图Fig.7 Compensated Bode diagram

3 研制及验证情况

1.5 kW级磁聚焦霍尔推力器PPU自2012.12开始研制，历经原理样机、电性件、鉴定件、飞行件4个阶段，产品于2016年3月完成鉴定试验，2016年11月完成搭载飞行验证。

阳极电源基于模拟控制芯片UC1875实现，为满足与推力器的匹配，实现低压可靠点火和高压稳态放电，阳极电源输出电压分成低压档（168 V）和高压档（368 V）两档，并设计了双零点三极点补偿器。控制电路由独立的辅助电源供电，辅助电源采用成熟的单端反激+5 V/+12 V/-12 V三路输出电源。为保证产品安全，设计了过压、过流、短路等保护电路。为满足EMC要求，在阳极电源的输入端、输出端均设置了EMI滤波电路。此外，为了抑制推力器放电电流振荡，在阳极电源输出端还设置了专用滤波单元（Filter Unit，FU），FU由II级LC低通滤波器组成。为了满足大功率电源散热需求，阳极电源模块安装在PPU底座，且功率器件均直接安装在底座上。下图给出了阳极电源模块实物，尺寸为300 mm × 200 mm × 40 mm，重量为2.95 kg。

图8 1.5 kW阳极电源模块实物Fig.8 1.5 kW anode power module

为了验证性能及与推力器的匹配性，产品各阶段均开展了相关性能测试及与推力器的联合试验，产品点火可靠性、稳定性、故障保护、效率以及力、热、EMC等性能得到了充分验证。

图9给出了阳极电源满载输出时变压器原边电流波形（1/4原边电流），可以看出，电流波形稳定无波动，电路稳定可靠。

图9 1.5 kW阳极电源变压器原边电流波形Fig.9 Primary side current of 1.5 kW anode power module

图10是当输入90 V、100 V和110 V三个不同电压时，阳极电源效率与输出功率的曲线图，可以看出，在比较大的工作范围内，效率大于94%，最高点在额定的1.5 kW功率，效率为95.3%，验证了所设计电路的合理性。

图10 1.5 kW阳极电源效率曲线图注：图中的效率数据不包含辅助电源、浪涌电流抑制、EMI滤波的损耗。Fig.10 1.5 kW Efficiency curve of anode power

用于匹配阳极电源与推力器的滤波单元电路原理及PPU、FU、推力器的连接示意如图 11所示。

图12给出了与EH1350（HEP-100MF）推力器真实点火过程的关键波形图。

可以看出，点火过程过渡平稳可靠，阳极电源动态特性好；同时，FU对发动机振荡电流起到了很好的抑制作用，降低了PPU端电压电流应力。

图11 滤波单元（FU）电路原理Fig.11 FU circuit schematic

图12 点火过程关键波形（注：CH1：推力器端阳极电流；CH2：PPU端阳极电流；CH3：推力器端阳极电压；CH4：PPU端阳极电压）Fig.12 Key waveform of electric fire process

4 结 论

本文详细介绍了1.5 kW阳极电源的设计，针对电源输入输出电压宽范围、升压比高的特点，设计了双变压器结构，变压器原边绕组并联，副边电压整流后串联的结构。为了提高系统效率，分析并给出了滞后臂实现软开关的条件。同时，变压器原边使用了两个钳位二极管且副边整流二极管采用了CDD无损吸收电路，抑制了整流二极管反向恢复的尖冲。接着，针对推力器负载特点，设计了双零点三极点补偿器，提高电源的动态和稳态特性。最后，给出了产品实物、电流波形、效率曲线及与推力器真实点火过程波形，验证了设计的合理性，该电源已经于2016年成功应用于“实践17”卫星的磁聚焦霍尔推力器搭载任务中，在轨工作性能满足设计要求，未来可应用于同步轨道通讯卫星等电推进系统中。

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Design of 1.5 kW-Level Anode Power Supply for Magnetic Focusing Hall Thruster

DU Jianhua1，ZHAO Lan1，WANG Liwei1，WANG Binlei1，ZHOU Shian1，WANG Jun2，MA Hao2
（1.Beijing Institute of Control Engineering，Beijing 100190，China；2.Zhejiang University，Hangzhou 310058，China）

In this paper，according to features of the wide range and high step-up ratio，a topology of parallel primary and serial secondary is developed for 1.5 kW-level anode power supply of magnetic focusing Hall thruster.In order to improve the efficiency，the condition of phase shifted lag bridge soft switch is analyzed.To restrain the backward recovery voltage spike of the rectifier diode，two clamping diodes in primary and CDD Lossless absorption in secondary are designed.In addition，according to the load feature of Hall thruster，a controller of double-zero and three-pole is designed to improve the dynamics and stability of the power.At last，the rationality of the design is verified by tests.It will provide strong support for future engineering applications.

1.5 kW；magnetic focusing Hall；power processing unit；anode power supply；FU

V242.4+3

A

2095-7777（2017）03-0258-06

[责任编辑：杨晓燕，英文审校：朱鲁青]

10.15982/j.issn.2095-7777.2017.03.009

杜建华，赵兰，王立伟，等.1.5 kW级磁聚焦霍尔推力器阳极电源设计[J].深空探测学报，2017，4（3）：258-263.

Reference format：Du J H，Zhao L，Wang L W，et al.Design of 1.5 kW-level anode power supply for magnetic focusing Hall thruster[J].Journal of Deep Space Exploration，2017，4（3）：258-263.

2017-03-15

2017-05-10

杜建华（1979- ），男，高级工程师，主要研究方向：星载数字电源技术、高效率软开关变换技术、电推进PPU。

通信地址：北京2729信箱18分箱（100190）

E-mail：wondeful0579@126.com