CC BY
42УДК 629.78.064.52(048)
обзор поисковых исследований ркк «энергия» по высокотемпературным системам преобразования напряжения электроракетного транспортного аппарата
© 2021 г. Синявский в.в., троицкий С.р.
Ракетно-космическая корпорация «Энергия» имени С.П. Королёва (РКК «Энергия») Ул. Ленина, 4А, г. Королёв, Московская обл., Российская Федерация, 141070, e-mail: post@rsce.ru
Приведены выполненные РКК «Энергия» исследования возможности создания высокотемпературного силового преобразователя напряжения низковольтной космической энергоустановки электроракетного транспортного аппарата на основе классических схем преобразования напряжения с использованием электроплазменных вентилей (ключевых элементов) и высокотемпературных трансформаторов. Приведены электрические схемы систем преобразования напряжения. Приведены результаты экспериментальных исследований лабораторных образцов электроплазменных вентилей электрической мощностью в десятки и сотни киловатт, которые показали принципиальную возможность создания на их основе высокотемпературных радиационно-стойких преобразователей напряжения с относительной массой ~0,01 кг/А для энергоустановок типа ЯЭУ с термоэмиссионным реактором-преобразователем субмегаваттной и мегаваттной мощности. Приведено обоснование выбора частоты преобразования напряжения в системах без принудительного охлаждения. Экспериментально подтверждена принципиальная возможность реализации в высокотемпературном исполнении трансформаторов с уровнем рабочих температур 600 °С, даны рекомендации по выбору материалов.
Ключевые слова: космическая энергоустановка, электроракетный транспортный аппарат, преобразователь напряжения, электроплазменный вентиль, высокотемпературный трансформатор, частота преобразования.
DOI 10.33950/spacetech-2308-7625-2021-3-48-68
a review of exploratory studies at rsc energia into high-temperature voltage conversion systems for an electrically-propelled transportation spacecraft
Sinyavskiy V.V., Troitskiy S.R.
S.P. Korolev Rocket and Space Corporation Energia (RSC Energia) 4A Lenin str, Korolev, Moscow region, 141070, Russian Federation, e-mail:post@rsce.ru
The paper presents studies conducted at RSC Energia that looked into the feasibility of developing a high-temperature high-power voltage converter of a low-voltage space power supply system for an electrically-propelled space transportation spacecraft based on classical voltage conversion systems using electroplasma gates (key elements) and high-temperature transformers. It provides electrical schematics for voltage conversion systems. It presents results of experimental studies on lab prototypes of electroplasma gates with electrical power of tens and hundreds kilowatts, which have demonstrated that in principle it is possible to use them as a basis for
development of high-temperature radiation-proof voltage converters with mass fraction of ~0.01 kg/A for such power sources as nuclear power-supply systems with sub-megawatt and megawatt thermionic converter reactor. It provides a rationale for selecting the voltage conversion frequency in systems without forced cooling. It provides an experimental proof that in principle it is possible to implement high-temperature transformers with 600 °C operating temperature level, and gives recommendations on selection of materials.
Key words: space power system, electrically-propelled transportation spacecraft, voltage converter, electroplasma gate, high-temperature transformer, conversion frequency.
СинявСкий в.в. троицкий С.р.
СИНЯвСКИЙ виктор васильевич — доктор технических наук, профессор, научный консультант РКК «Энергия», e-mail: viktor.sinyavsky@rsce.ru
SINYAvSKIY viktor vasilyevich — Doctor of Science (Engineering), Professor, Scientific consultant at RSC Energia, e-mail: viktor.sinyavsky@rsce.ru
ТРОИЦКИЙ Станислав Рафаилович — кандидат технических наук, ветеран РКК «Энергия», e-mail: troisky-stas@yandex.ru TROITSKIY Stanislav Rafailovich — Candidate of Science (Engineering), veteran of RSC Energia, e-mail: troisky-stas@yandex.ru
Проектные работы по созданию электроракетных транспортных аппаратов (ЭРТА), называемых также межорбитальными буксирами (МБ), начались в РКК «Энергия» (тогда ОКБ-1) практически с самого зарождения пилотируемой космонавтики, причём сначала применительно к концептуальным проектам пилотируемых полётов к Марсу [1]. С.П. Королёв, не только мечтавший о межпланетных пилотируемых полётах, но и понимающий необходимость для их осуществления создания новых технологий и техники, неоднократно подчёркивал, что для полёта на Марс нужны новые двигатели на основе атомной энергии [2].
После включения в 1959 г. в состав ОКБ-1 расположенного рядом артиллерийского ЦНИИ-58, успешно занимавшегося в т. ч. и атомной тематикой [3],
С.П. Королёв на основе коллектива специалистов-атомщиков из ЦНИИ-58 и специалистов по ЭРД ОКБ-1 сформировал комплекс 7 «высокотемпературной энергетики и электроракетных двигателей», руководителем которого назначил своего заместителя — профессора М.в. Мельникова. Комплексу была поручена разработка ядерных электроракетных двигательных установок (ЯЭРДУ) [3].
выбор энергодвигательных установок для обеспечения полётов тяжелых межпланетных кораблей
После сравнительного исследования космических ядерно-энергетических установок (ЯЭУ) мегаваттной электрической мощности с различными схемами преобразования тепловой энергии
в электрическую (газотурбинной, паротурбинной и с непосредственным термоэмиссионным преобразованием энергии), была выбрана схема с термоэмиссионным реактором-преобразователем (ТРП) вследствие простых тепловой и гидравлической схем, отсутствия движущихся частей и, следовательно, с повышенной надёжностью, минимальными массой и габаритами [4].
В качестве электроракетных двигателей (ЭРД) ЯЭРДУ электрической мощностью 7,5-15,0 МВт (для обеспечения пилотируемого полёта к Марсу) было признано целесообразным использовать низковольтные магнитоплазмодинамические двигатели [5, 6], а для разрабатываемого с середины 1970-х годов околоземного МБ субмегаваттной электрической мощности [7, 8] — высоковольтные холлов-ские двигатели: стационарные плазменные двигатели (СПД) и двигатели с анодным слоем (ДАС). А если конкретно — СПД-290 производства ОКБ «Факел» на ксеноне и ДАС-200 разработки РКК «Энергия» на металлическом рабочем теле (висмуте) [5]. Особо отметим, что для проектируемого МБ в РКК «Энергия» впервые в мире был разработан и изготовлен двухступенчатый ДАС с радиационным охлаждением на металлическом рабочем теле мощностью ~30 кВт, который был испытан в ЦНИИмаш с высокими результатами (подводимая мощность — до 35 кВт; рабочее тело — висмут; удельный импульс — более 50 км/с; КПД — около 70%) [5, 9, 10].
Выбор электроракетных двигательных установок (ЭРДУ) на основе высоковольтных ЭРД (напряжение ~1 000 В) при низковольтном источнике электроэнергии (ЯЭУ с ТРП с генерируемым напряжением ~ 100 В) потребовал введения в принципиальную электрическую схему ЯЭРДУ новой системы — силового преобразовательного блока (СПБ) с системой преобразования напряжения (СПН) (рис. 1).
С целью минимизации потерь на сильноточных шинах от ТРП до СПБ последний располагался непосредственно за блоком теневой радиационной защиты ЯЭУ. Блок многомодульной ЭРДУ на основе высоковольтных ЭРД с системой хранения и подачи рабочего тела с помощью специальной системы раз-движения располагался на достаточном удалении от ЯЭУ (рис. 2) [11].
Рис. 1. Принципиальная схема электропитания ЭРДУ на основе высоковольтных ЭРД типа СПД, ДАС, ИД в ЭРТА с ЯЭУ на основе низковольтного ТРП: 1 - ТРП; 2 - блок автоматики и защиты ТРП; 3 - балластное сопротивление ТРП; 4 - коммутатор; 5 - инвертор; 6 - повышающий трансформатор; 7 - выпрямитель; 8 - ЭРДУ; 9 - балластное сопротивление ЭРД; 10 - коммутатор; 11 - блок управления ЭРДУ
Примечание. СПД — стационарный плазменный двигатель; ДАС — двигатель с анодным слоем; ИД — импульсный двигатель.
Рис. 2. Компоновочная схема электроракетного транспортного аппарата с ЯЭУ на основе ТРП и многомодульной ЭРДУ на основе высоковольтных ЭРД
Силовой преобразовательный блок
В ядерно-энергетической установке с ТРП необходимы преобразователи разного типа: силовые СПН для согласования генерируемого напряжения ТРП с основным потребителем, в качестве которого рассматривается ЭРДУ на основе высоковольтных ЭРД (СПД или ДАС), серия менее мощных преобразователей напряжения и частоты тока для нужд собственных потребителей энергоустановки.
Основная проблема при разработке силовых СПН заключалась в отсутствии промышленной элементной базы (устройств и материалов, на основе которых строятся преобразователи: коммутаторы, ключевые элементы или вентили,
трансформаторы, фазосдвигающие, накопительные и другие элементы), способной работать в условиях требуемых повышенных температур и радиации, космического вакуума [12]. Если при компоновке ЯЭУ маломощные преобразователи размещаются в удалённом и охлаждаемом приборно-агрегатном отсеке, то силовые СПБ желательно компоновать как можно ближе к высокотемпературному ТРП: слишком тяжелы будут токоведущие шины от ТРП к СПБ. Однако это не всегда возможно из-за недостаточной тепловой и радиационной стойкости элементной базы. Принудительное охлаждение СПБ приведёт к усложнению схемы и значительному росту массы, и будет не только невыгодным, но и невозможным по выбранной принципиальной позиции создания ЯЭУ — все системы и агрегаты должны быть высокотемпературными для выполнения двух требований: сброса тепла излучением с поверхности агрегатов и отжига радиационных эффектов в материалах [3]. Поэтому СПН большой мощности должна обеспечивать поверхностный теплосброс излучением.
Особо следует отметить, что оптимизация относительной массы СПН в составе ЯЭУ сводится не к минимизации собственной массы преобразователя, а к поиску минимума суммы двух масс — СПН и ЯЭУ, так как снижение массы СПН компенсируется увеличением массы всей ЯЭУ [13]. Поэтому СПН не просто должны быть лёгкими, но и обладать высоким КПД. Свой отпечаток на облик проектируемых СПН накладывает и требование повышения их надёжности. Для того, чтобы выход из строя отдельных звеньев не нарушал общей работоспособности ЯЭУ, приходится резервировать менее надёжные детали (например, вентили) с введением дополнительных устройств для замены вышедших из строя элементов (с естественным увеличением массы) или же идти на модульное построение СПН в виде ряда параллельно работающих устройств меньшей мощности.
Структура преобразователей напряжения и их многообразие
Для низковольтных источников электроэнергии ЭРТА субмегаваттной мощности, к которым относят как ЯЭУ
на основе ТРП (100...500 кВт при напряжении 100...120 В [7-10]), так и солнечные энергоустановки на основе фотоэлектрических преобразователей (400 кВт при напряжении ~150 В [14]), СПН, по сути, является конвертором или преобразователем постоянного напряжения, который преобразует электроэнергию трижды. Вначале электроэнергия с помощью управляемых коммутирующих элементов, называемых также ключевыми, дискретными или вентилями (запирающими и открывающими электрические цепи), преобразуется в энергию переменного тока заданной частоты при том же напряжении. Затем через электромагнитную связь в трансформаторах она преобразуется в энергию повышенного (или пониженного) напряжения. И на третьем этапе с помощью выпрямительных устройств переменный ток вновь становится постоянным. Таким образом, СПН структурно состоит из трёх преобразователей: инвертора, трансформатора и выпрямительного блока. Реальная конструкция СПН обрастает значительным количеством необходимых дополнительных устройств. Неотъемлемой частью инверторов и выпрямителей являются коммутирующие элементы (для полупроводниковых приборов: управляемые или полууправляемые триоды и диоды со своими сопровождающими устройствами запирания), генераторы импульсов или блоки управления, часто необходимые устройства регулирования, стабилизации параметров и фильтры (с фазо-сдвигающими элементами), устройства защиты, блокировки, резервирования и диагностики, внутренние проводниковые связи (шины) и другие элементы конструкции.
При использовании в качестве ключевых элементов вместо полупроводников ламповых электроплазменных вентилей (ЭПВ), привлекательных тепловой и радиационной стойкостью, СПН дополняется нагревательными элементами катодов и термостатами рабочих тел (цезия или цезия и бария [15]).
При выборе наиболее рационального типа СПН для проектируемых космических ЯЭРДУ субмегаваттной и мегаватт-ной мощности были проанализированы возможные схемотехнические решения, в т. ч. и использовавшиеся в прошлом [12]. Среди большого числа технических
решений были рассмотрены следующие обширные группы преобразователей:
• используемые в промышленности и авиационной технике электромашинные преобразователи;
• механические инверторы;
• статические преобразователи на основе трёх типов коммутирующих элементов — электровакуумных (электронных), ионных и полупроводниковых приборов (к группе статических преобразователей могут быть отнесены и импульсные преобразователи);
• устройства, сочетающие в себе традиционные и нетрадиционные схемотехнические решения.
коммутирующие элементы — основной элемент системы преобразования напряжения
Роль коммутирующего элемента в СПН демонстрирует простейшая принципиальная схема инвертора, преобразующего постоянный ток в переменный регулярным включением и отключением источника с напряжением U на потребитель R ключом K (рис. 3).
" т
а) б)
Рис. 3. а — принципиальная схема инвертирования ключевым элементом K; б — диаграмма напряжения (или тока) в сопротивлении нагрузки R, где t1 и t2 — интервалы проводимости и паузы
Регулярная работа ключа делает его важнейшим и наиболее нагруженным устройством СПН, особенно при повышенных температурах и в условиях сброса непреобразованной энергии в космосе лишь излучением. Она сопровождается снижением переходного контактного сопротивления, появлением проблем дуго-гашения, обгоранием, механическим, эрозионным или электроэрозионным износом, снижением быстродействия и термостойкости контактов. Эти явления становятся ещё более заметными, если внутренние сопротивления источника тока и нагрузки в цепи являются реактивными.
Процесс коммутации и преобразования в цепи зависит от абсолютной величины активного сопротивления потребителя. Обычно оно принимается таким, чтобы соблюдалось условие передачи к потребителю максимальной мощности — равенство активных сопротивлений источника электроэнергии и нагрузки. В свою очередь, сам преобразователь при коммутации может заметно влиять на всю питающую сеть, в частности, на работу ТРП [16, 17]. Таким образом, коммутирующий вентиль — самое напряжённое и самое слабое звено инверторов (и выпрямителей тоже), а режимы работы и ресурс его (как и всего преобразователя) зависят от характера сопротивлений всей коммутируемой цепи [12].
Одним из основных критериев выбора коммутирующего элемента является так называемая нагрузочная способность, характеризующаяся по крайней мере двумя параметрами: коммутируемой (разрывной) мощностью или номинальным током (плотностью тока) и способностью удерживать максимальное обратное напряжение (электрической прочностью). На выбор влияет также величина внутреннего падения напряжения (проводимость в открытом состоянии) и быстродействие вентиля.
Не каждый коммутирующий элемент оказывается пригодным для использования в космических ЯЭУ большой мощности по этим показателям. Между тем быстродействие процессов коммутации, наряду с другими факторами, определяет уровень частоты инвертирования — основного параметра оптимизации массово-энергетических показателей СПН.
Ключ K принципиально может быть любым, если он удовлетворяет поставленным требованиям.
Сложные эксплуатационные условия (вакуум, высокий уровень как температуры (500...800 °С), так и ионизирующего облучения — за теневой радиационной защитой на порядки выше допустимых значений: по нейтронам 1012 нейтрон/см2 и гамма-квантам 106 рад), а также высокие требования к удельным показателям (повышенная плотность тока, низкие падения напряжения, малая длительность переходных процессов) и др. обратили внимание разработчиков СПН в РКК «Энергия» [18]
на возможность решения задачи управления током (модулирования его в цепи) с помощью высокотемпературных ЭПВ — ключевых элементов с цезиевым [19] или цезий-бариевым [20] наполнением, представляющих собой плазменные триоды или диоды.
РКК «Энергия» в 1970-80-е гг. в кооперации с рядом организаций, прежде всего с МГТУ им. Н.Э. Баумана [21, 22] и Ленинградским ФТИ им. А.Ф. Иоффе [23, 24], были проведены широкомасштабные исследования с последующей разработкой и изготовлением работоспособных экспериментальных образцов высокотемпературных термоэмиссионных ЭПВ с сеточным управлением и диодов-модуляторов большой единичной мощности [25], а также вентилей на основе высокотемпературных полупроводников [18]. Исследования продемонстрировали принципиальную возможность реализации высокотемпературных СПТ для космических ЯЭУ на основе ТРП субмегаваттной и мегаватт-ной мощности.
Сильноточные электроплазменные вентили (ключевые элементы) для систем преобразования напряжения космических яэу большой мощности
Перечисленные выше требования к ЭПВ (ключевым элементам) и особенности их работы в составе космических ЯЭУ с ТРП определили три описанных ниже направления поисковых исследований РКК «Энергия» [25]:
• ЭПВ с полным сеточным управлением (таситроны);
• ЭПВ с неполным сеточным управлением (тиратроны);
• ЭПВ без сеток — модуляторы тока на основе диодов.
Общим для всех этих устройств является использование пара цезия в качестве наполнителя, обладающего низким потенциалом ионизации атомов и высокой адсорбционной способностью на поверхности металлов. В ряде случаев это позволяет получить плёночный катод с достаточно высокой плотностью эмиссии электронов при относительно невысокой температуре (1 300...1 400 °С) и за счёт поверхностной ионизации предельно уменьшить величину падения напряжения на разрядном промежутке.
Принципиальное отличие трёх типов указанных ЭПВ состоит в способах управления процессами возникновения (поджига) и гашения разряда. Выбор того или иного способа в значительной мере формирует требования к конструкции ЭПВ, его отдельным узлам, а также к физическим параметрам, при которых обеспечивается работоспособность устройства.
Ключевые элементы с полным сеточным управлением (таситроны). В таси-троне так же, как и в тиратроне, поджиг разряда осуществляется подачей на располагаемую в разрядном промежутке сетку импульса напряжения положительной полярности. Время поджига зависит от скорости ионизации и соответствует времени пробега ионов через межэлектродный зазор (~1 мкс/мм). В кнудсеновском режиме оно мало зависит от давления пара цезия и определяется, главным образом, расстоянием между катодом и анодом. При этом время поджига оказывается ~1...5 мкс.
Главной особенностью таситрона является способность управлять гашением разряда с помощью подачи на сетку отрицательного импульса напряжения с крутым фронтом [26]. Длительность фронта гашения принимается меньше времени ступенчатой ионизации. Отрицательный импульс обеспечивает локальное понижение концентрации ионов в сеточной области и образование лэнгмюровских слоёв. В результате триод оказывается в запертом состоянии.
Технические трудности реализации таситронов повышенной мощности в значительной мере были связаны с проблемой обеспечения низкой эмиссионной способности сетки. В режиме гашения сетка оказывается под более низким потенциалом, чем катод. Это может привести к возникновению разряда между сеткой и анодом и стать дополнительной причиной разрушения сетки. Экспериментально была установлена верхняя граница уровня эмиссии сетки (~10-3 А/см2), при которой ещё не происходит зажигания разряда [25].
При наполнении прибора только цезием эта опасная граница эмиссии достигается уже при температурах ~300 °С. Поэтому для цезиевых ключей низкая эмиссионная способность сетки достигается сразу двумя способами: использованием антиэмиссионных покрытий
и так называемой «горячей» сетки. Наилучшие результаты среди антиэмиссионных покрытий даёт нанесение на поверхность сетки окиси иттрия. Однако, в этом случае возникает проблема стойкости и полного сохранения покрытия в условиях ионной бомбардировки.
С ростом температуры «горячей» сетки её эмиссионная способность уменьшается в связи с понижением адсорбции цезия и, как следствие, повышением работы выхода. К сожалению, температура сетки в этом случае оказывается на уровне температуры катода. Это может приводить к следующим последствиям [25]. Во-первых, возникает всё же необходимость в ограничении давления пара цезия для снижения эмиссионной способности сетки, что, в свою очередь, ведёт к нежелательному снижению этой же способности у катода. Во-вторых, при высоких температурах эмиссионная способность сетки может оказаться достаточно высокой даже при пониженном давлении пара цезия. Всё это предъявляет высокие требования к точности выдержки заданного температурного режима сетки, уровня давления пара цезия, сужает рамки работоспособности прибора и является его существенным эксплуатационным недостатком.
Эти недостатки в значительной степени устраняются добавкой в разрядный промежуток пара бария. Благодаря более высокой адсорбционной способности по сравнению с цезием, он обеспечивает равномерное плёночное покрытие электродов. Становится возможным поднять температуру сетки до 700...800 °С без антиэмиссионных покрытий, повысить уровень эмиссии катода на порядок (до 10...20 А/см2), существенно снизить габариты прибора.
Однако главной проблемой сеточных триодов с цезий-бариевым наполнением остаётся охлаждение сетки. В связи с этим, при технической реализации экспериментальных образцов сетка, как правило, выполнялась «толстой», несмотря на некоторые преимущества «тонкой»: повышенная прозрачность, более низкое напряжение при разряде и лучшая управляемость. Такой выбор обусловливает упрощённую технологию изготовления, возможность лучшего теплоотвода, а, следовательно, и способность моделировать токи значительно большей мощности.
РКК «Энергия» была разработана и испытана серия лабораторных образцов сеточных ЭПВ с цезий-бариевым наполнением, отличающихся не столько по конструкции, сколько по величине модулируемого тока (25, 80, 100, 250, 500 и 1 000 А) [25]. Повышение величины инвертируемого тока в одном приборе диктовалось потребностями разрабатываемой мощной ЯЭУ [7]. Кроме того, это позволяло использовать для снижения массы всей ЯЭУ схему импульсных устройств с более высокими требованиями к ключевым элементам. Так, при относительно низком напряжении ТРП (100...120 В) использование, например, ЭПВ-250 (ток 250 А) обеспечивало создание классических преобразователей с пропускной способностью не более 25 кВт. Даже с учётом модульности построения энергоустановки такой преобразователь не всегда мог удовлетворить проектантов, особенно если суммарная мощность ЯЭУ превышала 500 кВт [27].
Первые слаботочные образцы лабораторных ЭПВ изготавливались, как правило, без какого-либо принудительного охлаждения. С увеличением мощности модулируемого тока возрастала потребность в охлаждении анода с помощью встроенной тепловой трубы, которая стала неотъемлемой частью практически всех перечисленных устройств. По способу охлаждения сетки указанные устройства (за исключением ЭПВ-1000) практически не отличались друг от друга: теплосброс в испытательной вакуумной камере осуществлялся излучением с поверхности массивного сеточного корпуса, который становился корпусом всего прибора.
В качестве примера типичной конструкции лабораторного устройства триода с цилиндрической геометрией электродов на рис. 4 представлена конструкция ЭПВ-250, практически одинаковая для всей серии устройств с токами до 250 А [25].
Обычно катод 1 выполняется полым, с установленным в нём электронагревателем. Нагреваемый катод располагается внутри массивного цилиндрического корпуса 3, представляющего собой часть сеточного узла прибора. Массивный цилиндрический корпус выполняется с внутренними пазами или каналами, к рёбрам которых припаивается сетка 5. В результате сетка способна передавать тепло массивному корпусу и с его
поверхности — в окружающее пространство. Закрытые сеткой внутренние пазы предназначаются для установки секционированных элементов (пальцев) анода 2. Анод в такой конструкции охлаждается тепловой трубой 4, заполненной натрием.
Для улучшения теплосброса излучением в вакууме сеточного узла корпус 3 с наружной поверхности выполняется со специальным чернением. Диаметр внешней его поверхности рассчитан так, чтобы температура сетки в центре между рёбрами оставалась в вакуумной камере на уровне 800 °С.
И всё-таки попытка модулировать токи более 250 А выявила необходимость в более интенсивном теплоотводе от сетки. Это обстоятельство было учтено при разработке лабораторной модели ЭПВ-1000 (рис. 5) [25]. Для увеличения отвода тепла и обеспечения температурной стабильности сеточного узла в широком диапазоне тепловых потоков
Рис. 4. Конструкция лабораторной модели ЭПВ-250: 1 — катод; 2 — анод. 3 — корпус; 4 — натриевая тепловая труба; 5 — сетка
Рис. 5. Конструкция лабораторной модели электроплазменного вентиля ЭПВ-1000: 1 — дополнительная тепловая труба; 2 — сетка
охлаждение сетки 2 в модели ЭПВ-1000 осуществлялось дополнительной тепловой трубой 1 сложной конфигурации.
Испытания лабораторных образцов ЭПВ-80...ЭПВ-250 подтвердили их принципиальную работоспособность и возможность доводки их технического уровня до рабочих опытных образцов. Так, ЭПВ-250 при токе 250 А и собственной массе 1,8 кг продемонстрировал приемлемую работоспособность в вакууме при температуре выше 600 °С с общим временем наработки ~1 000 ч, при этом экспериментальное значение КПД составило ~0,95 [25].
Однако, экспериментальная модель ЭПВ-1000 (проектный ток 1 кА) с собственной массой ~30 кг не прошла полных экспериментальных исследований. Они ограничились кратковременным режимом работы (более одной минуты) при токе, равном 800 А, с водяным охлаждением — сложная тепловая труба в составе ЭПВ-1000 для охлаждения сетки не была доведена до работоспособного состояния.
Существенным недостатком полностью управляемых сеточных ключевых элементов является технологическая сложность изготовления сеточного узла и высокая себестоимость изделия. Экспериментальные исследования продемонстрировали также, что никакая система охлаждения не способна исключить локальные перегревы отдельных участков сетки вследствие естественных неоднородностей в плазме, которые возникают при отборе ионов. Такой перегрев может привести к полной потере управления и, как следствие, к прогару сетки. Это вынуждало искать новые пути достижения необходимой устойчивости сетки к перегревам.
Отметим, что известны и принципиально возможны несколько технических решений, обеспечивающих работу полностью управляемых ключевых элементов без сетки:
• использование разницы в величинах напряжения поджига и гашения [26];
• наложение поперечного магнитного поля [28];
• применение вспомогательного разряда [29].
Принципиально в каждом случае может одновременно использоваться и сеточное управление.
Применение разности величин напряжения поджига и гашения становится возможным, если величина модулируемого напряжения меньше, чем напряжение поджига. Разряд зажигается подачей на анод положительного импульса напряжения. Недостаток такого способа очевиден, так как инвертируемое напряжение ограничивается уровнем напряжения поджига (~5 В).
В кнудсеновском режиме возможно управление наложением на разрядный промежуток поперечного магнитного поля. Однако, эффективное управление, когда намагничивающая сила, масса катушки и затраты на управление не столь велики, отмечено только при пониженной плотности тока (до 0,1 А/см2). Для уменьшения энергозатрат на управление не исключается использование такого метода совместно с сеточным управлением. Однако, это значительно усложняет устройство и снижает его надёжность.
Сущность использования вспомогательного разряда для управления проводящим состоянием заключается в том, что при этом разряде происходит предварительная ионизация межэлектродного промежутка, обеспечивающая возникновение основного разряда. В этом случае становится возможным применение в качестве наполнителя даже инертных газов. Однако, существенным недостатком такого устройства являются значительные энергозатраты на ионизацию вспомогательным разрядом, в результате чего максимальный КПД такого ключа не превышает 80...85%.
Ключевые элементы с неполным сеточным управлением (тиратроны). По внешнему виду конструкция тиратронов практически не отличается от таситро-нов. Однако, в тиратроне роль сетки сводится к зажиганию разряда, а процесс гашения осуществляется снятием напряжения с разрядного промежутка на короткое время, необходимое для рекомбинации плазмы. В связи с этим снижаются требования к сеточному
узлу, диапазону давлений наполнителя и температуре электродов. В отличие от таситронов, отпадает жёсткое ограничение эмиссионной способности сетки, а также величины давления пара цезия. Это позволяет отказаться даже от бариевого наполнения: достаточно повысить эмиссию катода за счёт увеличения давления пара цезия. В результате можно снизить падение напряжения на разрядном промежутке до 0,5 В и даже ниже [25].
К сожалению, испытания разработанных моделей ЭПВ в тиратронном режиме не были доведены до конца. Отметим лишь, что снятие ограничений на указанные физические параметры тиратрона позволило бы существенно упростить его конструкцию по сравнению с таситронами: тиратроны могут обходиться без специальной системы охлаждения сеточного узла, а также и анода.
Однако, в целом, разработанные конструкционные решения тиратронов и проведённые с их моделями ограниченные эксперименты всё же позволяют сделать вывод о принципиальной возможности их использования в качестве высокотемпературных ключевых элементов низковольтных инверторов в составе ЯЭУ с ТРП [25].
Модуляторы тока на основе диодов. Одним из существенных недостатков использования тиратронов в качестве ключевых элементов высокотемпературных инверторов является необходимость специального формирователя сигнала управления, а также системы его тепловой и радиационной защиты, что ухудшает массово-габаритные показатели и снижает надёжность преобразователей. В связи с этим встала актуальная задача создать модуляторы тока на основе диодов [24, 25].
Использование диода повышает ресурс и надёжность ключевого элемента за счёт упрощения конструкции прибора и технологии его изготовления. Кроме того, отпадает необходимость не только в сеточном узле, но и в специальных средствах его охлаждения (тепловых трубах). Становится ненужным также не обладающий необходимой тепловой и радиационной стойкостью формирователь сигнала управления ключевым элементом. Последнее повышает эффективность преобразователя, так как он уже не требует больших затрат энергии на управление током ключевого
элемента и улучшает его массогабарит-ные характеристики. Проявляется особое свойство диода-модулятора (ДМ) — многократно выдерживать перегрузки по току и напряжению, которые в триодах приводят к прожигу сетки и выходу прибора из строя.
Требования к работе ДМ имеют свои особенности. Во-первых, частота колебаний должна находиться в пределах 1...10 кГц, как того требуют СПН космических ЯЭУ, однако, это во много раз меньше, чем характерные частоты колебаний, связанные с прохождением ионов через межэлектродный зазор (~1 МГц). Во-вторых, колебания необходимо осуществлять автоматически, т. е. в плазме периодически должны возникать условия для существенного ограничения или полного запирания тока. В-третьих, глубина модуляции по току должна стремиться к 100%. В-четвертых, необходимо иметь возможность управления параметрами модуляции: периодом колебаний, соотношением продолжительности проводящего и непроводящего состояний.
Режим модуляции предусматривает периодически повторяющийся поджиг разряда с переходом диода в проводящее состояние и последующее гашение разряда с переходом в непроводящее состояние. При отсутствии внешних управляющих воздействий такой режим оказывается возможным, если в системе действуют процессы самоорганизации. Для этого должны выполняться по крайней мере два условия. Во-первых, система должна быть открытой и противостоять возрастанию энтропии за счёт получения энергии извне. Во-вторых, у неё должен быть коллективный эффект как следствие взаимодействия большого числа спонтанно возникающих неустойчивых состояний.
Эти условия реализуемы в кнуд-сеновском термоэмиссионном диоде с цезий-бариевым наполнением [30], так как для кнудсеновской плазмы характерны самоорганизация устойчивых структур и минимальное давление зажигания разряда, связанное с максимальной величиной сечения ионизации атомов от энергии электронов. Последний фактор обусловливает также диапазон напряжений, внутри которого возможно зажигание разряда. Величина этого диапазона в значительной степени зависит от
давления пара цезия и при давлении ~(1...3)-10-3 мм рт. ст. находится в пределах 10...150 В.
Разрядная ветвь вольт-амперных характеристик кнудсеновского термоэмиссионного диода отличается наличием критической плотности тока, превышение которой приводит к развитию неустойчивости типа Пирса и обрыву тока. При этом происходит вынос ионной компоненты из разрядного промежутка, из-за чего падает давление пара наполнителя. Длительность горения разряда прямо пропорциональна давлению пара цезия и обратно пропорциональна разности разрядного и критического токов [25]. Величина последнего оказывается порядка так называемого хаотического тока в плазме.
Запертое состояние диода достигается уменьшением концентрации атомов цезия ниже минимального значения для зажигания разряда. При этом продолжительность непроводящего состояния зависит от скорости восстановления давления в разрядном промежутке до значения, близкого к первоначальному. Очевидно, что для наполнителей, обладающих высокой адсорбционной способностью на поверхностях, длительность непроводящего состояния в основном определяется временем десорбции атомов со стенок прибора. Поэтому на продолжительность непроводящего состояния существенное влияние оказывают давление пара цезия и факторы, определяющие состояние внутренних поверхностей прибора.
Таким образом, задавая определенные физические (давление пара цезия и бария, температуру внутренних поверхностей) и геометрические параметры прибора, а также рабочую точку на вольт-амперных характеристиках, определяемую параметрами внешней цепи, можно управлять модуляцией тока. В экспериментах с рядом лабораторных макетов модулируемые плотности тока составили до 20 А/см2 (интегральный ток — до 200 А) на частотах 0,5...15,0 кГц. Исследуемый диапазон давлений пара цезия составил (0,5...8,0)-10-3 мм рт. ст. при значениях ЭДС 10...120 В [25].
Один из нескольких разработанных РКК «Энергия» вариантов конструкции ДМ приведён на рис. 6 [25]. Прибор состоит из катода 2 и анода 6,
размещённых в корпусе 1, называемом также кольцевым электродом. Нейтральные экраны 3 и 4 припаяны к металло-керамическому узлу 5, выполненному с использованием расплава керамики А120. Данная конструкция диода предусматривает электрический подогрев катода. Однако, при экспериментальных исследованиях лабораторного макета ДМ обнаружено, что она может быть выполнена и с изотермическим вариантом подогрева.
Рис. 6. Лабораторная модель диода-модулятора: 1 — корпус; 2 — катод; 3,4 — нейтральные экраны; 5 — металло-керамический узел; 6 — анод
Экспериментальные исследования модуляции тока в кнудсеновском диоде показали принципиальную возможность его использования при создании высокотемпературного автономного инвертора. Вместе с тем, особенностью такого модулятора является довольно жёсткая зависимость его автоколебательных характеристик (частоты инвертирования) от электрических параметров всей электрической цепи, от источника до нагрузки, и от возможных дополнительных внешних факторов. Он будет стабильно работать и иметь номинальные показатели только в установившемся режиме. Это является как достоинством, так и существенным его недостатком. Кроме того, для источника электроэнергии на основе ТРП инвертор подобного рода может выполнять ряд дополнительных функций, не свойственных инверторам, построенным на базе управляемых ключей. В частности, обеспечивать режим автоматического
короткого замыкания на этапах пуска и останова ЯЭУ или регулировку мощности в зависимости от состояния источника и нагрузки. Однако, как и любые автогенераторы на основе управляемых триодов, ДМ приспособлен к конкретному источнику и проектной нагрузке. В случае изменения параметров нагрузки применение автогенераторов оказывается не всегда возможным.
основные схемно-технические решения
статических и импульсных
систем преобразования напряжения
Схемно-технические решения статических СПН космического назначения в значительной степени были сформированы на основе опыта реализации электромеханических преобразователей, в частности, схем соединения коллекторов и обмоток электрических машин постоянного тока [12]. Пониженная эффективность простейшего однотактного инвертора (см. рис. 3, б), пропорциональная ¿1/2(^1 + Ь2), вынуждает переходить на более сложные двухтактные схемы. Несмотря на многообразие существующих схем инвертирования и выпрямления, в разных вариантах и многофазных комбинациях обычно рассматриваются всего две «классические» принципиальные схемы: мостовая однофазная схема двухполупериодного преобразователя (рис. 7, а) и дифференциальная схема однофазного двухполу-периодного преобразователя с использованием средних («нулевых») выводов обмоток трансформаторов (рис. 7, б).
а)
б)
Рис. 7. Однофазная мостовая (а) и дифференциальная (с выводом средней точки трансформатора) (б) схемы двухполупериодного инвертирования: 1 — инвертор; 2 — выпрямитель; Тр — трансформатор; К — нагрузка
Рассматривались также варианты [12], сочетающие в себе структуру приведённых схем (рис. 8), а также принципиальные схемы трёхфазного (многофазного) преобразования (рис. 9, 10).
а)
б)
Рис. 8. Варианты смешанных схем однофазного двухполупериодного преобразования постоянного тока
в постоянный
Рис. 9. Трёхфазная мостовая схема инвертирования (1) с однополупериодной схемой выпрямления (2)
Стремление отказаться от использования конденсаторов при повышенных температурах обратило внимание автора статьи [12] на возможность применения известных схем преобразователей с насыщающимся силовым либо дополнительным трансформатором, или с насыщающимся дросселем (рис. 11), а также ■ на автоколебательную схему инвертирования с многообмоточным трансформатором (или дополнительным, меньшей мощности). Причём, последняя схема не требует специального генератора импульсов, способна работать с реактивной нагрузкой без применения ёмкости, может быть как двухфазной (рис. 12), так и многофазной.
а)
б)
Рис. 10. Трёхфазная дифференциальная схема инвертирования с однополупериодной схемой выпрямления (а) и трехфазная мостовая схема инвертирования и двух-полупериодного выпрямления (б)
Рис. 11. Схема инвертирования с насыщающимся дросселем Др (или трансформатором)
Рис. 12. Двухфазная автоколебательная схема инвертирования с многообмоточными (или дополнительными) трансформаторами:
ШГ.Ж5 — < форматоров
Я
сопротивление управления;
— обмотки основного и вспомогательного транс-
Трансформатор может оказаться не обязательным, если повышать напряжение импульсным преобразователем (ИП) постоянного тока, широко используемым при незначительной мощности в качестве регулятора напряжения в автоматике. Импульсный преобразователь известен в разных вариантах исполнения — параллельный, последовательный, широтно-импульсный, широтно-фазный. Он способен, в частности, повышать напряжение за счёт увеличения напряжения источника на величину самоиндукции в дросселе (и + Ьй1/йЬ), где Ь — величина индуктивности дросселя (рис. 13).
Рис. 13. Параллельный импульсный преобразователь постоянного тока в постоянный с повышением напряжения за счёт электродвижущей силы самоиндукции дросселя Др с фильтром Свых
Импульсный преобразователь может оказаться выгоднее классических схем по своим массово-энергетическим показателям, так как инвертирующий коммутатор и выпрямительный блок формируются здесь из минимального числа вентилей. Если коммутатор управляемый, регулятор величины напряжения органически вписывается в устройство ИП. Кроме того, в ИП трансформатор заменяется дросселем: при одной и той же индуктивности масса и потери у дросселя будут ниже, чем в трансформаторе, из-за отсутствия вторичной обмотки. К недостаткам ИП при применении в высокотемпературных ЯЭУ следует отнести то, что в их составе обычно используется нежелательный по теплостойкости ёмкостный фильтр, масса которого снижается только при повышенных частотах, а также более высокие требования к ключевым элементам по мощности, напряжению и быстродействию. Неслучайно ИП используется, как правило, в системах управления при малых мощностях. К принципиальным недостаткам ИП может быть отнесено также то, что в ряде случаев недопустима существующая в нём гальваническая связь источника с потребителями.
выбор и качественная оценка типичных классических схем
Обоснованный выбор схемы, состава и исходных параметров СПН (а, следовательно, и типа трансформаторов) возможен при конкретизации выдвигаемых к ним требований, например к надёжности и возможности резервирования. Повышение надёжности СПН космической ЯЭУ большой мощности путём полного резервирования (дублирования) крайне нежелательно из-за слишком большого увеличения массы. Задачу может решить модульное построение СПН, обеспечивающее параллельную работу преобразователей меньшей мощности, не исключается и частичное резервирование модулей или отдельных элементов их конструкции.
Модульное построение СПН влечёт за собой увеличение массы: замена только одного трансформатора на произвольное число трансформаторов меньшей мощности ведёт к соответствующему росту их суммарной массы. Так, например, при суммарной мощности ЯЭУ 500 кВт [7], масса пяти трансформаторов по 100 кВт возрастёт в полтора раза. Кроме того, параллельная работа электротехнических устройств может заставить внести в систему электроснабжения свои дополнительные (уравнительные) устройства.
Выбор схемы СПН имеет принципиальное значение для определения установленной мощности трансформатора: она зависит не только от мощности потребителя, но и от функциональных особенностей схемы в процессе преобразования. В соответствии с теорией однофазного двухполупериодного преобразования расчётная мощность первичной и вторичной обмоток трансформатора для мостовой схемы должна приниматься на 23% больше номинальной (коэффициент использования трансформатора 1/1,23), а для дифференциальной на 74%. При смешанных схемах (см. рис. 8) расчётные мощности первичных и вторичных обмоток трансформатора оказываются разными. Обоснованный выбор схемы преобразования зависит также от достижимых характеристик используемых в них ключевых элементов, в частности — от их электропроводности (внутреннего падения напряжения) в прямом направлении и способности выдерживать необходимое обратное напряжение.
Так, в мостовой схеме (см. рис. 7, а) к каждому вентилю прикладывается в два раза меньшее напряжение, чем в схеме с выводами средних точек (см. рис. 7, б), т. е. вентили работают в более благоприятных условиях по напряжению и имеют больший запас прочности в случае возникновения электрического пробоя, что является существенным преимуществом этой схемы. К тому же, она имеет и меньшую мощность трансформатора. Вместе с тем, последовательное соединение в однонаправленной цепи мостовой схемы двух вентилей увеличивает в два раза падение напряжения при прямом прохождении тока. Для повышения КПД проводимость вентиля в открытом состоянии должна быть высокой. Как бы ни было мало внутреннее падение напряжения (для тиристоров ип = 1...2 В), относительные потери растут с уменьшением величины первичного напряжения: так, пренебрегая остальной суммой потерь, при первичном напряжении и1 = 28 В КПД мостовой схемы преобразования на тиристорах не может быть выше (и - 2ип)/и1 = 0,856.
Преимуществом дифференциальной схемы (см. рис. 7, б) является меньшее число используемых вентилей. Это снижает массу СПН и потери мощности. Однако, указанное достоинство реализуется только при способности вентилей выдерживать высокие значения обратного напряжения. Если же эта величина недостаточна, устанавливают последовательно два вентиля в каждую электрическую цепь, и схема преобразования теряет исходные преимущества. Кроме того, трансформатор будет иметь повышенные установленную мощность и массу. Дифференциальным схемам свойственно также так называемое вынужденное намагничивание трансформатора, снижающее эффективность магнитопроводов.
Таким образом, для каждой схемы преобразования может быть предназначен и использован соответствующий класс коммутируемых устройств: для мостовых — с повышенной электропроводностью в прямом направлении, для дифференциальных — с повышенным обратным напряжением.
Улучшения качества и эффективности инвертирования, а также выпрямления тока можно достигнуть, используя схемы преобразования с повышенным числом фаз. Положительные свойства
многофазности: снижение пульсаций и более полное использование трансформатора (для трёхфазной схемы коэффициент использования трансформатора равен 1/1,05). Вместе с тем, применение многофазных схем может привести к отрицательным последствиям. Возрастает общее число коммутирующих и выпрямляющих элементов, а следовательно, и вероятность выхода из строя некоторых из них. Из-за большего удельного расхода материалов трёхфазные трансформаторы примерно на 6,5% менее эффективны, чем однофазные той же мощности, что снижает преимущество коэффициента их использования. Поэтому на практике предпочтение часто отдаётся однофазным схемам преобразования.
Роль составляющих и частоты инвертирования в массогабаритных показателях системы преобразования напряжения космических энергоустановок
При исследовании перспективных ключевых элементов не следует переоценивать их роль в массогабаритных показателях СПН. Их масса в процентном отношении существенна только в преобразователях малой мощности. Самую значительную часть массы СПН большой мощности обычно составляет масса трансформатора, затем — фильтров и регуляторов напряжения, однако необходимость их использования в ЯЭУ с ТРП при питании ЭРДУ требует дополнительного исследования.
Одним из основных параметров, определяющим массово-энергетические характеристики трансформаторов, дросселей и конденсаторов, является частота инвертирования. Если у конденсаторов частота практически не ограничена, то у трансформаторов и дросселей снижение массы и приемлемая эффективность наблюдаются только в определённом диапазоне частот, зависимом от свойств магнитопроводных материалов и особенностей конструкции. Различные области частот характеризуются тремя возможными типами трансформаторов применительно к задачам создания ЯЭУ для ЭРТА:
• трансформаторы большой мощности (от единиц до сотен киловатт и выше), выполняемые из листовых или ленточных электротехнических сталей
и проводов, в частности — из высокотемпературных материалов (например, кобальтовых сплавов типа 49КФ и обмоточных жаростойких проводов типа ПОЖ-700), с относительно высокой частотой в диапазоне 400... 1 000 Гц, иногда — до 3 000 Гц [18];
• трансформаторы малых и средних мощностей (обычно менее 10, иногда менее 30 кВт) повышенных частот (от 5...10 до 50 кГц) с использованием в качестве магнитопровода магнито-диэлектриков (ферритов), чаще всего с тороидальной формой сердечника; так называемые воздушные трансформаторы (взаимоиндуктивность катушек) радиотехнических частот (например, более 0,1 МГц), без применения специального стального магнитопровода;
• радиотехнические частоты воздушных трансформаторов характеризуются, как правило, очень малыми мощностями (менее 0,1 кВт), не обеспечиваются реальным быстродействием силовых ключевых элементов и поэтому могут рассматриваться только при создании систем управления, а не силовых устройств.
Сравнительные оценки массы трансформаторов со сталью при частотах до 3 кГц и с ферритами при 10 кГц для мощности 1...10 кВт и более не показали преимуществ последних. В связи с этим основное внимание при исследовании технико-энергетических показателей трансформаторов было обращено на высокотемпературные трансформаторы с обычным магнитопроводом, опытные образцы которых мощностью 30...90 кВт с частотами 1...3 кГц были созданы [18] и прошли испытания при температурах до 600 °С в РКК «Энергия» (рис. 14) [8].
Расчётные зависимости относительной массы и КПД от частоты в диапазоне 50... 1 000 Гц оптимизированных высокотемпературных трансформаторов (для термоэмиссионной ЯЭУ с относительной массой 20 кг/кВт, при 600 °С, реактивной составляющей напряжения при коротком замыкании 2,5%, индукции 1 Тл) для двух значений мощности представлены на рис. 15.
На примере использования ЭПВ сделаны приближённые сравнительные оценки ожидаемой массы СПБ для ЯЭУ полезной мощностью 500 кВт (пяти-модульное построение СПБ по 100 кВт) для мостовой и дифференциальной схем (см. рис. 7). Условия численного
эксперимента: температура 600 °С, частота 1 000 Гц, напряжение 100 В на входе и 1 000 В — на выходе. Принималось, что масса опытных образцов ЭПВ-три-одов инвертора и ЭПВ-диодов выпрямителя равны 5,0 и 2,5 кг, соответственно.
Рис. 14. Стендовый прототип высокотемпературного трансформатора. Параметры: магнитный материал — кобальтовый сплав; проводниковый материал — композит (внутриокисленная медь); рабочая температура 800 ° С; масса — 23,1 кг, габарит — 250 мм. Результаты испытаний: напряжение — 120...3 000В; рабочая температура — до 800 ° С; передаваемая электрическая мощность при частоте 1 000 Гц — до 30 кВт, при 3 000 Гц — до 90 кВт
Рис. 15. Зависимость КПД и оптимальной относительной массы (~) трёхфазного (сплошная линия) и однофазного (пунктир) трансформаторов мощностью 10 и 300 кВ-А от частоты инвертирования при температуре 600 °С и удельной массе энергоустановки 20 кг/кВт
Число вентилей в составе СПН продублировано (соответственно, удвоена и масса), как и соответствующие им токоведущие шины (перемычки). Учтены условно введённые система охлаждения в виде устройств тепло-сброса (оребрения и т. п.), силовая рама крепления устройств. Генераторы импульсов имеют общую массу 50 кг для всех модулей и любой из схем преобразования. Результаты проектных оценок показателей массы (кг) и КПД даны в таблице.
Проектные оценки массы и КПД системы преобразования напряжения (СПН) на основе электроплазменных вентилей для ЯЭУ с ТРП электрической мощностью 500 кВт
Следует лишь отметить, что при проведении этих оценок не учтены многие факторы, связанные с разработкой конструкций устройств, выполнением внутренней и внешней компоновок, состоянием элементной базы в составе преобразовательных модулей и ЯЭУ. Преобладание массы коммутирующих устройств объясняется несовершенством конструкций ЭПВ и необходимостью их дублирования.
В целом при этом анализе ожидаемых массово-энергетических характеристик не выявилось в пределах проектных погрешностей каких-либо явных преимуществ одной из двух анализируемых схем.
Увеличивают суммарную массу СПН дополнительные элементы, отсутствующие при рассмотрении принципиальных схем (шины и перемычки внутренней коммутации, генератор импульсов, термостаты рабочих тел и нагреватели, силовой каркас конструкции) — их масса может составлять 25...30% общей массы СПН.
Отметим, что наряду с разработкой высокотемпературной СПН на основе электроплазменных вентилей в РКК «Энергия» параллельно разрабатывались низкотемпературные СПН на основе полупроводниковой техники. Был создан и испытан опытный образец такого преобразователя напряжения мощностью до 55 кВт и частотой 10 кГц, выполненный по схеме, аналогичной приведённой на рис. 11. Преобразователь имел относительную массу 2 кг/кВт и КПД ~0,95 [18].
Есть вероятность, что при использовании вместо ЭПВ перспективных высокотемпературных полупроводниковых приборов, в частности, на основе карбида кремния, обладающих, как правило, меньшими массой и габаритами, общие показатели СПБ будут улучшены. При этом при отказе от дублирования основную долю массы СПН составит масса трансформатора (до 60%).
Заключение
1. Выполненные РКК «Энергия» исследования показали, что возможна разработка высокотемпературного силового преобразователя напряжения космической ЯЭУ с ТРП большой мощности с относительной массой ~1,6...2,0 кг/кВт при КПД 0,85...0,90 на основе классических схем преобразования напряжения с использованием ЭПВ (ключевых элементов) и высокотемпературных трансформаторов.
2. Сравнительная оценка мостовой и дифференциальной схем преобразования напряжения не выявляет очевидных преимуществ одной из них. В основу выбора схемы следует положить функциональные возможности и условия эксплуатации элементной базы преобразователей.
3. При проектировании и оптимизации высокотемпературных преобразователей напряжения большой мощности без принудительного охлаждения
Характеристики СПН
Масса элементов СПН, кг По мостовой схеме (см. рис. 7, а) По схеме с выводами средних точек (см. рис. 7, б)
Трансформаторы 302 384,5
Триоды инвертора(х2) 200 100
Диоды выпрямителя (х2) 100 50
Шины с перемычками (х2) 24 53
Токопроводы накальных цепей и термостатов (х2) 17,5 8,3
Системы охлаждения 30 27
Генератор импульсов 50 50
Силовая рама крепления 67 70
Относительная масса, кг/кВт 1,85 1,6
КПД трансформатора 0,981 0,983
КПД системы преобразования 0,875 0,867
выбор частоты следует осуществлять в диапазоне 1...3 кГц.
4. Несмотря на то, что физические процессы в ЭПВ чрезвычайно сложны по своей природе и не демонстрируют большой стабильности при экспериментах, проектно-экспериментальные работы с лабораторными образцами ЭПВ электрической мощностью в десятки и сотни киловатт показали принципиальную возможность создания на их основе высокотемпературных радиационно-стой-ких преобразователей напряжения с относительной массой ~0,01 кг/А для энергоустановок типа ЯЭУ с ТРП субмега-ваттной и мегаваттной мощности. Наиболее перспективными для этого при большой электрической мощности можно считать полууправляемые ЭПВ (тиратроны), а также диоды-модуляторы.
5. Экспериментально подтверждена принципиальная возможность реализации в высокотемпературном исполнении трансформаторов с уровнем рабочих температур 600 °С, являющихся основной элементной базой силовых преобразователей ЯЭУ с ТРП. При проектирования СПБ следует рекомендовать трансформаторы, выполняемые на основе тонкостенных листовых или ленточных сталей типа высокотемпературных сплавов 50КФ и проводов обмоточных жаростойких типа П0Ж-700 или П0Ж-900.
6. При суммарной мощности преобразуемой электроэнергии, измеряемой сотнями киловатт, следует рекомендовать для повышения надёжности модульное построение СПБ с резервным модулем или с резервированием отдельных элемен тов конструкции.
7. Для создания эффективного силового преобразовательного блока ЯЭУ с ТРП необходимо продолжение целого комплекса исследований как в области создания высокотемпературной элементной базы (полупроводников, в т. ч. на основе карбида кремния, ЭПВ, трансформаторов, конденсаторов), так и в области разработки высокотемпературных электропроводных, магнитопро-водных и изоляционных материалов, в т. ч. магнито-диэлектриков (ферритов).
8. При проектировании системы электроснабжения с преобразователями напряжения ЯЭУ с ТРП необходимо учитывать влияние коммутационных явлений на работоспособность источника
электроэнергии и потребителя, т. е. должны быть исследованы вопросы электромагнитной совместимости, в т. ч. и допустимость гальванических связей.
Список литературы
1. Безяев И.В., Стойко С.Ф. Обзор проектов пилотируемых полётов к Марсу // Космическая техника и технологии. 2018. № 3(22). С. 17-31.
2. Синявский В.В. Ядерные электроракетные двигатели для полёта на Марс // Земля и Вселенная. 2017. № 5. С. 28-43.
3. Синявский В.В. Соратник С.П. Королёва и руководитель комплекса высокотемпературной космической ядерной энергетики и электроракетных двигателей (К 100-летию со дня рождения М.В. Мельникова) // XLIV Академические чтения по космонавтике, посвященные памяти академика С.П. Королёва и других выдающихся отечественных учёных — пионеров освоения космического пространства. Сб. тезисов в 2 т. М.: 2020. С. 12-14.
4. Сухов Ю.И., Синявский В.В. Обзор работ РКК «Энергия» имени С.П. Королёва по термоэмиссионным ядерным энергетическим установкам большой мощности космического назначения // Ракетно-космическая техника. Труды. Сер. 12. Королёв: РКК «Энергия». 1995. Вып. 3-4. С. 13-28.
5. Островский В.Г., Сухов Ю.И. Разработка, создание и эксплуатация электроракетных двигателей в ОКБ-1 - ЦКБЭМ -НПО «Энергия» - РКК «Энергия» (1958-2010) // Ракетно-космическая техника. Труды. Сер. 12. Королёв: РКК «Энергия». 2011. 247 с.
6. Агеев В.П., Островский В.Г. Магнито-плазмодинамический двигатель большой мощности непрерывного действия на литии // Известия РАН. Энергетика. 2007. № 3. С. 82-95.
7. Островский В.Г., Синявский В.В., Сухов Ю.И. Межорбитальный электроракетный буксир «Геркулес» на основе термоэмиссионной ядерно-энергетической установки // Космонавтика и ракетостроение. 2016. № 2(87). С. 68-74.
8. Синявский В.В. Научно-технический задел по ядерному электроракетному межорбитальному буксиру «Геркулес» // Космическая техника и технологии. 2013. № 3. С. 25-45.
9. Захаренков Л.Э., Семёнкин А.В., Солодухин А.Е. Экспериментальное исследование многодвигательной системы на базе нескольких одновременно работающих электроракетных двигателей с анодным слоем // Космическая техника и технологии. 2016. № 1(12). С. 39-56.
10. Гусев Ю.Г., Пильников А.В., Суворов С.Е. Сравнительный анализ выбора ЭРДУ большой мощности на основе отечественных ЭРД и перспективы их применения в системах межорбитальной транспортировки и для исследования дальнего космоса // Космическая техника и технологии. 2019. № 4(27). С. 45-55.
11. Косенко А.Б., Синявский В.В. Система отведения ядерного энергоблока от агрегатов тяжёлой космической платформы // Известия РАН. Энергетика. 2007. № 3. С. 115-121.
12. Троицкий С.Р. Сравнительный анализ особенностей преобразования напряжения термоэмиссионного реактора-преобразователя космических ЯЭУ большой мощности // Ракетно-космическая техника. Труды. Сер. 12. Королёв: РКК «Энергия». 1998. Вып. 1-2. С. 211-237.
13. Троицкий С.Р. Метод определения оптимальной плотности тока в силовых шинах космических энергетических установок большой мощности // Ракетно-космическая техника. Труды. Сер. 12. Королёв: РКК «Энергия». 1995. Вып. 3-4. С. 178-186.
14. Салмин В.В., Старинова О.Л., Четвериков А.С., Брюханов Н.А., Ха-миц И.И., Филиппов И.М., Лобыкин А.А., Бурылов Л.С. Проектно-баллистический анализ транспортных операций космического буксира с электроракетными двигателями при перелётах на геостационарную орбиту, орбиту спутника Луны и в точки либрации системы Земля-Луна // Космическая техника и технологии. 2018. № 1(20). С. 82-97.
15. Онуфриев В.В., Ивашкин А.Б., Синявский В.В. Исследование систем преобразования тока на основе термоэмиссионной высокотемпературной плазменной электроэнергетики // Инженерный журнал: наука и инновации. 2013. № 10(22). С. 35.
16. Онуфриева Е.В., Онуфриев В.В., Ивашкин А.Б., Синявский В.В. Моделирование резонансных свойств и работы цепи термоэмиссионный реактор-преобразователь - термоэмиссионный вентиль -индуктивная нагрузка космической энерго-
двигательной установки // Известия РАН. Энергетика. 2013. № 1. С. 68-78.
17. Онуфриева Е.В., Онуфриев В.В., Ивашкин А.Б., Синявский В.В. Устойчивость цепи термоэмиссионный реактор-преобразователь - термоэмиссионный вентиль - индуктивная нагрузка космической энергодвигательной установки // Известия РАН. Энергетика. 2013. № 6. С. 99-108.
18. Троицкий С.Р., Быстров П.И., Баранников А.Л. Исследование и экспериментальная отработка высокотемпературных агрегатов системы электроснабжения ядерной энергетической установки с термоэмиссионным реактором-генератором //В науч.-тех. сб. «Ракетно-космические двигатели и энергетические установки». НИИТП им. М.В. Келдыша. 1993. Вып. 3(141). С. 106-113.
19. Кайбышев В.З., Кузин ГЛ., Мельников М.В. О возможности использования термоэмиссионного преобразователя для управления током в электрических цепях // ЖТФ. 1972. Т. 42. № 6. С. 1265-1269.
20. Кайбышев В.З., Кузин ГЛ. Влияние третьего электрода на обрыв тока в низковольтной дуге // ЖТФ. 1975. Т. 45. № 2. С. 320-327.
21. Баранников А.Л., Сироткин Б.А., Феоктистов Б.К., Яминский В.В. Некоторые результаты экспериментального исследования цезий-бариевого полностью управляемого вентиля // ЖТФ. 1976. Т. 46. № 6. С. 1358-1360.
22. Онуфриева Е.В., Алиев И.Н., Онуфриев В.В., Синявский В.В. Энергетические характеристики высокотемпературных плазменных вентилей систем преобразования тока космических энергодвигательных установок // Известия РАН. Энергетика. 2016. № 3. С. 127-140.
23. Бабанин В.И., Колышкин И.Н., Кузнецов В.И., Пащина А.С. Развитие структур в ограниченной бесстолкновитель-ной плазме и полная модуляция тока в кнудсеновском разряде // ЖТФ. 1994. Т. 64. № 6. С. 61-82.
24. Кузнецов В.И., Бабанин В.И., Па-щина А.С. Экспериментальные исследования бессеточного сильноточного модулятора на основе термоэмиссионного диода для космических систем преобразования тока // Космическая техника и технологии. 2017. № 1(16). С. 103-113.
25. Пащина А.С., Троицкий С.Р. Сильноточные электроплазменные ключевые
элементы для преобразователей ЯЭУ // Ракетно-космическая техника. Труды РКК «Энергия». Сер. 12. 1998. Вып. 1-2. С. 238-253.
26. Каплан В.Б., Макаров А.Н., Мар-циновский А.М. и др. Низковольтный высокотемпературный ключевой элемент нового типа для преобразования постоянного тока в переменный // ЖТФ. 1977. Т. 47. № 2. С. 274-296.
27. Синявский В.В. Проектные исследования термоэмиссионных ЯЭУ по литий-ниобиевой технологии электрической мощностью 5-10 мегаватт // Космическая техника и технологии. 2016. № 4(19) С. 31-42.
28. Морозов Ю.Г., Эндер А.Я. Влияние поперечного магнитного поля на работу
термоэмиссионного преобразователя в недокомпенсированном кнудсеновском режиме // ЖТФ. 1971. Т. 41. № 11. С. 2412-2417.
29. Кайбышев В.З., Каретников Д.В., Трутнев А.Л. Вентильные свойства термоэмиссионного триода со вспомогательным разрядом // ЖТФ. 1978. Т. 48. № 9. С. 1819-1826.
30. А.С. № 1563488 (СССР). Способ модуляции тока в газовом разряде сильноточного ключевого элемента; Бабанин В.И., Колышкин И.Н., Кузнецов В.И., Пащина А.С. // БИ. 1991. № 39. С. 251.
Статья поступила в редакцию 21.09.2020 г. Окончательный вариант — 25.11.2020 г.
Reference
1. Bezyaev I.V., Stoiko S.F. Obzor proektov pilotiruemykh poletov k Marsu [A review of projects for manned missions to Mars], Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2018, no. 3(22),pp. 17-31.
2. Sinyavskiy V.V. Yadernye elektroraketnye dvigateli dlya poleta na Mars [Nuclear electric propulsion for a flight to Mars], Zemlya i Vselennaya, 2017, no. 5, pp. 28-43.
3. Sinyavskiy V.V. K 100-letiyu so dnya rozhdeniya M.V. Mel'nikova — soratnika S.P. Koroleva i rukovoditelya kompleksa vysokotemperaturnoi kosmicheskoi yadernoi energetiki i elektroraketnykh dvigatelei [Associate of S.P. Korolev and head of high-temperature space nuclear power and electric propulsion complex (On the occasion of the 100th anniversary of M.V. Melnikov)]. In the book: XLIV Academic readings on cosmonautics dedicated to the memory of academician S.P. Korolev and other outstanding Russian scientists — pioneers of space exploration. Collection of abstracts: in 2 vols. Moscow, MGTU im. N.E. Baumana publ., 2020. 247 p.
4. Sukhov Yu.I., Sinyavskiy V.V. Obzor rabot RKK «Energiya» imeni S.P. Koroleva po termoemissionnym yadernym energeticheskim ustanovkam bol'shoi moshchnosti kosmicheskogo naznacheniya [Review of papers of S.P Korolev RSC Energia on high-power thermionic nuclear power plants for space application]. Raketno-kosmicheskaya tekhnika. Trudy. Ser. 12. Korolev, RKK «Energiya»publ., 1995, issue 3-4, pp. 13-28.
5. Ostrovskii V.G., Sukhov Yu.I. Razrabotka, sozdanie i ekspluatatsiya elektroraketnykh dvigatelei v OKB-1 - TsKBEM - NPO «Energiya» - RKK «Energiya» (1958-2010) [Development, building and operation of electric propulsion at OKB-1 - TsKBEM - NPO Energia - RSC Energia (1958-2010)]. Raketno-kosmicheskaya tekhnika. Trudy. Ser. 12. Korolev, RKK «Energiya» publ., 2011. 247p.
6. Ageev V.P., Ostrovskii V.G. Magnitoplazmodinamicheskii dvigatel' bol'shoi moshchnosti nepreryvnogo deistviya na litii [Magnetoplasmodynamic high-power continuously-operated lithium engine]. Izvestiya RAN. Energetika, 2007, no. 3, pp. 82 -95.
7. Ostrovskii V.G., Sinyavskiy V.V., Sukhov Yu.I. Mezhorbital'nyi elektroraketnyi buksir «Gerkules» na osnove termoemissionnoi yaderno-energeticheskoi ustanovki [The interorbital electric tug Hercules based on a thermionic nuclear power system]. Kosmonavtika i raketostroenie, 2016, no. 2(87), pp. 68-74.
8. Sinyavskiy V.V. Nauchno-tekhnicheskii zadel po yadernomu elektroraketnomu mezhorbital'nomu buksiru «Gerkules» [Advanced technology for nuclear electric propulsion orbital transfer vehicle Hercules]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2013, no. 3, pp. 25-45.
9. Zakharenkov L.E., Semenkin A.V., Solodukhin A.E. Eksperimental'noe issledovanie mno go dvigatel'noi sistemy na baze neskol'kikh odnovremenno rabotayushchikh elektroraketnykh dvigatelei s anodnym sloem [Experimental study of multi-thruster system based on several simultaneously operating electric propulsion thrusters with anode layer]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2016, no. 1(12), pp. 39-56.
10. Gusev Yu.G., Pil'nikov A.V., Suvorov S.E. Sravnitel'nyi analiz vybora ERDU bol'shoi moshchnosti na osnove otechestvennykh ERD i perspektivy ikh primeneniya v sistemakh mezhorbital'noi transportirovki i dlya issledovaniya dal'nego kosmosa [Tradeoff analysis of high-power electric propulsion systems
based on domestic electric propulsion engines and potential for their use in orbit-to-orbit transfer systems and deep space exploration]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2019, no. 4(27),pp. 45-55.
11. Kosenko A.B., Sinyavskiy V.V. Sistema otvedeniya yadernogo energobloka ot agregatov tyazheloi kosmicheskoi platformy [The system of removing the nuclear power generating system from heavy space platform assemblies]. Izvestiya RAN. Energetika, 2007, no. 3,pp. 115-121.
12. Troitskii S.R. Sravnitel'nyi analiz osobennostei preobrazovaniya napryazheniya termoemissionnogo reaktora-preobrazovatelya kosmicheskikh YaEU bol'shoi moshchnosti [Trade-off analysis of features of voltage conversion of thermionic reactor-converter of high-power space nuclear power systems]. Raketno-kosmicheskaya tekhnika. Trudy. Ser. 12. Korolev, RKK «Energiya» publ., 1998, issue 1-2, pp. 211-237.
13. Troitskii S.R. Metod opredeleniya optimal'noi plotnosti toka v silovykh shinakh kosmicheskikh energeticheskikh ustanovok bol'shoi moshchnosti [Method for determining the optimal current density in power buses of high-power space energy generating facility]. Raketno-kosmicheskaya tekhnika. Trudy. Ser. 12. Korolev, RKK «Energiya»publ., 1995, issue 3-4,pp. 178-186.
14. 14. Salmin V.V., Starinova O.L., Chetverikov A.S., Bryukhanov N.A., Khamits 1.1., Filippov I.M., Lobykin A.A., Burylov L.S. Proektno-ballisticheskii analiz transportnykh operatsii kosmicheskogo buksira s elektroraketnymi dvigatelyami pri pereletakh na geostatsionarnuyu orbitu, orbitu sputnika Luny i v tochki libratsii sistemy Zemlya-Luna [Trajectory design analysis of transport operations of an electrically propelled space tug during transfers to geostationary orbit, orbit around the moon and to libration points in the Earth - Moon system]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2018, no. 1(20), pp. 82 -97.
15. Onufriev V.V., Ivashkin A.B., Sinyavskiy V.V. Issledovanie sistem preobrazovaniya toka na osnove termoemissionnoi vysokotemperaturnoi plazmennoi elektroenergetiki [Investigation of current conversion systems based on thermionic high-temperature plasma electric power engineering]. Inzhenernyi zhurnal: nauka i innovatsii, 2013, no. 10(22), pp. 35.
16. Onufrieva E.V., Onufriev V.V., Ivashkin A.B., Sinyavskii V.V. Modelirovanie rezonansnykh svoistv i raboty tsepi termoemissionnyi reaktor-preobrazovatel' - termoemissionnyi ventil' - induktivnaya nagruzka kosmicheskoi energodvigatel'noi ustanovki [Modeling of resonance properties and operation of a thermionic reactor - converter - thermionic valve - inductive load loop of space power propulsion]. Izvestiya RAN. Energetika, 2013, no. 1,pp. 68- 78.
17. Onufrieva E.V., Onufriev V.V., Ivashkin A.B., Sinyavskiy V.V. Ustoichivost' tsepi termoemissionnyi reaktor-preobrazovatel' - termoemissionnyi ventil' - induktivnaya nagruzka kosmicheskoi energodvigatel'noi ustanovki [Stability of the thermionic reactor-converter - thermionic valve - inductive load loop of space power propulsion]. Izvestiya RAN. Energetika, 2013, no. 6,pp. 99-108.
18. Troitskii S.R., Bystrov P.I., Barannikov A.L. Issledovanie i eksperimental'naya otrabotka vysokotemperaturnykh agregatov sistemy elektrosnabzheniya yadernoi energeticheskoi ustanovki s termoemissionnym reaktorom-generatorom [Research and development test of high-temperature units of the power supply system of a nuclear power facility with a thermionic reactor-generator]. In: Scientific and technical collection Rocket and space engines and power plants. NIITP im. M.V. Keldysha, 1993, issue 3(141), pp. 106-113.
19. Kaibyshev V.Z., Kuzin GL., Mel'nikov M.V. O vozmozhnosti ispol'zovaniya termoemissionnogo preobrazovatelya dlya upravleniya tokom v elektricheskikh tsepyakh [On the possibility of using a thermionic converter to control current in electrical circuits]. ZhTF, 1972, vol. 42, no. 6, pp. 1265-1269.
20. Kaibyshev V.Z, Kuzin GL. Vliyanie tret'ego elektroda na obryv toka v nizkovol'tnoi duge [Impact of the third electrode on the current break in a low-voltage arc]. ZhTF, 1975, vol. 45, no. 2, pp. 320-327.
21. Barannikov A.L., Sirotkin B.A., Feoktistov B.K., Yaminskii V.V. Nekotorye rezul'taty eksperimental'nogo issledovaniya tsezii-barievogo polnost'yu upravlyaemogo ventilya [Some results of the experimental study of a cesium-barium fully-controllable valve]. ZhTF, 1976, vol. 46, no. 6, pp. 1358-1360.
22. Onufrieva E.V., Aliev I.N., Onufriev V.V., Sinyavskii V.V. Energeticheskie kharakteristiki vysokotemperaturnykh plazmennykh ventilei sistem preobrazovaniya toka kosmicheskikh energodvigatel'nykh ustanovok [Energy characteristics of high-temperature plasma valves of current conversion systems for space electric propulsion systems]. Izvestiya RAN. Energetika, 2016, no. 3, pp. 127-140.
23. Babanin V.I., Kolyshkin I.N., Kuznetsov V.I., Pashchina A.S. Razvitie struktur v ogranichennoi besstolknovitel'noi plazme i polnaya modulyatsiya toka v knudsenovskom razryade [Growth of structures in bounded collisionless plasma and complete current modulation in Knudsen discharge]. ZhTF, 1994, vol. 64, no. 6, pp. 61-82.
24. Kuznetsov V.I., Babanin V.I., Pashchina A.S. Eksperimental'nye issledovaniya bessetochnogo sil'notochnogo modulyatora na osnove termoemissionnogo dioda dlya kosmicheskikh sistem preobrazovaniya
toka [Experimental studies of thermionic diode-based gridless high-current modulator for space current conversion systems]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2017, no. 1(16), pp. 103-113.
25. Pashchina A.S., Troitskii S.R. Sil'notochnye elektroplazmennye klyuchevye elementy dlya preobrazovatelei YaEU [High-current electroplasma key elements for NPP converters]. Raketno-kosmicheskaya tekhnika. Trudy. Ser. XII. Korolev, RKK «Energiya» publ., 1998, issue 1-2, pp. 238-253.
26. Kaplan V.B., Makarov A.N., Martsinovskii A.M. i dr. Nizkovol'tnyi vysokotemperaturnyi klyuchevoi element novogo tipa dlya preobrazovaniya postoyannogo toka v peremennyi [Low-voltage high-temperature key element of a new type for converting direct current into alternating current]. ZhTF, 1977, vol. 47, no. 2, pp. 274-296.
27. Sinyavskiy V.V. Proektnye issledovaniya termoemissionnykh YaEU po litii-niobievoi tekhnologii elektricheskoi moshchnost'yu 5-10 megavatt [Design studies of thermionic lithium-niobium nuclear power generating systems with electric output of 5-10 mW]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2016, no. 4(19), pp. 31-42.
28. Morozov Yu.G, Ender A.Ya. Vliyanie poperechnogo magnitnogo polya na rabotu termoemissionnogo preobrazovatelya v nedokompensirovannom knudsenovskom rezhime [Influence of a transverse magnetic field on operation of a thermionic converter in the underbalanced Knudsen mode]. ZhTF, 1971, vol. 41, no. 11,pp. 2412-2417.
29. Kaibyshev V.Z., Karetnikov D.V., Trutnev A.I. Ventil'nye svoistva termoemissionnogo trioda so vspomogatel'nym razryadom [Electrical valve-like actions of a thermionic triode with an auxiliary discharge]. ZhTF, 1978, vol. 48, no. 9, pp. 1819-1826.
30. A.S. no. 1563488 (SSSR). Sposob modulyatsii toka v gazovom razryade sil'notochnogo klyuchevogo elementa [Method of current modulation in gas discharge of a high-current key element]; Babanin V.I., Kolyshkin I.N., Kuznetsov V.I., Pashchina A.S. BI, 1991, no. 39, pp. 251.
31. Troitskii S.R., Elfimov F.I. Proektno-eksperimental'nye issledovaniya korotkozamykatelya termoemissionnogo reaktora-preobrazovatelya yadernykh energeticheskikh ustanovok [Experimental design studies of the short-circuiting switch in the thermionic converter-reactor of nuclear power generating units]. Raketno-kosmicheskaya tekhnika. Trudy. Ser. 12. Korolev, RKK «Energiya» publ., 1995, issue 3-4, pp. 178-186; 230-237.
