CC BY
6
УДК 681.5.037
Д.О. Дударьков, М.Е. Хлыстунов, И.М. Журавлев
Оценка влияния напряжения стабилизации и характеристик солнечной батареи на токовую нагрузку транзистора шунтового стабилизатора
Исследован характер изменения тока транзистора шунтового стабилизатора напряжения в зависимости от величины напряжения стабилизации и характеристик солнечной батареи, включая паразитную выходную емкость. Получены графики зависимости тепловыделения шунтового стабилизатора от напряжения выходной шины электропитания при различных паразитных параметрах солнечной батареи. Проведена верификация результатов расчета с применением макетного образца шунтового стабилизатора.
Ключевые слова: солнечная батарея, шунтовой стабилизатор, БЗЯ, паразитная выходная емкость солнечной батареи, токовая нагрузка транзистора. БО1: 10.21293/1818-0442-2022-25-2-75-81
Большинство систем электропитания космических аппаратов, использующих в качестве первичного источника электроэнергии солнечные батареи (СБ), включают в себя узел регулятора мощности СБ, схемотехнически реализованный на основе шунтового стабилизатора (ШС) напряжения. Такая распространённость обусловлена простотой управления и эффективностью схемы [1-8, 12], особенно при использовании дискретных способов управления по типу релейного или S3R (sequence switching shunt regulator, регулирование с помощью последовательной коммутации шунтов) [9-11, 13].
В ШС с S3R применен принцип управления по отклонению, реализованный с помощью дискретного многозонного способа регулирования напряжения [6, 7], которое заключается в разбиении всего диапазона регулирования на зоны. Переход из одной зоны в другую реализуется изменением количества каналов секций СБ, подключенных к нагрузке, согласно сигналу регулятора контура напряжения, выполненного в виде ПИД-регулятора. Сигнал ошибки стабилизации обрабатывается регулятором, выходной сигнал которого поступает на блок коммутации каналов, формирующий в виде кода набор сигналов управления для каналов ШС (рис. 1).
Основным преимуществом S3R-способа управления, обусловившим его повсеместное применение в энергопреобразующей аппаратуре космических аппартов, являются простота алгоритма коммутации, малая сложность масштабирования управления под требуемое количество каналов ШС, минимальные требования к организации обратной связи (достаточно простейших пороговых устройств). К недостаткам можно отнести отсутствие фиксированной частоты работы, что усложняет процесс анализа и проектирования [14-21].
В процессе проектирования ШС энергии СБ необходимо учитывать особенности эксплуатации космического аппарата, а именно выбор рабочей точки на нелинейной ВАХ (рис. 2). Учитывая требования по обеспечению заданного уровня электропитания на протяжении всего срока активного суще-
ствования (САС) космического аппарата, а также изменения характеристик СБ в процессе работы за счет старения и температурных воздействий, СБ проектируется с учетом обеспечения заданной выходной мощности в конце САС [18-22].
ВУ
Рис. 1. Функциональная схема системы стабилизации выходного напряжения: ВУ - вычислительное устройство; РЕГ - регулятор контура напряжения; КОМ - коммутатор каналов ШС; ДН - датчик напряжения
■sa, a
PSA, Вт
\
■sc 'mp PMP
- Начало САС ............ Конец САС Usa, В
0
Рис. 2. ВАХ солнечной батареи в начале и конце САС при нормальной температуре: Isc - ток короткого замыкания СБ; Imp - ток СБ в точке максимальной мощности; Pmp - мощность СБ в точке максимальной мощности
Основное влияние на параметры ВАХ СБ оказывают три фактора: температура, интенсивность падающего излучения и временная деградация характеристик. Из-за различных скоростей протекания процессов (скорость изменения освещенности и температуры значительно выше скорости радиационной деградации) для анализа обычно принимают допущение о постоянной и равномерной освещенности СБ при фиксированной температуре работы. Для расчета максимального тепловыделения используется токовая ветвь ВАХ СБ в начале САС, поскольку она обеспечивает максимальную токовую нагрузку транзистора.
Соответственно, несмотря на простоту алгоритма управления, проектирование ШС является нетривиальной задачей ввиду нелинейной ВАХ источника питания. При этом необходимо учитывать, что на величину токовой нагрузки ШС влияют такие характеристики СБ, как паразитная выходная емкость и положение рабочей точки на ВАХ. Эти характеристики при замыкании транзистора УТ обеспечивают формирование высокоамплитудного импульса тока, увеличивая электрическую и температурную нагрузки на элемент, снижая надежность работы [10, 13, 20-27].
Учитывая высокие требования к ресурсу и надежности работы ЭПА космического аппарата, данная статья нацелена на определение зависимостей, позволяющих провести оценку токовой нагрузки и тепловыделения транзистора ШС при изменении характеристик СБ и уровня стабилизации выходного напряжения.
Ток шунтового стабилизатора энергии солнечной батареи при замыкании транзистора
На схеме ШС (рис. 3, а) панель СБ, представленная в виде источника тока с паразитной выходной емкостью СэА, в общем случае состоит из дросселя L, ограничивающего амплитуду тока разряда паразитной емкости СБ, транзистора УТ и диода УБ, необходимого для блокирования разряда выходного фильтра Соит, при шунтировании солнечной панели. До момента времени, пока выходное напряжение меньше напряжения стабилизации, транзисторный ключ УТ разомкнут, вся мощность СБ передается в нагрузку R. При превышении выходным напряжением уровня напряжения стабилизации транзисторный ключ УТ замыкается, шунтируя СБ (рис. 3. б).
Изменение тока транзисторного ключа при шунтировании СБ можно представить в виде четырех временных интервалов (рис. 4) 0—/1, ^-/2, t2-tз, /3-/4 (на рисунке не указан), где момент времени 0 соответствует переходу ключа из разомкнутого состояния в замкнутый.
Интервал 0-/1 описывает процесс накопления дросселем энергии, запасенной в паразитной выходной емкости СБ. В момент времени, равный 0, рабочая точка ШС соответствовала точке максимальной мощности на ВАХ СБ, что обеспечивало протекание через дроссель L тока /мр. После замыкания транзи-
сторного ключа, к дросселю прикладывается разница между выходным напряжением СБ (равным сумме напряжений на нагрузке и0иТ и прямого падения на диоде иУБ_) и падением напряжения на замкнутом транзисторе при протекании тока /мр.
L
УБ
"" — С с\Л тт ^
СБ
Ь ¿\Ж>
—сп
я
б
Рис. 3. Схема ШС: а - общая; б - после замыкания транзисторного ключа
1 ^УТ А
Г, мкс
0 Г1 к ч 1
Рис. 4. Диаграмма изменения тока транзистора
Увеличение тока транзистора УТ происходит за счет тока разряда выходной паразитной емкости СБ и одновременного перехода с точки максимальной мощности в область короткого замыкания. Длительность процесса разряда будет определяться постоянной времени колебательного контура CsAL, которую можно определить через индуктивность дросселя шунтирующей ветви L, добротность контура QsA и его волновое сопротивление psA. С учетом вышесказанного максимальную амплитуду тока через транзистор можно определить как
цмр ~^мр • кут
'УГшах
- ^МР + С
8Л •
8,
ЦЛР — Цоит + Цу
ь • а 8Л
81 —-
Р8Л
где имр - выходное напряжение СБ в точке максимальной мощности; RvT - сопротивление сток-исток транзисторного ключа в замкнутом состоянии; 51 -постоянная времени дросселя, зависящая от добротности колебательного контура.
а
я
УТ
50
МР
Длительность интервала 0-^ будет определяться скоростью разряда паразитной емкости до напряжения, падающего на шунтирующей ветви (дроссель и транзистор) при токе СБ в точке максимальной мощности. Аналитическое определение длительности интервала является сложной задачей ввиду нелинейного изменения тока СБ и напряжения шунтирующей ветви. Однако для контура с добротностью меньше единицы (^А < 1), для интервала времени значительно меньше периода рабочей частоты можно линеаризовать зависимости и определить длительность интервала 0-/1 как гх ^ 0,1 нс,
( аг 51 ^
Й5Л
1-е
t
VT t1
while
t1 ^ t1 + ^STEP' tl>
So-
.1-05A
> Zott • I
SH •'MP,
L
^н
где /1 - длительность интервала О-/1; а1 - коэффициент, учитывающий нелинейное изменение тока СБ; 52 - постоянная времени дросселя, зависящая от сопротивления шунтирующей ветви; ZsH - импеданс шунтирующей ветви
= >/4т + Г2 +(2-я-, гЬ - эквивалентное последовательное сопротивление дросселя; ^ - рабочая частота транзистора; ^тбр -шаг расчета.
В течение времени /1 ток транзистора VT экспоненциально увеличивается, стремясь к 1УТ тах. Учитывая последовательное включение дросселя Ь и транзистора УТ, а также влияние добротности колебательного контура на форму тока, величина мгновенного и среднего токов транзистора УТ на интервале 0-/1 будет равна
'VTt,
'mP + 'vTmax ^ 0 otherwise,
'VT avr t1
Pr 81
Qsa t
.1-&A
if t ^ tVT t1'
tVT t1
t
VT t1
'VT 1
dt.
0
где р1 - коэффициент, учитывающий нелинейное изменение тока СБ.
Интервал /1-/2 описывает процесс рассеивания энергии, накопленной в дросселе, где /2 - момент времени, в котором амплитуда тока транзистора становится минимальной. С момента /1 ток транзистора УТ снижается от максимального величины 1УТ тах до значения, близкого к току 1мр. Это обусловлено снижением напряжения паразитной емкости до уровня, при котором суммарный ток СБ и ток разряда пара-
зитной емкости недостаточен для поддержания требуемой величины.
Длительность интервала /1-/2 определяется как величиной добротности колебательного контура, так и скоростью изменения тока в дросселе шунтирующей ветви, ограниченной его индуктивностью. Важную роль при этом играет вид гистерезиса дросселя Ь, в частности, прямоугольность характеристики, которую производители магнитопроводов приводят достаточно редко. В общем случае суммарную длительность интервала 0-/2 можно рассчитать по формуле
tvt t2
t2 ^ 0,1 нс, while 'vt 1 (tvt t1 )•
«2 ^2
1-e
1
> I
mp'
¿2 ^¿2 + tstep, t2,
где /2 - длительность интервала О-/2; 1ут ^ (/ут ^) - ток транзистора в момент времени /ут ^; а2 - коэффициент, учитывающий влияние характеристик дросселя.
Величина тока на интервале /1-/2 при одинаковой индуктивности, но различных характеристиках дросселя может отличаться от расчетной в среднем на 5-7% (в зависимости от характеристик СБ). Принимая это во внимание, учитывая последовательное включение дросселя Ь и транзистора УТ, а также влияние добротности колебательного контура на форму тока, величина мгновенного и среднего токов транзистора УТ на интервале /1-/2, будет равна
Р2 - 52 '
'VT t2
'VT t1 (tVT t1,
0 otherwise,
1-e t2
if tVT t1 ^t ^ tVT t2'
tVT t2
'VTavr 12
i I
tvT t2 - tvT t1 tVT ^
VT t2
dt.
где р2 - коэффициент, учитывающий влияние характеристик дросселя.
Интервал /2-/3 описывает окончание переходного процесса тока СБ и стабилизацию его на уровне тока КЗ, где /3 - момент времени, когда колебания тока шунтирующей ветви минимизируются. В момент времени /2 начинается процесс перераспределения тока СБ между паразитной емкостью солнечной панели и шунтирующей ветвью. К концу интервала /2-/3 происходит полный разряд паразитной емкости, что обеспечивает протекание тока КЗ СБ через транзистор ШС.
Длительность интервала /2-/3 определяется величиной добротности колебательного контура и скоростью перераспределения тока СБ между паразитной емкостью солнечной панели и шунтирующей ветвью. Суммарную длительность интервала 0-/3 можно оценить по формуле
tVT t3
t3 ^ 0,1 нс,
«3-52
while Тур i2 (fyp i2)+ISq • e <3 < h ^ <3 + ^STEP'
<3.
где t3 - переменная, равная длительности интервала 0—13; /vt t2(tvt t2) - ток транзистора в момент времени tvt t2; аз — коэффициент, учитывающий скорость перераспределения тока СБ между паразитной емкостью и шунтирующей ветвью.
На величину и скорость изменения тока транзистора на интервале t2-t3 в основном влияет скорость перераспределения тока СБ между паразитной емкостью и шунтирующей ветвью. С учетом вышесказанного величина мгновенного и среднего токов транзистора VT на интервале t2-t3 будет равна
Р3^2
1vt t3
7VT t2 (tVT t2 ) + ISC •e t3 if tVT t2 ^t ^ tVT t3,
0 otherwise,
I
J tVT t3
VT avr t3 - J
tvT t3 -tvT t2 tVT t2
/уг t3 dt ■
где р3 - коэффициент, учитывающий скорость перераспределения тока СБ между паразитной емкостью и шунтирующей ветвью.
На интервале времени ^-и (где и - момент времени, в который происходит размыкание транзистора, на рис. 4 не указан) мгновенный и средний ток транзистора совпадают и равны току КЗ СБ
и
VT t4 - /VT avr t4
lSC if t > tVT ^, 0 otherwise.
Построив функции /vt t1, /vt t2, /vt t3, /vt t4, а затем просуммировав их, получим диаграмму тока транзисторного ключа /VT после шунтирования СБ (рис. 5). При построении графика использовались следующие параметры:
- характеристики СБ - /sc = 7,4 А; /mp = 6,6 А; Ump = 101 В; Csa = 220 нФ (см. рис. 5, а), и Csa = 440 нФ (см. рис. 5, б);
- параметры ШС - L = 44 мкГн; гь = 100 мОм; Rvt = 52 мОм; Qsa = 0,52 (см. рис. 5, а) и Qsa = 0,37 (см. рис. 5, б); Uout = 100 В; fw = 6,25 кГц;
- для рис. 5, а: ai = 0,38; Pi = 0,38; оъ = 5,8; в2 = 4,8; а3 = в3 = 10;
- для рис. 5, б: a1 = 0,15; 01 = 1,7; 02 = 4,8; Р2 = 1,5; 03 = в3 = 9.
Как видно из рис. 5, увеличение паразитной выходной емкости СБ в два раза привело к увеличению амплитуды тока транзистора в 25,4 А / 18,9 А = 1,3 раза. Перейдя от мгновенных значений тока транзистора к среднему за один рабочий период, получим ток транзистора /vt avr = 8,75 А (см. рис. 5, а) и /vt avr = 8,92 А (см. рис. 5, б).
Таким образом, учет влияния паразитной выходной емкости СБ приводит к увеличению среднего тока за один период работы в Ivт/IsA_sc = 8,75 А/7,4 А = = 1,18 раза (см. рис. 5, а) и Ivт/IsA_sc = 8,92 А/7,4 А = = 1,21 раза (см. рис. 5, б) относительно безъемкостной модели СБ, с максимальным током за период, равный току КЗ СБ (7,4 А). Снижение токовой нагрузки и тепловыделения до уровня, соответствующего безъемкостной модели СБ, достигается при усреднении тока транзистора ^т не менее чем за 5 периодов рабочей частоты. Соответственно, можно сделать вывод, что при использовании СБ с одинаковыми ВАХ, но с различными паразитными емкостями, тепловыделение транзистора ШС будет расти с увеличением паразитной емкости.
/ур А
25 20
15 10
и
гз \ у f /VT avr
-Л- *
/VT /SC t, мкс
80 160 240 320
а
/ур А
25
20 15
10
t2 t3 \
Л
/ AT /S / /VT avr t, мкс
80
160
240
32
б
Рис. 5. Диаграмма тока транзистора: а - при Csa = 200 нФ; б - при Csa = 400 нФ
Задавшись постоянной выходной мощностью СБ и преобразовав уравнение Ivt в функцию вида Ivt = f(CsA, Wdut), получим зависимость среднего тока ШС от характеристик СБ и выходного напряжения (рис. 6). Как видно из полученных диаграмм, линейное увеличение выходного напряжения приводит к экспоненциальному росту тепловыделения транзистора ШС, несмотря на снижение тока КЗ и неиз-
5
0
5
0
менную паразитную емкость СБ. Данное явление обусловлено ростом влияния тока разряда паразитной емкости на средний ток транзистора, увеличение которой значительно превосходит спад тока КЗ.
Характер зависимости тепловыделения транзисторного ключа позволяет предположить о наличии таких значений выходного напряжения, при которых достигается минимальная токовая нагрузка транзистора при использовании СБ с заданной выходной паразитной емкостью.
15
10
(/sc/Zvt)2
•sc /sc/Zvt
100
•vT' A
125
150
175
45
30
15
(/sc//vt)^
Isc/Ivt
^ •sc J___
M--- 1——1-
100
125
150
б
175
^OUT' В
Рис. 6. Диаграммы изменения тепловыделения транзистора ШС в зависимости от напряжения выходной шины: а - при Csa = 200 нФ; б - при Csa = 400 нФ
Экспериментальные данные
На рис. 7 приведены осциллограммы работы макетного образца ШС энергии СБ, стабилизирующего выходное напряжение на уровне 100 В. Для эксперимента применялось оборудование со следующими характеристиками:
- имитатор солнечной батареи (Keysight E4360A с двумя модулями E4362A): Ump = 101 В; Imp = 6,6 А; Isc = 7,4 А; паразитная емкость имитировалась подключением к выводным клеммам имитатора конденсаторов К78-17 емкостью 200 нФ;
- шунтовой стабилизатор: L = 44 мкГн (магни-топровод МП-60, 2 кольца K19x11x4,8, 28 витков); rL = 100 мОм; fw = 6,25 кГц; RVT = 51 мОм (два по-
следовательно включенных транзистора IRFP4868PbF); Цэит = 100 В; QsA = 0,74 (см. рис. 6, а) и QsA = 0,52 (см. рис. 6, б).
Результаты сравнения показали хорошую сходимость расчетных и экспериментальных значений тока транзистора, разница не превышает 10%.
Заключение
Проведенный анализ процессов, протекающих в ШС космического аппарата, показал, что учет реальных характеристик СБ при оценке токовой нагрузки транзистора преобразователя показывает увеличение среднего тока относительно тока КЗ более чем на 10%. Полученные уравнения позволяют оценить величину превышения токовой нагрузки транзисторов относительно номинального тока КЗ СБ, что позволяет применять предлагаемую методику для инженерного расчета.
б
Рис. 7. Осциллограммы ШС при шунтировании СБ: а - при Csa = 200 нФ; б - при Csa = 400 нФ
Повышение рабочего напряжения при постоянной выходной мощности СБ не позволяет повысить КПД ШС, так как рост тока разряда паразитной емкости СБ приводит к увеличению среднего тока транзистора за период, что компенсирует снижение тока самой солнечной батареи.
Зависимость тепловыделения транзисторного ключа от значения выходной паразитной емкости и стабилизированного напряжения нагрузки имеет экспоненциальный вид, что позволяет предполагать о наличии точки минимальной токовой нагрузки.
5
0
^OUT, В
а
0
Литература
1. O'Sullivan D. The sequential switching shunt regulator (S3R) / D. O'Sullivan, A.H. Weinberg // ESTEC Spacecraft Power Conditioning Seminar. - 1977. - P. 123-131.
2. Sequential Switching Shunt Regulator for Satellite Power Control System / A.M. Kamel, A.S. El-Wakeel, U.R. Abou Zayed // IOSR-JEEE. - 2017. - Vol. 12. - P. 78-83.
3. Intelligent Sequential Switching Shunt Regulation for Satellite Solar Arrays / A.M. Kamel, U.R. Abou Zayed, A.S. El-Wakeel, W.A.Wahballah // IEEE Aerospace Conference. - 2018. - P. 1-10.
4. Comparison of Shunt Regulators Based on DC-DC Boost Topologies / D.A. Kurochkin, T.E. Shults, A.V. Geist, D.A. Shtein // 20th International Conference On Micro / Nano-technologies and Electron Devices. - 2019. - P. 586-590.
5. A new Sequential Switching Shunt Regulator - Digital Shunt Regulator (S3R-DSR) for Solar Array Regulators / A. Garrigos, J.A. Carrascol, J.M. Blanes, E. Sanchis-Kilders // IEEE ISIE. - 2006. - P. 1064-1069.
6. Кобзев А.В. Многозонная импульсная модуляция. Теория и применение в системах преобразования параметров электрической энергии. - Новосибирск: Наука, 1979. - 304 с.
7. Кобзев А.В. Модуляционные источники питания РЭА / А.В. Кобзев, Г.Я. Михальченко, Н.М. Музыченко. -Томск: Радио и связь, 1990. - 336 с.
8. Carlos L. Salinas. A hybrid sequential switching shunt regulator (HS3R) for satellites // International Journal of Information and Electronics Engineering. - 2013. - Vol. 3, No. 5. -P. 453-456.
9. Gianninoto G. A new, single diode, sequential switching shunt regulator. Scorzafava, D. Carlani // 11th European Space Power Conference. - 2017. - P. 1-8.
10. Modeling of the Section Capacitance to Interface with a S3R / A. Fernández, J.R. González // 11th European Space Power Conference. - 2017. - P. 10-18.
11. Garrigos A. Influence of the parasitic solar array capacitance in the sequential switching shunt series regulator // 13-th IEEE mediterranean electrotechnical conference. -2006. - P. 1198-1201.
12. Comparative Study of SiC Transistors for Active Current Limitation in S3R / D. Marroqui, J. Borrell, R. Gutierrez, J.M. Blanes, A. Garrigos, En. Maset // Elektroni-ka ir Elektrotechnika. - 2017. - Vol. 23, No. 5. - P. 54-60.
13. Mourra O. Buck Boost Regulator (B2R) for spacecraft / O. Mourra, A. Fernandez, F. Tonicello // Twenty-Fifth Annual IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC). - 2010. - P. 1313-1319.
14. DC/DC Boost Converter with Additional Inductance for the Space Power Supply System / A.V. Geist, A.V. Sidorov, D.V. Korobkov, A.G. Volkov // 19th International Conference of Young Specialists on Micro / Nanotechnologies and Electron Devices. - 2018. - P. 6403-6408.
15. Delepaut C. S3R stability margins and design guidelines // ESPC. - 2008. - P. 54-60.
16. Sanchis-Kilders E. A power conditioning unit for high power GEO satellites based on the sequential switching shunt series regulator / E. Sanchis-Kilders, J.A. Carrasco, J.M. Blanes // IEEE Mediterranean MELECON. - 2006. -P. 1186-1189.
17. Tepsa T. Adjustable Shunt Regulator Based Control Systems / T. Tepsa, T. Suntio // IEEE Power Electronics Letters. - 2003. - Vol. 1, No. 4. - P. 93-96.
18. Цыпкин Я.З. Релейные автоматические системы. -М.: Наука, 1974. - 576 с.
19. Current limitation techniques in a S3R power cell / A. Garrigos, J.A. Carrasco, J.M. Blanes, E. Sanchis-Kilders // IEEE ISIE. - 2006. - Vol. 1. - P. 1064-1069.
20. Design of a Single PWM Section Shunt Switching Unit for High Power Space System / D.H. Lee, B.H. Cho, A.R. Patil, F.C. Lee // 26th Annual IEEE Power Electronics Specialists Conference. - 1995. - Vol. 1. - P. 145-149.
21. Effect of Solar Array Capacitance on the Perfomance of Switching Shunt Voltage Regulator / R.A. Kumar, M.S. Suresh, J. Nagaraju // IEEE Transactions on power electronics. - 2006. - Vol. 21, No. 2. - P. 543-548.
22. Zhu H. Influence of Multijunction Ga/As Solar Array Parasitic Capacitance in S3R and Solving Methods for HighPower Applications / H. Zhu, D. Zhang // IEEE Transactions on power electronics. - 2014. - Vol. 1, No. 29. - P. 179-190.
23. Influence of the Current Mismatch in Triple-Junction Solar Cells on Power Losses in S3R / N.N. Goryashin, A.V. Karpenko, A.S. Sidorov // IEEE Journal of photovoltaics. -2014. - Vol. 4, No. 2. - P. 722-728.
24. Алгоритмы управления многоканальным шунто-вым стабилизатором напряжения с цифровой системой автоматического управления / И.М. Журавлев, А.С. Асоча-ков, А.А. Дружинин, А.А. Лопатин // Доклады ТУСУР. -2021. - № 2. - С. 84-90.
25. Анализ зависимости величины токовой нагрузки транзисторного ключа шунтового преобразователя энергии от параметров схемы и характеристик солнечной батареи / И.М. Журавлев, А.Г. Струговец, Е.И. Крутских // Практическая силовая электроника. - 2022. - Т. 85, № 1. - С. 42-46.
26. Анализ потерь мощности в шунтовом стабилизаторе напряжения короткозамыкающего типа / А.В. Гордеев, Н.Н. Горяшин, А.С. Сидоров // Вестник СибГАУ им. акад. М.Ф. Решетнева. - 2012. - Т. 1, № 4. - С. 17-22.
27. Моделирование динамических процессов в шунтовом стабилизаторе напряжения / А.В. Гордеев, А.С. Сидоров // IEEE Power Electronics Letters. - 2003. - Т. 1, № 4. - P. 93-96.
Дударьков Денис Олегович
Инженер-конструктор Акционерного общества
«Информационные спутниковые системы»
им. акад. М.Ф. Решетнёва»
Ленина ул., д. 52, г. Железногорск, Россия, 662972
Тел.: +7-991-375-28-08
Эл. почта: dudarkovdo@iss-reshetnev.ru
Хлыстунов Михаил Евгеньевич
Инженер-конструктор 3 категории
Акционерного общества «Информационные спутниковые
системы» им. акад. М.Ф. Решетнёва»
Ленина ул., д. 52, г. Железногорск, Россия, 662972
Тел.: +7-908-023-68-81
Эл. почта: hlystunovme@iss-reshetnev.ru
Журавлев Иван Михайлович
Инженер-конструктор 2 категории
Акционерного общества «Информационные спутниковые
системы» им. акад. М.Ф. Решетнёва»
Ленина ул., д. 52, г. Железногорск, Россия, 662972
Тел.: +7-908-021-37-24
Эл. почта: zhuravlevim@iss-reshetnev.ru
Dudarkov D.O., Khlystunov M.E., Zhuravlyov I.M. Analysis of shunt converter transistor switch current depend at the output voltage value and solar array characteristics
The article investigates shunt converter transistor switch current correlation from the output stabilized voltage level and solar array characteristics, including parasitic output capacitance. Shunt converter heat dependence graphs at output voltage for various solar array parasitic characteristics are obtained. Calculation results verification by shunt converter prototype sample was obtained.
Keywords: solar array, shunt stabilizer, S3R, parasitic output solar array capacitance, transistor current. DOI: 10.21293/1818-0442-2022-25-2-75-81
References
1. O'Sullivan D., Weinberg A. H. The sequential switching shunt regulator (S3R). ESTEC Spacecraft Power Conditioning Seminar, 1977, pp. 123-131.
2. Kamel A.M., El-Wakeel Amged S., AbouZayed Usa-ma R. Sequential Switching Shunt Regulator for Satellite Power Control System. IOSR Journal of Electrical and Electronics Engineering, 2017, vol. 12, pp. 78-83.
3. Kamel A.M., Abou Zayed U.R., El-Wakeel A.S., Wahballah W.A. Intelligent Sequential Switching Shunt Regulation for Satellite Solar Arrays. IEEE Aerospace Conference, 2018, pp. 1-10.
4. Kurochkin D.A., Shults T.E., Geist A.V., Shtein D.A. Comparison of shunt regulators based on DC-DC boost topologies. 20th International Conference on Micro/Nano-technologies and Electron Devices, 2019, pp. 586-590.
5. Garrigos A., Carrascol J.A., Blanes J. M., Sanchis-Kilders E. A new sequential switching shunt regulator - digital shunt regulator (S3R-DSR) for solar array regulators. IEEE International Symposium on Industrial Electronics, 2006, pp. 1064-1069.
6. Kobzev A.V. Mnogozonnaya impulsnaya modulyaciay. Teoriay Iprimenenie v sistemah preobrazovaniya parametrov elektricheskoj energii. [Multi-zone pulse modulation. Theory and practice application in system of parameters converter]. Novosibirsk, Science, 1979, 304 p. (in Russ.).
7. Kobzev A.V., Mihalchenko G.Y., Muzychenko N.M. Modulyacionnye istochniki pitaniay REA [Modulation power supplies for REE]. Tomsk, Radio and communications, 1990. 336 p. (in Russ.).
8. Carlos L. Salinas. A hybrid sequential switching shunt regulator (HS3R) for satellites. International Journal of Information and Electronics Engineering, 2013, vol. 3, no. 5, pp. 453-456.
9. Gianninoto G., Scorzafava E., Carlani D. A new, single diode, sequential switching shunt regulator. 11th European Space Power Conference, 2017, pp. 1-8.
10. Fernández A., González J.R. Modeling of the Section Capacitance to Interface with a S3R. 11th European Space Power Conference, 2017, pp. 10-18.
11. Garrigos A. Influence of the parasitic solar array capacitance in the sequential switching shunt series regulator. 13th IEEE Mediterranean Electrotechnical Conference, 2006, pp. 1198-1201.
12. Marroqui D., Borrell J., Gutierrez Ro., Blanes J.M., Garrigos A., Maset E. comparative study of sic transistors for active current limitation in S3R. Elektronika i Elektrotechnika, 2017, vol. 23, no. 5, pp. 54-60.
13. Buck Boost Regulator (B2R) for spacecraft / O. Mourra, A. Fernandez, F. Tonicello // Twenty-Fifth Annual IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC), 2010, pp. 1313-1319.
14. Geist A.V., Sidorov A.V., Korobkov D.V., Volkov A.G. DC/DC boost converter with additional inductance for the space power supply system. 19th International
Conference of Young Specialists on Micro/Nanotechnologies and Electron Devices, 2018, pp. 6403-6408.
15. Delepaut C. S3R stability margins and design guidelines. ESPC, 2008, pp. 54-60.
16. A power conditioning unit for high power GEO satellites based on the sequential switching shunt series regulator. IEEE Mediterranean MELECON, 2006, pp. 1186-1189.
17. Tepsa T., Suntio T. adjustable shunt regulator based control systems. IEEE Power Electronics Letters, 2003, vol. 1, no. 4, p. 93-96.
18. Zhipkin Y.Z. Automatically relay system. M.: Science, 1974, 576 p. (in Russ.).
19. Current limitation techniques in a S3R power cell / A. Garrigos, J.A. Carrasco, J.M. Blanes, E. Sanchis-Kilders // IEEE International Symposium on Industrial Electronics. 2006, vol. 1, pp. 1064-1069.
20. Design of a single PWM section shunt switching unit for high power space system / D.H. Lee, B.H. Cho, A.R. Patil, F.C. Lee // 26th Annual IEEE Power Electronics Specialists Conference. 1995. vol. 1, pp. 145-149.
21. Effect of solar array capacitance on the perfomance of switching shunt voltage regulator / R.A. Kumar, M.S. Suresh, J. Nagaraju // IEEE Transactions on Power Electronics. 2006, vol. 21, no. 2, pp. 543-548.
22. Zhu H. Influence of Multijunction Ga/As solar array parasitic capacitance in S3R and solving methods for highpower applications / H. Zhu, D. Zhang // IEEE Transactions on Power Electronics. 2014. vol. 1, no. 29, pp. 179-190.
23. influence of the current mismatch in triple-junction solar cells on power losses in S3R / N.N. Goryashin, A.V. Karpenko, A.S. Sidorov // IEEE Journal of Photovolta-ics. 2014, vol. 4, no. 2, pp. 722-728.
24. control algorithms for multichannel shunt voltage converter with digital control system / A.S. Asochakov, A.A. Druzhinin, I.M. Zhuravlyov, A.A. Lopatin // Proceedings of TUSUR University. 2021, № 2, pp. 84-90 (in Russ.).
25. Analysis of a shunt converter transistor switch current loading dependence on the circuit parameters and solar array characteristics / I.M. Zhuravlyov, A.G. Strugovets, E.I. Krutskikh // Practical Power Electronics. 2022, vol. 85, no. 1. pp. 42-46 (in Russ).
26. Analysis of shunt voltage stabilizer power losess / N.N. Goryashin, A.V. Karpenko, A.S. Sidorov // Terms of SibGAU. 2012, vol. 1, no. 4. pp. 17-22 (in Russ.).
27.Modeling of shunt voltage stabilizer dynamical regime / ndrey V. Karpenko, Alexander S. Sidorov // IEEE Power Electronics Letters. 2003, vol. 1, no. 4, pp. 93-96 (in Russ.).
Denis O. Dudarkov
Design Engineer, JSK Academician M.F. Reshetnev
Information Satellite System
52, Lenin st., Zheleznogorsk, Russia, 662972
Phone: +7-991-375-28-08
Email: dudarkovdo@iss-reshetnev.ru
Mikhail E. Khlystunov
Design Engineer, JSK Academician M.F. Reshetnev
Information Satellite System
52, Lenin st., Zheleznogorsk, Russia, 662972
Phone: +7-908-023-68-81
Email: hlystunovme@iss-reshetnev.ru
Ivan M. Zhuravlyov
Design Engineer, JSK Academician M.F. Reshetnev
Information Satellite System
52, Lenin st., Zheleznogorsk, Russia, 662972
Phone: +7-908-021-37-24
Email: zhuravlevim@iss-reshetnev.ru
