航天器开关上电脉冲抑制方法研究

王 力，吴建超，王 杰，刘 密，何 雄，陈永刚

（1.北京卫星制造厂有限公司，北京 100094；2.北京空间电源变换与控制工程研究中心，北京 100080）

航天器供配电系统中通常采用机械开关作为大功率通路的控制开关。由于系统下游设备众多，在上游通路开关闭合瞬间，会在母线上产生快速的脉冲尖峰。该脉冲尖峰产生时间要早于一般的开机浪涌电流，脉冲峰值更比稳态电流高几百倍，上升沿更陡，上升时间达ns 数量级，因此该上电脉冲会给配电系统带来严重危害，譬如烧毁前级电源、烧毁通路保险丝、机械开关触点粘连或者对其他电路造成严重干扰等。本文在剖析开关上电脉冲产生机理的基础之上，分析了开关上电脉冲与常规浪涌电流的不同，对比了几种开关上电脉冲抑制方法的优劣，最终给出了一种最佳抑制方案。

1 开关上电脉冲产生机理

典型宇航供配电系统[1]如图1 所示，为抑制传导干扰，配电单机在DC-DC 变换器输入端设置电磁干扰EMI（electromagnetic interference）滤波电路，其中含有大量的电容。当继电器闭合瞬间，电源对滤波电容进行充电时，会产生很大的滤波电容充电脉冲电流，这也是导致开关上电脉冲产生的主要原因。

图1 典型卫星供配电系统Fig.1 Typical satellite power supply and distribution system

图1 所示的配电单机在开关闭合瞬间存在3 个电流尖峰，设备启动过程的输入电流如图2 所示。

图2 设备启动过程输入电流Fig.2 Input current during the startup process of equipment

如图2（a）所示的设备启动过程输入电流中，第①个电流尖峰为机械开关触点闭合瞬间单机内部寄生电容和等效共模电容快速充电形成的电流，为与常规浪涌电流区分，本文称其为开关上电脉冲；第②个电流尖峰为单机内部浪涌抑制差模电容充电形成的电流，为常规浪涌电流；第③个电流尖峰为单机内部DC-DC 变换器启动过程产生的过冲，称为启动电流；④为若没有内部浪涌抑制电路，电流尖峰①和②将在原电流尖峰①的位置叠加产生幅值勤超过百安的大电流脉冲尖峰，会对熔断器和机械角点造成损伤。本文所研究的对象为第①个电流尖峰，即开关上电脉冲。图2（b）为某配电单机正线外接机械开关，开关闭合瞬间的输入电流实测波形。由于该配电单机内部包含2 个DC-DC 模块，因此，第③个电流尖峰包含2 个模块的启动电流。开关上电脉冲主要由电路中寄生电容快速充电产生，其峰值和形状与上电脉冲回路路径中器件寄生参数、线路布局等密切相关。

图3 为上述某配电设备原理简图，该设备包括配电电路部分（为18 路开关）和辅助供电电路部分（为滤波器和DC-DC 变换器）。根据实测和分析，辅助供电电路滤波器中包含很多共差模滤波电容，是开关上电脉冲的主要贡献部分。本文以该设备为例给出开关上电脉冲路径分析。

图3 某配电设备原理Fig.3 Schematic of one power distribution equipment

图4 给出了该配电设备上电脉冲主要贡献部分的路径分析。设备中包括主、备两路滤波器和DCDC 变换器，其主备电路完全相同，因此图4 中只给出了主份电路的路径分析。根据浪涌测试标准[2]，上电脉冲测试时须将设备机壳与电源回线相连。由图4 可知，在开关S1闭合瞬间，上电脉冲主要有以下3条路径。

图4 上电脉冲路径分析Fig.4 Power-on pulse path analysis

3 条路径在图4 中用虚线标示，从右向左依次为：路径①，通过正线对壳共模电容C3、C4或寄生电容C 回到机壳地；路径②，通过差模电容C1、C2，共模电容C5、C6或寄生电容C 回到机壳地；路径③，通过差模电容C1、C2，浪涌抑制管M1 的DS 寄生电容直接回到电源负线（机壳地）。

设备中采用NMOS 进行浪涌抑制，是利用MOSFET 场效应管控制其在可变电阻区的导通过程。该机理在很多文献有详细说明，本文不再赘述。由于开关上电脉冲产生在NMOS 浪涌抑制工作之前，是对回路中等效电容进行快速充电，此时，浪涌抑制管的栅源电压UGS还未达到开启电压。

开关上电脉冲和常规浪涌电流本质都是对回路等效电容进行快速充电，只是开关上电脉冲产生于常规浪涌抑制之前，即常规浪涌抑制电路无法对上电脉冲起到抑制作用。

2 开关上电脉冲分析方法

继电器闭合瞬间，开关上电脉冲回路等效电路原理如图5 所示。图中K 为继电器，C 为回路等效电容，L 为回路等效电感，ESR 为回路等效电阻。由于回路中L 和R 较小，而电容较大，上电瞬间会产生很大的电容充电电流，可采用定量和定性两种方法对开关上电脉冲进行分析。

图5 开关上电脉冲回路等效电路Fig.5 Equivalent circuit of switch power-on pulse loop

2.1 定量分析

开关上电脉冲回路等效电路可通过二阶常微分方程[3]表示为

其特征方程

式中，λ 为特征方程的根，可求得

根据特征根形式的不同，即ω0和δ 的相互关系不同，RLC 电路的响应状态可分为欠阻尼、临界阻尼和过阻尼3 种情况，通常用阻尼比来表示。若ω0＞1，即特征方程的两根为实根，则电路响应为过阻尼的非振荡放电过程；若ω0=1，即两根为相等实根，则电路响应为临界阻尼的非振荡放电过程；若ω0＜1，即两根为共轭虚根，则电路响应为欠阻尼的衰减振荡放电过程。RLC 电路响应波形和开关上电脉冲实测波形如图6 所示。

图6 RLC 电路响应波形和开关上电脉冲实测波形Fig.6 RLC circuit response waveforms and measured waveforms of switch power-on pulse

根据图6（b）开关上电脉冲实测波形可知，开关上电脉冲等效回路状态为欠阻尼衰减振荡，则其微分方程的解为

设U0为开关闭合时电容的初始电压。利用边界条件

可求得开关上电脉冲解的函数表达式为

利用Matlab 并结合实测数据进行曲线拟合即可获得上电脉冲时域曲线，对时域曲线进行傅里叶分析即可获得频域分布[4-10]。根据实测波形图6（b）可知，开关上电脉冲周期T 约为1 μs，ωd=2π/T=6.28×106，取L=1 μH，利用Matlab，根据式（8）对实测波形进行拟合，可求得

对该函数进行傅里叶变换，得

由此可得到信号频谱图，如图7（a）所示。由图可见，电流幅值峰值出现在1 MHz 左右，且随着频率的增加，幅值逐渐衰减。进一步分析干扰信号的能量特征，则不同频率f1、f2区间的能量可表示为

通过式（11）可得各频带能量幅值分布，如图7（b）所示。可见，上电脉冲是一种宽带干扰，且低频断占据了绝大部分能量。上电脉冲的幅值和时频特性主要取决于等效回路中的电容，结合工程经验可知，上电脉冲回路的等效电容主要源于滤波电路中的电容以及MOS 管等器件的寄生电容、导线束与机壳的分布电容等。在实物设计中通过加大设计间距、不同电压等级分束绑扎等方法可以减小这些寄生和分布电容。

图7 开关上电脉冲频谱和能量分布Fig.7 Switch power-on pulse spectrum and pulse energy distribution

2.2 定性分析

往往在工程实际中，采用较简单的定性分析法，辅助工程整改方案的实施验证。设供电电源为U0，建立回路方程并求解，得

由式（13）可知，上电脉冲等效回路阻抗越大，等效回路电流越小，因此，增加回路电阻、增加回路电感和减小回路电容是减小上电脉冲的3 种方法。由于增加回路电感会引起母线振荡，一般不采取该方案，而根据滤波电路和DC-DC 变换器的设计需求，回路电容也很难减小。由定性分析可知，增加回路电阻是工程较为实用的减小上电脉冲的方法。

3 开关上电脉冲抑制方法

负温度系数NTC（negative temperature coefficient）限流电阻以及MOSFET 浪涌抑制电路均是依据该增加回路电阻原理来减小回路脉冲电流。

3.1 NTC限流电阻

工业上常采用NTC 限流电阻[11-12]，该电阻阻值会随温度升高而降低。在电源启动或开关闭合时，电阻阻值（常温状态）很高，可以有效抑制上电脉冲回路电流，而电源启动之后，NTC 电阻迅速升温，阻值减少至室温时的1/15。NTC 受环境温度影响较大，若开机瞬间环境温度不是常温，那么将起不到限流作用，可靠性差，同时功率损耗大，仅适用于对功率损耗指标要求较低的产品。NTC 电阻使用示意如图8 所示。

图8 NTC 电阻使用示意Fig.8 Schematic of the use of NTC resistor

3.2 MOS 管浪涌抑制

宇航电子设备常用MOSFET 场效应管控制其在可变电阻区的导通过程，而抑制设备内部差模电容瞬间充电产生的浪涌电流主要有PMOS 和NMOS 两种浪涌抑制方案，其方案具体原理在文献[13-15]均有介绍，本文不再赘述。该浪涌抑制电路对开关上电脉冲起不到抑制作用，但本文需要说明的是，PMOS 和NMOS 两种浪涌抑制方案下，由于开关上电脉冲的路径不同，因此波形也不同。

当采用PMOS 浪涌抑制时，MOS 管位于正线总闸处，相当于在其他几个路径中串联了一个pF 级小电容，降低了回路等效电容，从而使得其上电脉冲低于NMOS 浪涌抑制方案的。但是PMOS 器件的Rds略大，抗辐照的大功率管很少，因此在宇航设备中大功率浪涌抑制回路大都采用NMOS 进行浪涌抑制。

在图4 所示案例的配电设备中，开展了PMOS和NMOS 两种浪涌抑制方案电路下开关脉冲电流的实测对比，NMOS 和PMOS 方案实测波形如图9所示。其中，采用NMOS 抑制电路，开关上电脉冲幅值为4.8 A；采用PMOS 抑制电路，开关上电脉冲幅值为1.57 A。随着配电系统愈加复杂，开关后级设备增多，2 种浪涌抑制电路下开关上电脉冲幅值差异更大。

图9 NMOS 和PMOS 方案实测波形Fig.9 Measured waveforms in NMOS and PMOS schemes

综上，采用MOS 管抑制浪涌电流，EMI 滤波器的X 电容和Y 电容对抑制电磁干扰有作用，但是又形成浪涌以及上电脉冲回路。因此，有一种解决方案是在较大的滤波电容上串联电阻来抑制浪涌或者上电脉冲的峰值，如图10 所示，但该方法在正常工作时会引入一定的热耗。

图10 滤波电容串限流电阻Fig.10 Filter capacitor string current-limiting resistor

通过分析可知，NTC 限流电阻可靠性较差，不适用于航天应用，而常规MOSFET 管抑制电路无法抑制开关上电脉冲，在滤波电容串联电阻会在正常工作中引入热耗。

4 航天器开关上电脉冲的抑制方法

为了从源头解决开关上电脉冲，做到设计可控，本文提出一种航天器开关上电脉冲抑制方法，其原理如图11 所示，在功率开关K1触点两端并联一个小继电器K2串电阻R1的支路。

图11 一种开关上电脉冲抑制方案原理Fig.11 Schematic of switch power-on pulse suppression scheme

两开关的驱动电路如图12 所示。K1X/Y 为功率开关置位（X）/复位（Y）线圈，K2X/Y 为继电器置位（X）/复位（Y）线圈。二极管V1和V2与继电器线圈并联构成保护电路，其作用是抑制继电器线圈断电瞬间产生的自感应电动势，同理，二极管V4和V5与功率开关线圈并联构成保护电路。C1和C2为延时电容，作用是通过三极管T1缓慢上电，让MOS管gs 两端缓慢加电，使MOS 管缓慢开通，从而确保功率开关线圈缓慢加电，使得指令到达时，继电器开关K2先于功率开关闭合或断开，从而起到浪涌抑制的作用，同时保护继电器触点。

图12 开关驱动电路Fig.12 Switch drive circuit

当闭合指令到达时，继电器K2先于功率开关K1闭合，利用电阻R1对后级电路进行充电，图11中和C 分别是后级电路的等效输入阻抗和等效电容。在开关闭合瞬间，后级电路未进入工作状态，。当经过约3R1C 的充电时间，C 基本达到稳态电压，若一次母线电压为100 V，则C 最终稳态电压为。当经过约3R1C 的时间，功率开关K1再闭合，由于后级通路已经预充电，功率开关K1闭合瞬间将不会产生较大的浪涌尖峰。

功率开关K1触点的额定电流远大于继电器K2触点的，在闭合时，继电器开关K2支路中有电阻限流，保护继电器触点不被大电流损伤；当断开时，继电器开关K2先于功率开关K1断开，对继电器触点起到保护作用。C1和C2的作用是让MOS 管gs两端缓慢加电，使MOS 管缓慢开通，从而确保功率开关线圈缓慢加电，使得指令到达时继电器优先断开，即继电器先于功率开关闭合或断开，从而起到浪涌抑制的作用，同时保护继电器触点。

图13 开关上电时序Fig.13 Switch pulse-on sequence

由于电源输入电压适应范围较宽，当电容C 充电到70 V 时，后级DC-DC 变换器开始工作，电源会有功率输出，同时R1上有较大压降，C 的电压不再上升，当K1闭合瞬间，电源电压100 V 与电容C电压仍存在压差，且后级回路阻抗较低，仍然存在浪涌电流。因此，可利用MOS 浪涌抑制电路的延时作用，确保C 充满电后再启动DC-DC 变换器。

该方案通过仿真及工程实测进行验证，验证平台如图14 所示。功率开关K1配电通路后级挂接1 台一次设备和7 台二次设备，随开关K1的闭合自动上电。在未采用该抑制方案之前，开关K1闭合瞬间母线上电脉冲峰值的工程实测值为59.1 A；采用本文提出的抑制方案，即将K1触点两端并联一个小继电器K2串电阻R1的支路，K1闭合瞬间母线上电脉冲峰值的工程实测值为22.2 A。

图14 系统接线图Fig.14 System wiring diagram

采用Saber 软件开展仿真验证，仿真结果如图15 所示。可见，系统未采用抑制方案时，上电脉冲电流仿真结果为56.87 A；采用抑制方案后，上电脉冲电流仿真结果为30.17 A。

图15 抑制方案实施前后仿真波形Fig.15 Simulation waveforms before and after the implementation of suppression scheme

系统实测波形验证结果如图16 所示。可见，系统未采用抑制方案时，上电脉冲电流实测结果为59.1 A；采用抑制方案后，上电脉冲电流实测结果为22.2 A。

图16 抑制方案实施前后实测波形Fig.16 Measured waveforms before and after the implementation of suppression scheme

5 结语

在大型配电系统中，上游总闸处机械开关闭合瞬间，由于下游设备众多且随开关闭合自动上电，导致开关上电脉冲达几十A，严重影响系统设备安全。但当前尚未在宇航系统中开展过上电脉冲的抑制研究，大多是对常规浪涌抑制电路的研究，而常规浪涌抑制电路对上电脉冲起不到抑制作用。随着航天器供电日益复杂，开关上电脉冲引起的问题愈加引起关注。本文针对开关上电脉冲提出的抑制方案，具有轻量化、小型化、工程可实施化的优点，且经过了仿真和工程验证。