图1 飞行试验调试阶段示意图
Fig.1 Diagram of flight test commissioning phase
摘要 针对临近空间飞行器中带吊舱类的飞行器在地面调试和放飞期间由于吊舱存在旋转和摆动工况而无法有线连接持续供电的问题，该文设计了一套基于LCC-S补偿拓扑的临近空间飞行器用磁耦合谐振式无线充电系统。首先，提出一种新型碗状耦合结构，可以同时实现抗旋转偏移和任意方向的抗摆动偏移；其次，为进一步增强其抗摆动偏移性能，以降低耦合系数波动率（KFR）为主要目标，以接收端质量为约束，借助有限元仿真软件对耦合结构关键几何参数进行分析和设计，进而对线圈匝数和磁心厚度进行了优化；最后，搭建输出功率为1 kW的无线供电实验平台并对系统性能进行实验验证。实验结果表明：所提出的新型碗状耦合结构可实现360°的抗旋转偏移；且具备在任意摆动方向[-10°, 10°]摆动偏移角下的抗摆动偏移性能，最大耦合系数波动率KFR为0.286，系统传输效率保持在83.0%～87.1%。
关键词：无线充电 临近空间 磁耦合结构 抗偏移 传输效率
临近空间是介于航空与航天之间的空域，其高度在20～100 km之间，是目前各国正在探索研究的热点区域。当前能够在该区域长时间飞行的低速临近空间飞行器包括高空科学气球、平流层飞艇和太阳能飞机等。其中，高空科学气球因其发放简便、载重能力大、飞行成本低等优势，特别是能够携带大质量的吊舱搭载有效载荷，受到众多载荷应用单位的青睐[1-2]。
高空科学气球系统由球体、吊绳、吊舱三部分组成，能源系统、综合测控系统以及载荷等相关设备均位于吊舱内。其飞行试验流程包括试验准备、充气发放、飞行（上升、平飞）、降落回收四个阶 段[3]。高空科学气球根据任务不同分为长航时和短航时两类，长航时气球一般采用光伏+储能电池供电，短航时气球为储能电池供电模式。储能电池位于吊舱内，受系统搭载重量影响，电池容量受限且在飞行前需要充满，而气球系统在试验准备阶段会多次进行载荷调试和系统集成调试，实时消耗电池电量，需要连接充电线缆供电。太阳电池标定、天文观测等科学试验系统在调试阶段需要将吊舱吊 起[4-5]，如图1所示。不同于刚性连接系统，吊舱由一定长度的软性吊绳与球体连接并悬挂于球体下方。受风力等因素影响，此时吊舱与悬吊点之间发生旋转和摆动，会令供电线缆产生缠绕。另外，由于临近空间的低温环境，需要在试验准备阶段对吊舱进行保温封舱，更给线缆供电带来了不便。
图1 飞行试验调试阶段示意图
Fig.1 Diagram of flight test commissioning phase
无线电能传输（Wireless Power Transfer, WPT）技术凭借安全、灵活、便捷和易维护等优势，很快得到了广泛的关注和研究。磁耦合谐振式无线电能传输（Magnetic Coupling Resonant Wireless Power Transfer, MCRWPT）技术在传输距离、传输功率、传输效率等各个方面具有明显优势，适合近场无线传能或无线充电的场合。利用MCRWPT为吊舱内储能电池供电可解决上述线缆供电带来的问题。在MCRWPT中，磁耦合结构是能量耦合的核心部件，收发端准确对位是决定传输效率的重要因素。本文所提出的MCRWPT系统能量发射装置位于地面，接收装置位于吊舱内，吊舱旋转或摆动使得接收装置发生偏移，会影响系统的传输性能。
磁耦合结构的形状直接影响磁场的分布，其设计严格受限于应用对象和应用环境[6]。针对特定场景对耦合结构的形状进行设计及优化，可增强系统的抗偏移性从而提高其能量传输性能。电动汽车MCRWPT中的线圈偏移问题已引起广泛关注，该场景下的偏移情况主要为位置偏移和旋转偏移。为有效应对这些偏移，文献[7]设计了一种非对称D4Q双层线圈磁耦合结构，以增强抗位置偏移及抗旋转偏移能力。文献[8]提出了一种中心对称线圈，接收线圈由四个未相互解耦的单极线圈和一个十字形线圈组成，提高了整个充电平面的抗位置及旋转偏移能力。文献[9]提出了一种双正交D（Double Quadrature D, DOQ）耦合结构，增强了平面上多方向的抗位置偏移和抗旋转偏移性能。无人机MCRWPT系统面临的偏移情况与电动汽车类似。重庆大学设计的耦合结构发射端由8个线圈组成，接收端为两个无人机起落架中的矩形线圈，可以适应360°的抗旋转偏移，并显著提高了位置偏移的范 围[10]。哈工大团队提出了一种多绕组耦合结构，增强了平面x、y方向上及360°旋转的抗偏移能力[11]。清华大学提出了一种将铁氧体阵列与分布绕组线圈相结合的复合耦合结构，在覆盖100%接收线圈半径的圆形区域内实现了抗位置及旋转偏移[12]。MCRWPT技术也为解决自主式水下航行器（Auto- nomous Underwater Vehicle, AUV）的续航问题提供了新的解决方案。然而由于海洋流动，AUV在充电过程中无法与能量发射装置间保持姿态稳定，经常发生滚动错位和轴向错位[13]。为实现耦合结构的抗滚动偏移及抗轴向偏移能力，文献[14]提出了一种基于偶极子线圈的磁耦合器；文献[15]提出了一种具有四线圈发射端和交叉偶极子接收端的耦合结构；Wang De’an等[16]提出了一种弧形耦合结构；文献[17]提出了一种摆式耦合结构。对于AUV来说，轴向错位为轴向方向上的位置偏移；滚动错位为垂直于轴向方向的摆动偏移。
综上所述，在MCRWPT场景中，已有的抗偏移研究主要对位置偏移、旋转偏移及单方向的摆动偏移进行了分析。
在临近空间飞行器用MCRWPT系统中，接收端装置偏移类型主要有两种：一是绕垂向中心轴自转的旋转偏移；二是以发放头为基点摇摆的摆动偏移，且由于扰动方向不同，摆动将发生在各个方向，如图2所示。在现有的抗偏移研究中，鲜有关于抗任意方向摆动及旋转偏移的研究。因此，迫切需要一种兼具抗旋转偏移以及抗任意方向摆动偏移性能的耦合结构，以有效解决临近空间飞行器无线充电系统的错位问题。
图2 偏移类型示意图
Fig.2 Schematic diagram of offset types
此外，耦合结构的传输特性还和其尺寸、匝数、屏蔽材料等诸多因素有关，耦合结构的参数设计及优化也是设计过程中非常重要的环节[18]。文献[19]借助有限元模型，通过优化耦合结构参数提高了系统效率和功率密度；文献[20]以磁感应强度均匀度为目标函数，通过优化圆形和六边形线圈结构的匝间距，提升了线圈间的耦合系数。因此，本文对碗状耦合结构的关键尺寸参数开展了设计和优化。
本文以临近空间飞行器高空科学气球系统为研究背景展开，为解决系统调试阶段舱内储能电池的供电问题，设计了一套基于LCC-S的MCRWPT系统。首先，针对充电过程中接收装置存在旋转偏移和任意方向摆动偏移的问题，提出了一种碗状耦合结构；其次，为提高结构的抗摆动偏移性能，在吊舱工况约束下，给出了该结构关键尺寸参数与耦合系数波动的关系，并对相应参数进行了设计；然后，分析了线圈匝数和磁心厚度对系统传输效率的影响；最后，搭建了传输间距为120 mm的1 kW实验样机，验证了系统的传输性能和抗偏移性能。
建立如图3所示高空科学气球用MCRWPT系统，发射端装置放置于地面，包括发射端线圈及磁心、高频功率源和谐振电路。接收端装置放置于吊舱内，包括接收端线圈及磁心、谐振电路和整流电路以及电池管理器等。
图3 临近空间飞行器用MCRWPT系统
Fig.3 MCRWPT power supply system for near space spacecraft
本系统选用LCC-S型补偿拓扑结构，该拓扑通过参数配置和工作频率设置可以实现恒压或恒流输出特性，与电池的充电特性相适配，接收端S型拓扑结构有利于减少接收端元器件数量，降低接收端设备重量，满足吊舱轻量化的需求[21]。下面对系统的输出特性进行分析。
无线电能传输电路结构如图4所示。Vin为输入直流电压。该电路的发射侧由四个MOSFET（S1～S4）组成的全桥逆变器、谐振电容Cp1和Cp2、谐振电感Lp2及发射线圈Lp1组成。该电路的接收侧由四个二极管（VD1～VD4）组成的全桥整流器、谐振电容Cs及接收线圈Ls组成。全桥整流器的输出侧经过大容量的滤波电容Co连接到负载RL。Rp1、Rp2和Rs分别为Lp1、Lp2和Ls的内阻。
图4 无线电能传输电路结构
Fig.4 Circuit structure of WPT
采用基波对图4电路进行分析，基波下该电路的等效互感模型如图5所示。其中，
和
分别为逆变器后和整流桥前的基波电压，
、
和
分别为发射端和接收端谐振腔的基波谐振电流，Rac为整流桥前的等效负载电阻，M为松散耦合变压器的互感。
图5 等效互感模型
Fig.5 Equivalent mutual inductance model
VP、Vs为基波电压幅值，由基波分析法可得
（1）
（2）
（3）
电路谐振角频率为w，发射侧谐振电容Cp1与谐振电感Lp2谐振，且谐振电感Lp2值等于发射线圈Lp1和谐振电容Cp2的串联值；在接收侧，谐振电容Cs与接收线圈自感Ls谐振。谐振状态下满足
（4）
在谐振条件下输入阻抗表达式为
（5）
系统的电压增益比Gv、输出功率PO及传输效率h 可表示为
（6）
（7）
（8）
本文系统在无线充电过程中，接收端装置发生旋转或摆动使得互感发生变化，由式（8）可知，系统能量传输性能将受到影响。本文将通过设计耦合结构的形状及参数，减小在摆动及旋转偏移耦合系数下的波动，提高系统的传输效率。
本文所提出的耦合结构如图6所示，发射端位于地面，包括直流电源、逆变电路及补偿电路；接收端位于吊舱底部，包括补偿电路、整流电路、电池管理器及储能电池。为应对旋转偏移，耦合结构接收端设计为柱状螺线管结构，由线圈和内部磁心构成；为应对摆动偏移，将发射端设计为曲面结构，当接收端发生摆动时，该曲面结构可以减少摆动过程中的气隙变化，进而减小耦合系数波动率；且由于吊舱会在任意方向上发生摆动，将发射端设计为如图6所示的旋转对称结构，类似碗状，由磁心和内部线圈组成。接收端上方放置与发射端尺寸一致的磁心，提高系统性能的同时还对吊舱内部进行电磁屏蔽。
图6 耦合结构示意图
Fig.6 Schematic diagram of coupling structure
为进一步提高耦合结构的耦合系数和抗偏移性能，以及降低接收端重量，本节将对耦合结构的关键尺寸参数、线圈匝数及磁心厚度进行分析及设计。
在碗状耦合结构中，原接收端线圈外径是能量产生及捕获的重要参数；线圈高度影响着线圈匝数以及匝间距；结构曲率半径决定了该碗状结构曲面的弯曲程度。因此，本节将对碗状耦合结构的发射端线圈外径DP、接收端线圈外径DS、发射端线圈高度HP、接收端线圈高度HS以及结构曲率半径RQ进行设计。
将偏移过程中最大耦合系数kmax和最小耦合系数kmin的差值与无偏移时的耦合系数k之比定义为耦合系数波动率（KFR），即
图7 尺寸参数示意图
Fig.7 Schematic diagram of size parameters
（9）
显然，KFR越小代表系统的抗偏移性能越强。本节将对比各尺寸参数下耦合结构无偏移时的耦合系数k及耦合系数波动率KFR，分析各尺寸参数与结构耦合性能和抗偏移性能的关系。
2.2.1 耦合结构尺寸设计
由于所提结构的接收端为旋转对称结构，因此接收端发生旋转偏移时耦合性能不发生改变；发射端也为旋转对称结构，所以接收端在任何方向发生摆动偏移时耦合情况均相同。综上所述，本设计中只需要分析接收端在一个方向上的抗摆动偏移性能。定义摆动偏移角为q，如图8a所示。
图8 吊舱工况
Fig.8 Pod operating conditions
受吊舱尺寸的影响，最大摆动偏移角度和发射线圈尺寸决定了收发线圈间的最小气隙Hmin。当气隙H小于这一最小值Hmin时，吊舱会与发射端装置发生碰撞，如图8b所示。本设计中吊舱尺寸为150 cm×150 cm×100 cm，吊舱悬点高度为150 cm，q 最大值为10°，在该仿真模型下，经过计算，本设计中所分析的DP对应的最小气隙Hmin见表1。当发射端线圈外径DP≥100 cm后，Hmin不发生改变。
为研究该结构各尺寸参数与耦合性能及抗偏移性能的关系，将在Ansys Maxwell软件中对该结构进行有限元仿真分析。通过仿真计算系统在不同摆动偏移角度q 下的耦合系数k，计算耦合系数波动率KFR，进而分析各尺寸参数与无偏移时的耦合系数k及KFR的关系。为降低设计复杂度，本节中对线圈外径DP、磁心厚度、接收端磁心高度等部分尺寸参数进行设定：线圈为单层利兹线绕制，线径为0.5 cm；磁心厚度设置为1 cm；接收端螺线管线圈内磁心高度与线圈高度相同，接收端屏蔽磁心尺寸与发射端磁心一致。
表1 DP不同取值所对应的Hmin值
Tab.1 The Hmin value corresponding to different DP values （单位: cm）
DPHmin 7010 8011 9011.5 100、110、120、130、14012
1）线圈外径设计
为分析收发端线圈外径对结构耦合性能的影响，基于表2中参数对不同q 下的耦合系数进行有限元仿真计算。且本文所提出的接收端线圈为螺线管柱状结构，高度可能也会影响耦合结构的耦合性能，因此还对不同接收端高度的模型进行了计算。DP、DS与k及KFR的关系如图9所示。
表2 DP、DS分析模型参数
Tab.2 DP and DS analysis model parameters （单位: cm）
仿真参数数 值 发射端线圈外径DP70、80、90、100、110、120、130、140 接收端线圈外径DS10、20、30、40 接收端线圈高度HS15、25、35 发射端线圈高度HP2 结构曲率半径RQ150
由图9可知，k与KFR均随着发射端外径的增大而减小，即当发射端外径DP增大时，耦合性能降低但抗偏移性能增强。且由图9b可知，发射端外径大于100 cm后，KFR随DP变化的速度减慢。
图9 DP、DS与k和KFR的关系
Fig.9 The relationship between DP、DS and k、KFR
对于接收端外径来说，k与KFR均随着接收端外径的减小而减小，即接收端外径减小会使得耦合性能降低，但抗偏移性能增强，如图9b所示。DS＞30 cm后，KFR的变化较大。且当HP、RQ取其他值时，所分析得出的规律与此相同。综上所述，平衡耦合性能和抗偏移性能，发射端外径选为100 cm，接收端外径为25 cm。
2）收发端线圈高度设计
在DP=100 cm，DS=25 cm时，对不同收发端线圈高度HS、HP下耦合结构的k及KFR进行有限元仿真计算，结果如图10所示。
由图10a可知，发射端高度HP越小，碗状结构的抗偏移性能越强，虽然耦合系数也越低，但均大于0.1；而KFR较大，均大于0.3。因此为提高抗偏移性能，HP设计为3 cm。由图10b可知，k随着接收端高度HS的增大而增大，而KFR随着HS增大而减小。可见，增大HS可显著提高耦合结构的耦合性能和抗偏移性能。然而受吊舱搭载重量限制，接收端装置不宜过大，因此将HS选为30 cm。
图10 HP、HS与k、KFR的关系
Fig.10 The relationship between HP、HS and k、KFR
3）结构曲率半径设计
最后对结构曲率半径进行优化设计，当DP= 100 cm、DS=25 cm、HP=3 cm、HS=30 cm时，不同曲率半径RQ下k及KFR的仿真结果分析如图11 所示。
图11 RQ与k、KFR的关系
Fig.11 The relationship between RQ and k、KFR
由图11可知，RQ越大时，系统耦合性能越强，但抗偏移性先增强后减弱。在本设计中，当RQ= 80 cm时KFR取得最小值，因此将RQ设计为80 cm。
2.2.2 线圈匝数设计
增大线圈匝数在提高线圈互感的同时还增大了线圈内阻，对传输效率h 产生了影响。为进一步提高传输效率h，对碗状耦合结构的线圈匝数进行分析及设计。线圈阻值R可由谐振角频率w、自感L、品质因数Q表示为
（10）
仿真计算不同匝数线圈自感，根据品质因数经验值，分别计算Q=200、400、800时的线圈阻值[22]。并根据所得出的线圈阻值，基于图5等效互感模型计算系统传输效率。设置工作频率f=85 kHz，输入电压Vp为100 V，电压增益比Gv为1，输出功率为1 kW。当Q=200时，线圈匝数与h 的关系如图12所示。且当Q取其他值时，二者的关系曲线变化规律也与此相同。
图12 Np、Ns与h 的关系
Fig.12 The relationship between the Np、Ns and h
如图12所示，接收端线圈匝数Ns在5～13左右，h 受互感增大影响而增大，当Ns继续增大时，h 因受线圈电阻影响较大而降低。h 受发射端线圈匝数Np影响较小，但对互感影响较大。在负载电压一定时，发射端电流与互感成反比，因此互感不宜过小[17]。最终综合考虑系统传输效率和接收端轻量化的需求，确定Ns=12, Np=5。
2.2.3 磁心厚度设计
为进一步减少接收端重量，对磁心厚度进行优化设计。减小磁心厚度会降低系统重量，但会增大磁心的磁通密度以及磁心损耗，亦会影响系统的传输性能[23]。为此，在上述耦合结构参数取值下，对不同磁心厚度下的磁心磁通密度以及磁心损耗进行仿真计算，本设计中所选磁心的饱和磁通密度为400 mT。在该碗状结构中，发射端磁心的磁通密度较大，有限元仿真计算结果见表3。磁心厚度为0.1 cm时的耦合结构磁通密度分布如图13所示。
由表3可知，磁心厚度为0.1 cm时的最大磁通密度低于饱和磁通密度400 mT，且在1 kW输出功率下损耗仅为3.53 W，因此将磁心厚度设计为0.1 cm，可减少系统的接收端重量。综上所述，本文所提出的碗状耦合结构各参数见表4。
表3 磁心厚度仿真分析结果
Tab.3 Core thickness simulation analysis results
磁心厚度/cm最大磁通密度B/mT磁心损耗/W磁心重量/kg 0.151.923.533.92 0.2523.611.769.90 0.512.291.219.72 0.758.31.0429.49 16.190.9739.2
图13 磁心厚度为1 mm时磁通密度分布
Fig.13 Magnetic flux density distribution at a core thickness of 1 mm
表4 耦合结构参数取值
Tab.4 The value of the size parameter of the coupling structure
参 数取 值 DP/cm100 DS/cm25 HP/cm3 HS/cm30 RQ/cm80 Np5 Ns12 磁心厚度/cm0.1 耦合系数0.143 发射端自感/mH79.30 接收端自感/mH120.09 互感/mH13.99
对上述系统参数下q=0°及q=10°时吊舱内磁场密度分布进行仿真计算，计算结果如图14所示。
吊舱内部耦合结构上方磁感应强度均小于27 mT，满足国际非电离辐射防护委员会标准[24]。
综上所述，碗状耦合结构各参数设计流程如图15所示。
图14 吊舱磁场密度分布
Fig.14 Distribution of magnetic field density in the pod
图15 碗状耦合结构参数设计流程
Fig.15 Flowchart of the design of the parameters of the bowl coupling structure
为了验证所提出的系统的可行性以及耦合结构的抗偏移特性，建立了1 kW的六自由度的无线传输实验平台，如图16所示。
图16 无线电能传输实验平台
Fig.16 WPT experimental platform
首先，使用型号为E4900A的阻抗分析仪对原接收端线圈自感以及互感进行测量。受线圈绕制、磁心间缝隙以及平台误差等因素影响，实测结果与有限元仿真计算结果存在一定差异。根据测量结果配置补偿电感及电容，实验平台其他参数见表5。受补偿电路参数误差影响，系统电压增益比小于1。
表5 实验平台参数
Tab.5 System simulation model parameters
参 数数 值 f/kHz85 Vin/V100 PO/kW1 Lp1/mH86.96 Lp2/mH12.29 Ls/mH101.29 M/mH12.293 Cp1/nF255.50 Cp2/nF47.80 Cs/nF35.00 H/cm12
为了验证所提出系统的传输性能，对收、发端线圈间无偏移时的能量传输特性进行实验测试。利用TPS 2014B示波器对收发端电压、电流进行测量，波形如图17a所示，高频电流探头型号为HCP8150。此时直流电源输入端及电子负载输出端电压电流值如图17b所示。
图17 传输性能
Fig.17 Transmission performance
根据式（7），由此时直流输入端和负载端电压电流值计算得出，该系统在12 cm气隙下无偏移时的传输效率为87.1%。
在无偏移工况下，对系统损耗进行了分析。WPT系统损耗主要有逆变器损耗、耦合结构损耗、补偿网络损耗、整流器损耗四部分[25-26]，还存在包括线路损耗以及电路建模偏差等引起的其他损耗。经过测量及计算，系统输出损耗分布如图18所示，未来将针对损耗分布对系统各部分进行优化，进一步提高传输效率。
图18 系统输出损耗分布
Fig.18 Distribution of system losses
为验证碗状耦合结构的抗偏移特性，利用六自由度平台模拟了收、发端线圈间的摆动偏移及旋转偏移，如图19所示。
图19 收发端线圈间摆动偏移及旋转偏移
Fig.19 Swing offset and rotation offset between primary and secondary coils
3.2.1 摆动偏移
在不同摆动偏移角q 下，对耦合结构的互感Mt进行测量并计算耦合系数kt，测量结果如图20所示。
此时KFR=0.286。受线圈绕制以及平台误差影响，实验测量值与仿真计算值Ms、ks存在一定差异。在恒功率1 kW输出下，对系统的输出电压Uo及系统传输效率hs进行测量，测量结果如图20所示。
图20 仿真值与实验值
Fig.20 Simulation values and experimental values
q=10°时系统的收发端波形如图21a所示。直流电源及电子负载示数如图21b所示。
图21 抗摆动偏移
Fig.21 Anti-swinging offset
由图21可知，在10°摆动偏移角下，系统仍可进行较稳定的能量传输，此时系统传输效率为83.0%，相比无偏移工况仅降低了4.1%。
3.2.2 旋转偏移
本小节利用六自由度平台分别模拟了收、发端线圈间15°、30°、45°的旋转偏移，对耦合结构的抗旋转偏移性能进行了实验测试。旋转偏移45°时，示波器波形图如图22a所示，直流电源及电子负载示数如图22b所示。
图22 抗旋转偏移
Fig.22 Anti-swinging offset
受线圈绕制及平台误差影响，系统传输性能发生微弱波动，可忽略不计，此时传输效率为87.1%。由于该耦合结构为旋转对称结构，通过以上测试可说明该结构实现了360°的抗旋转偏移。
本文所提出的碗状耦合结构可实现360°的抗旋转偏移，以及任意方向的抗摆动偏移。由于在抗偏移相关研究中，涉及摆动偏移情况的分析较少，基本发生在自主式水下航行器（AUV）场景中。因此现将本文研究与AUV场景下的抗偏移耦合结构相关研究进行对比，对比结果见表6。
表6 耦合结构特性对比
Tab.6 Comparison of coupling structure characteristics
相关研究文献[14]文献[15]文献[16]文献[17]本文 耦合结构 平面尺寸/cm12×3522×2222×2222×22线圈外径50 气隙/cm814512 功率/kW0.60.96331 效率(%)8990909587.1 摆动偏移摆长/cm15151515150 角度/(°)±10±20±10±11±10 弧长/cm±2.5±5±2.5±3±25 抗摆动偏移性能互感波动32.5%效率波动3.0%功率波动12.1%效率波动3.3%互感波动9.2%效率波动2.0%互感波动8.0%效率波动1.0%互感波动28%效率波动4.1% 抗旋转偏移性能未涉及未涉及未涉及未涉及360°
本系统中接收端在一个方向上的摆动偏移与AUV无线充电系统中的摆动偏移情况类似。在各系统中以摆动基点为中心点，建立图2中所示方向的三维直角坐标系，在AUV场景中艇轴为x轴。在该坐标系下，旋转偏移是接收端结构绕z轴发生旋转。定义AUV艇体半径以及吊舱悬点高度为摆动偏移摆长，摆动过程中AUV艇体表面以及吊舱底部一点运动的总路程弧长为摆动偏移弧长。本文所提出的无线充电系统受吊舱尺寸和摆动偏移工况约束，收发端气隙、摆动偏移摆长及弧长等参数与AUV系统相比均较大。由表6可知，本文提出的碗状耦合结构在较大气隙下仍实现了较高效率的无线能量传输。在摆动偏移摆长及弧长较大时，仍具备了较好的抗摆动偏移性能，且本结构的抗摆动偏移性能在任意方向上均一致，除此之外还实现了360°的抗旋转偏移。
为解决带吊舱类的临近空间飞行器平台地面调试和放飞期间能源补给问题，本文设计了一套基于LCC-S补偿拓扑的临近空间飞行器用无线充电系统。并针对高空科学气球无线充电系统偏移工况，提出了一种碗状耦合结构，给出了参数设计方法，提高了系统的抗偏移性，使得该系统兼具抗旋转偏移以及抗任意方向摆动偏移的抗偏移性能。首先，利用有限元仿真对该结构关键几何参数进行了分析和设计；其次，分析了输出功率为1 kW时线圈匝数与传输效率的关系；为减少接收端重量，对磁心厚度进行了优化。在六自由度平台上搭建了输出功率为1 kW的无线充电实验平台，对系统传输特性和抗偏移特性进行了实验验证。实验结果表明：所提出的无线充电系统在12 cm气隙下完全对准时传输效率为87.1%，实现了360°的抗旋转偏移，且具备了任意方向的抗摆动偏移性能，在任意方向[-10°, 10°]摆动偏移角下，KFR最大值为0.286，传输效率波动不超过4.1%。
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Anti-Misalignment Wireless Charging System for Near-Space Vehicles Based on Bowl-Coupled Structure
Abstract The high-altitude scientific balloon is a near-space vehicle flying in the stratosphere, which needs to carry out load debugging and system integration debugging before release. It consumes the power of the energy storage battery in real-time and requires a connection to the charging cable for the power supply. However, the system's storage battery is inside the pod and needs to be lifted during the commissioning phase. As a result, the pod rotates or swings due to wind, causing the power supply cables to become entangled. The temperature of the neighboring space is extremely low, so the pod needs to be insulated and sealed, which also causes inconvenience for the power supply cable. This paper presents a magnetically coupled resonant wireless charging system based on the LCC-S compensation topology for near-space vehicles. The system utilizes magnetically coupled resonant wireless energy transfer technology to supply power to the internal battery for energy storage. The energy-transmitting end is on the ground, and the receiving end is inside the pod. The receiving end will undergo rotational and swing offsets when the pod is in motion. Due to different perturbation directions, the swing offset of the receiving end will occur in all directions. However, the existing wireless charging system anti-offset research only analyses the positional offset, rotational offset, and single-direction swing offset, which can not satisfy the anti-offset requirements of the wireless charging scenarios of the proposed system. This paper proposes a bowl-shaped coupling structure to simultaneously achieve anti-rotational and multi-directional anti-swing offsets.
Firstly, according to the pod working conditions, this paper takes the coupling coefficient fluctuation rate (KFR) as the target and the device’s weight at the receiving end as the constraint. The key dimensional parameters of the bowl coupling structure are analyzed using the finite element simulation software, and the parameter design method is provided. Secondly, the influence of the coil turn number on the transfer efficiency is analyzed, and the optimal design of the turn number of the primary and secondary side coils is carried out. Then, the relationship between core thickness, density, and loss is analyzed, and the core thickness is optimized further to reduce the weight of the receiving end device. The magnetic field density distribution in the pod is simulated, and the proposed wireless charging system is found to have no electromagnetic interference with other devices within the pod.
Finally, a wireless energy transfer experimental platform with an output power of 1 kW is constructed on a six-degree-of-freedom platform. The experimental results show that the proposed bowl coupling structure can achieve 360° anti-rotational offset with anti-swing offset in any swing direction [-10°, 10°] swing offset angle, the maximum coupling coefficient fluctuation rate KFR is 0.286, and the system transmission efficiency is maintained at 83.0% to 87.1%.
Keywords：Wireless charge, near space, magnetic coupling structure, anti-offset characteristic, transfer efficiency
中图分类号：TM724; TP391
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.241638
中国科学院稳定支持基础研究领域青年团队计划资助项目（YSBR-102）。
收稿日期 2024-09-14
改稿日期 2024-11-30
杨尚航 女，1997年生，博士研究生，研究方向为无线电能传输技术。
E-mail: yangshanghang20@mails.ucas.ac.cn
徐国宁 男，1981年生，研究员，博士生导师，研究方向为临近空间飞行器电源技术、近场和远场无线输能技术等。
E-mail: xugn@aircas.ac.cn（通信作者）
（编辑 郭丽军）