王尚民，劉 超，郭 寧，耿 海，陳新偉，丁永杰，李 鴻，李 沛，郭偉龍，何 非

(1.蘭州空間技術物理研究所，真空技術與物理重點實驗室，甘肅 蘭州 730000；2.哈爾濱工業(yè)大學，等離子體推進技術實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001)

相比其他大功率(10 kW以上)電推力器，大功率霍爾推力器具有技術成熟度高、推功比大、大熱流下無需主動散熱等突出優(yōu)勢，是最接近空間應用的大功率電推進系統(tǒng)，在深空探測、空間攻防、載人登月，地月貨運、在軌服務等任務中有重要應用前景，是當前空間電推進研究領域的熱點之一[1-4]。

自上世紀90年末，世界各國開始開展大功率霍爾電推進技術研究，目前成功研制了近10款大功率霍爾電推進樣機，其中多款已經達到工程樣機水平。研究及產品研制主要集中于俄、美等航天強國。

俄羅斯在大功率霍爾電推進技術的研究方面主要采用SPT(穩(wěn)態(tài)等離子體推力器)型和TAL(陽極層推力器)型兩種技術路線，前者比較典型為Fakel研制的SPT-290[5]，其是較早的大功率霍爾推力器之一，采用了分立導磁柱構型，避免了放電室包裹，增強了熱輻射效率，在200～600 V放電范圍內開展了性能研究，實現最大功率30 kW、最大推力1.5 N，最高比沖超過3 000 s；后者典型產品為使用鉍(Bi)工質的VHITAL-160，其性能為功率25～36 kW，比沖6 000～8 000 s，推力650～700 mN[6]。

進入本世紀，大功率霍爾推進技術研究主要集中于美國格倫研究中心(GRC)、Busek公司等，基本采用SPT型技術路線。2000年，GRC成功研制NASA-457M，為使高功率加載后穩(wěn)定工作，采用了分離式放電室、半開放式磁路組件等熱防護措施，釋放了高熱載下應力并提升熱導出能力，實現了寬功率范圍穩(wěn)定工作，開展了電壓(300-650V)和磁場調整下的性能測試研究，在72 kW下實現推力3 N、比沖2930 s、效率57%的性能指標[7]。隨后，為追求高比沖性能，GRC基于NASA-457M，進行了尺寸、放電通道結構、磁拓撲結構等方面優(yōu)化，研制出了NASA-400M[8]，可實現1050 V高電壓加載，最大功率64 kW，使用氪氣工質時比沖達4700 s；基于NASA-457M/400M技術研究，進一步面向工程應用，采用了磁屏蔽技術、耐濺射極靴蓋板等提升壽命方法，并考慮了力、熱環(huán)境適應性，GRC開發(fā)出了12.5kW功率的HERMeS推力器，計劃于2024年前后開展空間應用[9]。此外，Busek公司研制了10kW量級的BHT-8000，研究了碘作為工質下的性能，較之氙氣，陽極效率降低[10]；為提升推力器的推力密度，密歇根大學采用了SPT-多通道技術方案研制了X3，最大功率102 kW，最大電流260 A，最大推力5.4 N，達到迄今最高水平[11]。

從國外大功率霍爾推進技術研究歷程來看，研究人員往往將熱載荷的優(yōu)化設計在推力器設計過程被列為第一優(yōu)先級，開展針對性熱設計及熱防護，使其能夠承載高熱量，保證推力器能夠穩(wěn)定工作；進而，開展電壓、磁場等參數調整的電磁調控下性能分析，并逐步工程化。當然，大功率霍爾推力器存在如文獻[12]所述的離子熱能化和濺射腐蝕增強問題、大電流動態(tài)感應磁場干擾等技術難點，但在研究初期，高熱量影響抑制以及一定范圍內電磁可調控則顯得尤為重要，基于此，才能夠深入進行技術研究。

基于上述，本文主要從大功率下熱防護設計、工作參數調整對性能影響進行研究分析。開展了熱防護設計，進而建模熱仿真驗證設計有效性，確保了樣機試驗進行；同時，依據已設計推力器尺寸，開展基于PIC的放電電壓調整下的性能仿真，獲得預期性能，為推力器尺寸優(yōu)化以及試驗開展提供數據支持，同時展現大功率霍爾推力器運行微觀物理過程，增強機理認識。

1 大功率下熱防護設計及分析

1.1 熱防護設計

由于推力器設計額定工作功率達到50 kW以上，熱耗達到了十幾kW量級?；魻柾屏ζ鞴ぷ鬟^程中關鍵部位的溫度會影響推力器可靠性以及性能，溫度過高甚至會導致熱失效。其中，作為霍爾推力器核心的導磁材料尤為重要，需采用磁性溫度穩(wěn)定性好的導磁材料。本文采用了DT4C，由于其具有較高的導磁率而選作大功率霍爾推力器導磁材料，其在一定溫度范圍內，能夠保持較高的磁導率；隨著溫度的升高，磁導率會降低，使得在額定勵磁電流條件下，通道內磁場強度會降低，進而影響推力器性能。為此，需要控制磁極溫度在一定范圍內，這樣霍爾推力器在一定的磁場范圍內均能保持較低的放電電流(最優(yōu)放電工況)，溫度的變化引起的磁場變化不會對推力器性能產生影響，由此推力器磁極溫度是本文關注重點，此外作為接收電子以及功率加載的陽極，以及承載勵磁電流并產生磁場的線圈、多種導線和管路固定位置的底板等重要部位的溫度也需要重點關注。

為保證推力器核心部位處于相對安全溫度，開展了針對性的熱防護設計，主要有：a、針對陽極溫度高難點，通過推力器局部鏤空處理，避免放電室和陽極高溫組件的包覆，提高熱量排出的效率；b、空心陰極中置的空間尺寸充分放大，將其與鄰近磁芯中空柱的距離拉大，提高熱輻射面，并且在磁芯進行等離子體噴涂隔熱材料，在良好導熱的同時，實現勵磁組件的保護；c、針對放電室設計，提出了一種基于柔性連接的大功率霍爾推力器放電室組件設計，通過插手式陶瓷連接，實現了柔性連接，進而實現大功率放電情況下的熱應力釋放，確保了推力器穩(wěn)定可靠工作，同時規(guī)避了大尺寸下的一次成型的技術難題[13]；d、合理選用耐高溫材料。對推力器關鍵組件選用合理的耐高溫材料，具體包括：針對放電通道高溫條件，供氣環(huán)選用金屬鉬；內外勵磁線圈溫度選用玻璃絲包涂漆層結構的耐溫導線。基于上述，考慮各關鍵部件或者材料對溫度的適應性，形成了核心組件允許溫度表，具體見表1所示：

表1 核心組件允許溫度范圍Tab.1 Temperature range allowed for core components

1.2 熱仿真模型

為驗證設計有效性，進行熱仿真模擬，采用商業(yè)軟件Cero2.0開展推力器模型建立，然后將模型導入商業(yè)分析軟件Ansys開展穩(wěn)態(tài)的仿真，以獲得霍爾推力器50 kW額定功率下的整體溫度分布，并關注關鍵部位的溫度，進而確定設計有效性。

HET-450設計主要對標美國NASA-457M霍爾推力器樣機，兩者屬于同等功率范疇和尺寸量級的推力器產品，具有相近的熱特性。為此在進行熱仿真時，參考NASA-457M推力器的放電工況以及性能參數，即放電電壓500 V，放電電流100 A，額定放電功率50 kw，陽極效率達到67%。因而，其總損失功率占總功率33%，約16.5 kW。

中低功率霍爾推力器能量損失研究已開展了諸多研究，并建立起了能量損失體系。據其體系，通常認為霍爾推力器陽極功率中的能量損失主要包含了陽極和壁面沉積熱能、在徑向上的羽流發(fā)散動能、電離能、陰極耦合損失、在電子與樣機復合時的輝光過程和離子激發(fā)退激發(fā)過程中的光能；此外，勵磁線圈和陰極的發(fā)熱產生一定的熱能?；谏鲜龇治觯⒔Y合NASA-457M工況和性能參數，給出HET-450邊界能量損失如表2所示。

表2 能量損失評估Tab.2 Energy loss assessment

熱傳導根據材料屬性和接觸對自動求解，熱輻射系數為查閱后輸入，各個材料表面的輻射系數見表3所示。輻射條件考慮較大表面積之間的相互輻射、與外表面對環(huán)境之間的相互輻射，環(huán)境溫度為22 ℃。面對面輻射設定時，除非封閉腔體，否則均考慮對外環(huán)境的輻射散熱。

表3 材料的表面輻射系數[14]Tab.3 Surface radiation coefficient of material

1.3 模擬結果分析

基于以上熱仿真模型，得到HET-450推力器額定工況下整體穩(wěn)態(tài)溫度分布，具體見圖1所示。從中可以獲知，陰極溫度最高達到1300℃左右，陽極最高溫度達到594℃，出口附近內陶瓷溫度735℃，外陶瓷670℃，磁路結構中內磁芯溫度最高達到370℃，外磁極215℃，內線圈約360℃，外線圈約220℃，底板溫度約為180℃。對照關鍵部位溫度要求，各部分結構穩(wěn)態(tài)溫度均在要求的安全范圍內，保證了推力器能夠在額定工況下穩(wěn)定工作，也表明了熱防護設計有效性。

圖1 推力器整體溫度分布Fig.1 Overall temperature distribution of thruster

2 性能仿真分析

2.1 數值模型及方法

通過數值模型對所設計的推力器進行性能仿真驗證，分析推力器在不同工況下的放電特性，為推力器優(yōu)化及試驗做準備。

(1)推力器模型

推力器仿真計算模型模擬區(qū)域，由推力器放電通道以及近羽流區(qū)組成，進一步細化，分成了四塊計算區(qū)域，具體見圖2左圖所示。根據霍爾推力器軸對稱的特點，可以認為放電在圓周向的分布是均勻，由此，可將對放電參數變化的考察，簡化至只關注軸向(z)和徑向(r)即可，進而形成建立在(z，r)平面上的計算模型，如圖2上圖所示。依據HET-450霍爾推力器放電通道大小，給出了模擬區(qū)域的尺寸。具體而言，r=0為推力器的軸線，通道內、外徑分別為159,223 mm，通道長度54 mm，計算區(qū)域的總長度為154 mm，高度為289 mm。磁場位形分布，見圖2下圖所示。

(2)Particle-in-Cell模型

本文研究采用Particle-in-Cell數值模擬程序，是由哈爾濱工業(yè)大學于達仁老師團隊所開發(fā)[15]。在程序中，用自由分子流來處理原子的流動；認為離子不被磁化，而電子則被磁化，前者運動行為僅考慮電場的影響，后者則需要同時考慮電場和磁場；求解Possion方程是在柱坐標系下，通過有限體積的方法推動；針對帶電粒子運動的求解，是以Buneman與Boris提出的二階精度蛙跳格式進行的。計算模型主要考慮電子-原子間的碰撞，包含了激發(fā)、一價的電離以及彈性碰撞，其中，碰撞截面相關數據主要來源于Szabo所開發(fā)的PIC模型[16]；采用MCC和NULL-collision方法[17]來優(yōu)化電子碰撞的計算過程，即電子完成碰撞之后，通過一次的判斷，就可以將其發(fā)生的碰撞形式進行確定。此外，為使計算獲得放電電流盡量貼合實際情況，計算模型中還考慮了Bohm反常傳導，進一步，采用Bohm碰撞頻率vB=CBeB/me進行等效這一效應，其中，CB為可變波姆半經驗系數，e為基本電荷量，B為磁場強度，me為電子質量。當發(fā)生Bohm碰撞時，電子僅在垂直于磁場的平面內被隨機彈性散射，并未考慮庫倫碰撞、電荷交換碰撞等。

Z/m圖2 HET-450霍爾推力器模擬區(qū)域(上)和磁場位形(下)Fig.2 HET-450 Hall Thruster Simulation Area (top) and Magnetic field Configuration (bottom)

(3)參數統(tǒng)計

依據上述模型，在開展模擬時，推力器的放電電流Id、推力T、陽極效率ηa、工質利用率ηu、電流利用率以及速度比沖Isp,v等性能參數由公式(1)統(tǒng)計計算得到。

ηI=Ii/Id

(1)

2.2 模型結果及分析

仿真模擬時，依據熱仿真分析的結果，設置外壁面、內壁面、陽極、內磁極以外磁極的溫度數值；而二次電子發(fā)射溫度Tsee=1 eV。模型中玻姆傳導系數根據經驗系數選擇，通道內CB取1/256，通道外取1/64。

a.50 kW電離情況以及性能分析

HET-450霍爾推力器口徑近450 mm，相比中小功率霍爾推力器(中功率典型產品SPT-140，放電腔口徑140 mm)，具有放電室口徑尺寸大的特點，為研究在這種大尺度上的電離情況，固定流率80 mg/s，開展變電壓模擬分析，選定電壓分別為300，400 V，標況下的500，以及600 V。其他參數保持不變。

基于仿真模擬，獲得了不同電壓下原子密度分布，具體見圖3所示。從300和600 V的原子密度分布云圖來看，在HET-450推力器近陽極區(qū)，無論電壓高低，均存在一個低原子密度區(qū)域，表明此處非常劇烈的消耗原子，即為電離比較集中的位置，使得原子密度值較低。從300～600 V，隨著陽極電壓的增大，通道下游和壁面處原子密度明顯降低。不同電壓下的電勢分布如圖4所示，電壓升高，通道內普遍具有更高的電壓，且從圖4(c)中可以看出，陽極電壓越低，在近出口位置電勢梯度越低。電子從陰極受電場吸引向高壓的陽極運動，一方面電子受電場加速而升溫，另一方面電子與粒子或壁面碰撞損失能量而溫度降低。由于低電壓工況電勢低，因此其最高電子溫度也偏低，如圖5所示，300 V情況最高電子溫度僅為30 eV，而500 V情況最高電子溫度可達59 eV。

(a)300 V

(b)600 V圖3 80 mg/s流量時不同電壓下原子密度分布Fig.3 Atomic density distribution at different voltages at 80 mg/s flow rate

原子在通道內電離過程可以寫成表達式：

(2)

式中na為中性原子密度，ne為電子密度，σi為電離截面，ve為電子速度，〈σive〉為平均電離率。當陽極流量相同時，電子速度也就是電子溫度越高時，通道內原子密度消耗越快，即電離率越高。而低電壓工況較低的電子溫度導致其通道內電離率也明顯偏低，因此在通道近出口位置也能觀察到較高的原子密度分布。通過圖6的通道內沿徑向電子溫度分布圖可以看出，隨著陽極電壓降低，壁面處電子溫度也明顯偏低，較低的近壁電子溫度會進一步降低近壁處電離率，500和600 V壁面電子溫度在10 eV左右，而300 V情況壁面電子溫度僅為4.5 eV。較低的壁面電子溫度導致低電壓情況原子在壁面處泄露嚴重，如圖3的原子密度云圖分布，300 V情況在壁面附近原子密度較高。

由以上分析可知，低電壓工況下較低的電子溫度無法保證有效電離，電離率較差，沿壁面原子損失嚴重，因此低電壓工況下的工質利用率也較低，如圖7所示。

(a)300 V

(b)600 V

z/m(c)近出口段沿通道中心線電勢分布圖4 80 mg/s流量時不同電壓下電勢分布Fig.4 Potential distribution at different voltages at 80 mg/s flow rate

由此推測對于大功率霍爾推力器這種大口徑情況，電壓低會使得工質利用率也相對較低，進而造成推力器整體效率變低。

進一步計算放電電流等宏觀參數以及推力和陽極效率等性能參數，具體見圖8所示。從圖8可以看出，隨放電電壓的增大，放電電流增加，但500 V與600 V電流接近；隨電壓升高，推力隨之增加；然而，放電電壓600 V陽極效率低于500 V時情況，分析其原因，由于600 V電場較大，電子溫度較高，此時電子繞磁力線做螺旋運動的半徑較大，電子易脫離磁力線約束而受電場影響向陽極運動。這導致電子在通道內滯留時間明顯降低，因此雖然600 V情況電子溫度高，但其工質利用率與500 V相比略有降低，如圖9所示。另一方面由于陽極電壓高，離子加速大，離子撞擊壁面能量損失多，能量損失高，導致了600 V工況陽極效率較低。

z/m圖5 近出口段沿通道中心線電子溫度分布Fig.5 Electron temperature distribution along the center line of the channel near the exit section

γ/m圖6 通道內沿徑向電子溫度分布Fig.6 Radial electron temperature distribution in the channel

t/s圖7 不同電壓下的工質利用率Fig.7 Utilization rate of working medium at different voltages

t/s(a) 不同電壓下放電電流

t/s(b) 不同電壓下推力

t/s(c) 不同電壓下陽極效率圖8 不同電壓下性能參數Fig.8 Performance parameters at different voltages

b.30 kW下性能參數計算

受試驗條件及能力限制，試驗驗證擬在30 kW放電功率下開展，因此選擇30 kW功率作為分析點進行性能參數計算。仿真結果達到穩(wěn)定狀態(tài)后，推力器宏觀放電特征參數情況，見圖10所示。從圖10中可以看出，基于上文分析研究，電壓過低會降低推力器效率，為此，選定工作電壓為500 V，流率為58.2 mg/s，在此工況下進行仿真模擬，結果為：推力器放電電流約為58.8 A，推力達1 380 mN，陽極效率約為54%，比沖約為2320 s，見圖10所示。

徑向/m圖9 500V與600V工況工質利用率Fig.9 Working medium utilization rate at 500 V and 600 V conditions

t/s(a) 放電電流

t/s(b) 推力

t/s(c) 比沖

t/s(d) 效率圖10 500V，58.2mg/s工況下，推力器的計算放電電流、推力、比沖、效率Fig.10 Discharge current,thrust,specific impulse and efficiency of thruster are calculated under the condition of 500V and 58.2mg/s

3 試驗驗證分析

開發(fā)了50 kW級霍爾推力器原理樣機——HET-450，樣機見圖11所示，以此樣機開展試驗驗證分析，HET-450推力器在蘭州空間技術物理研究所自主設計搭建的TS-7A低溫真空試驗平臺上開展了點火試驗，系統(tǒng)連接關系圖見圖11所示；該真空系統(tǒng)主艙尺寸：φ4 500 mm(內徑)×10 000 mm(直段)；副艙尺寸：φ2 000 mm(內徑)×2 500 mm(直段)；抽速為每秒25萬升。系統(tǒng)達到10-4Pa以下本底真空環(huán)境，啟動推力器點火工作。首先，進行推力器放電室和勵磁線圈的加熱除氣；然后，開展高功率性能測試，具體為在低功率條件下點火，同時等比例調節(jié)勵磁電流，遵循最小電流原則調節(jié)磁場，通過逐步提升電壓、流率、勵磁電流等方式，增大功率；最后，在目標功率下放電穩(wěn)定一段時間后，進行推力測量。

推力測量系統(tǒng)采用單擺測力原理測量推力，其中，推力器垂直吊裝固定于主真空室頂壁，見圖12(a)；靶標反射鏡固定于推力器尾部，其結合激光干

圖11 HET-450樣機實物圖(上)和試驗設備系統(tǒng)連接圖(下)Fig.11 HET-450 Prototype physical drawing (top) and test equipment system connection drawing (bottom)

涉儀測量推力器微小位移，見圖12(b)。具體實施時首先校準，由于校準砝碼的重量已知，即產生的拉力大小已知，位移由激光干涉儀測量得到，通過不同重量的校準砝碼，從而可以得到“力——位移”曲線，可用F=kx+b表示，式中，F為拉力值，x為位移量，k為彈性系數，b為誤差系數(即校準曲線理論上不會過坐標原點)。當霍爾推力器工作產生推力時發(fā)生的位移由激光干涉儀測出，把位移量代入公式，通過比對即可得到霍爾推力器產生的推力大小。

基于上述試驗操作過程，考慮到試驗系統(tǒng)的條件及能力，在30 kW級功率實現了穩(wěn)定工作，這也表明推力器整體熱分析和熱設計具有有效性。在大功率霍爾推力器試驗過程中，選用氙氣作為工作氣體，在流率為58.2 mg/s，陽極電壓500 V，實現了穩(wěn)定放電，為恒壓模式；此時試驗測得陽極電流約為59 A，通過高壓探頭以及電流探頭獲得陽極放電電壓和放電電流的放電曲線，具體見圖12(c)(d)所示。通過推力系統(tǒng)測量此工況下的推力為1.33 N，推力與仿真計算數值1.38 N偏差在5%以內，由此認為測量和仿真數值具有較高的符合性，表明采用推力器設計結合仿真驗證，迭代推動推力器定型的方法行之有效，性能指標達到了設計預期值，即仿真性能數值，進而說明推力器整體設計合理而有效。

(a) 推力器艙內吊裝圖

(b) 激光干涉儀實物圖

t/s(c) 放電波形曲線

(d) 放電羽流圖圖12 試驗裝置及試驗結果Fig.12 Test device and test results

4 結論

開展了大功率霍爾推進技術研究，從熱分析、性能仿真以及試驗驗證等方面進行了分析闡述，形成結論如下：

(1)基于分析完成針對性熱防護設計，據此建立熱仿真模型并計算，獲得了陽極、磁芯、陶瓷組件、內外勵磁線圈等關鍵組件溫度，結果表明各處溫度均在設計要求范圍內，體現出設計的有效性。

(2)通過固定流率開展不同電壓下的電離特性分析，獲得在這種大尺寸情況下，工質會由于電壓低而利用率降低，使得推力器效率低；但從陽極效率分析來看，600 V陽極效率低于500 V時工況，分析原因為高壓電場較大，電子在通道停留時間短，電離不充分，但離子加速大，離子撞擊壁面能量損失多，使得電離效果差，能量損失高，導致了600 V工況陽極效率較低；上述特性分析支持了推力器最優(yōu)工況點的優(yōu)化設置。

(3)采用激光干涉推力測量法，測量了30 kW功率下推力器的性能，獲得1.33 N推力，與理論分析計算值1.38 N偏差在5%以內，具有較高的符合度，表明大功率霍爾推力器設計合理而有效。

在后續(xù)研究中，將繼續(xù)以仿真和試驗相結合方式開展更高功率下推力器放電特性研究，為大功率霍爾推力器技術成熟度提升提供支持。