多模式離子推力器放電室和柵極設計及其性能實驗研究*

李建鵬 趙以德 靳伍銀 張興民 李娟 王彥龍

1) (蘭州理工大學機電工程學院,蘭州 730050)

2) (蘭州空間技術物理研究所,真空技術與物理重點實驗室,蘭州 730000)

針對小天體探測任務對離子推力器設計要求,完成總體方案設計,開展了四極環形磁鋼會切場放電室和凸面三柵變孔徑柵極設計,采用試驗研究和理論分析的方法研究了放電室、柵極設計的合理性及匹配性,試驗結果表明: 多模式離子推力器實現了寬范圍穩定放電和引出,在277—3120 W 功率下,推力從9.9 mN 線性增加到117.2 mN,比沖從1269 s 臺階上升到3492 s,束流發散角從30.7°下降到26.8°并趨于穩定,各工作點矢量偏角小于1.5°,束流平直度大于0.75,柵極穩定化處理是控制柵間距一致性的重要方法,采用應力釋放鉬安裝環熱設計后柵極間距極差得到有效控制,最大下降百分比為90%,本研究為離子推力器多模式化設計及在軌應用工程研制提供參考.

1 引言

離子電推進因其高比沖、長壽命、推力寬范圍精確可調等優勢成為先進衛星平臺的標志,為航天器提供動力,在星際深空探測領域,多模式離子推力器更是受到各國的普遍重視并得到工程應用[1-3].美國DS-1 和DAWN 號深空探測器配備NSTAR-30 推力器,口徑為30 cm,放電室設計采用三極環型會切場,離子光學系統采用凸面鉬雙柵,推力在20—92 mN 寬范圍可調[4-6],隨后研發36 cm NEXT推力器,放電室采用多極環切場,并采取多余物抑制措施,離子光學系統為鉬雙柵結構,推進劑采用放電室反向供給,推力在26—236 mN 寬范圍可調,比沖最高4200 s[7].同時針對深空探測美國也開發了口徑為57 cm的NEXIS 推力器,放電室采用六極環切場,離子光學系統采用碳碳復合材料,功率覆蓋范圍13—28 kW[8].22 cm T6 推力器采用發散場磁場構型放電室,鋇鎢空心陰極,變孔徑鉬屏柵+碳加速柵凹面雙柵離子光學系統,在2.43—4.50 kW 功率下,推力75—145 mN,比沖最高達到4120 s[9].

國內外學者就多模式離子推力器等離子體運動、碰撞、激發、電離、輸送、約束等開展了大量理論研究[10-14],放電室仿真模擬方面,Brophy 和Wilbur[15]建立了描述放電室性能的零維模型,Arakawa 和Wilbur[16]與Mahalingam 和Menart[17]基于PIC-MCC 算法通過二維模型探究了磁場結構對放電室等離子體的約束.Wang 等[18]、陳茂林等[19]、龍建飛等[20]以及Wirz 和Goebel[21]通過仿真研究了多模式離子推力器離子光學系統設計及其對推力器的影響,多模式離子推力器在國外已實現在軌應用,公開研究成果聚集于在軌表現,地面磨損測試等方面,但對離子推力器多模式化研究、詳細工程設計報道較少.

我國研究起步較晚,蘭州空間技術物理研究所研制的單工況點LIPS-200、雙工況點LIPS-300 推力器適用于地球同步軌道衛星,分別于2017 年、2020 年實現在軌工程應用[22-24],針對我國首次小天體探測任務探測器與太陽距離1—3.5 AU 大范圍變化需求,設計了300—3000 W 多工作點電推進系統,為小天體探測器從地球向主帶彗星轉移段提供必要的推力[25].

本文基于我國首次小天體探測任務對推力器的實際需求,提出總體方案設計,開展放電室寬范圍適應性、離子光學系統屏柵變孔徑及熱穩定性設計,搭建性能測試、熱穩定性和束流分布特性測試平臺,驗證推力器放電室、離子光學系統設計的合理性及匹配性,本文的研究對離子推力器多模式化設計及工程化樣機研制有重要意義.

2 多模式離子推力器設計

離子推力器多模式設計要求提供原初電子的主陰極具有寬范圍電子發射能力,放電室兼顧寬范圍適應性和小功率放電穩定性,離子光學系統要解決大功率模式下柵極中心束流欠聚焦和小功率模式下柵極邊緣束流過聚焦問題,最終通過放電室與離子光學系統匹配設計實現較高的束流平直度,離子推力器在結構、幾何參數一定的條件下,通過電氣參數的控制實現多模式調節和穩定輸出.

2.1 總體方案設計

推力器總體方案設計:為了提升放電室放電效率、改善放電室下游束流分布特性,放電室采用四極環形會切場構型,永磁鐵為耐高溫低磁損釤鈷材料,空心陰極采用20 A 全石墨觸持極六硼化鑭發射體方案,離子光學系統采用高引出、低濺射率三柵極技術方案以提高工作壽命,并采用應力釋放結構及鉬材料安裝環增加了熱穩定性,供電采用高低壓分組及大電流供電內引線三線并聯技術方案,總體承力結構采用主支撐環集成式框架設計.

2.2 放電室

放電室是產生和約束等離子體的場所,小天體探測多模式離子推力器放電室的設計需要重點考慮功率寬范圍適應性和低功率下放電穩定性.

束電流口徑設計是推力器設計的初始條件,由Child-Langmuir 方程可得柵極組件的最大束電流密度為[26]

式中,ε0為真空介電常數;e為元電荷量;mi為工質氣體離子質量;le為柵極有效柵間距,le=為柵極間距,ts為屏柵厚度,ds為屏柵孔直徑;Vt為屏柵與加速柵之間的電壓.

考慮推力器可靠性設計裕度,取極限束電流密度的80%為推力器工作最大電流密度,則束電流口徑:

推力器最大工況下Ibmax=2.1 A,結合下文柵極設計參數,束電流口徑需大于24.6 cm,考慮設計裕度及柵極抗力學特性,柵極口徑設計為30 cm.

其中放電室口徑Dd取值一般較束電流口徑略大[27],取:

放電室長度設計需要兼顧工質利用率和電離效率,長徑比Ld/Dd一般在0.4—1 范圍內分布,放電室幾何構型采用直段陽極筒+錐段陽極筒的方式,這主要是為了增加原初電子的約束長度,提高推力器效率和束流均勻性,減少對柵極的濺射刻蝕,提升推力器壽命.

多模式離子推力器整體結構設計參數來源于最大功率約束條件下束流口徑,極限束電流密度等.最小功率點下,離子推力器放電室內工質氣體流率較小,為了兼顧最大功率點設計要求,放電室幾何參數較大,小流率下放電室中性氣體濃度低,當陰極發射電流一定,放電室等離子體密度低容易引發放電不穩定.

因此主陰極發射電流和工質流量大小也是影響推力器小功率下放電穩定性的重要因素,通過增加放電室氣體工質流量,犧牲推力器工質利用率,增大主陰極觸持電流犧牲效率可提高多模式離子推力器小功率下放電穩定性.但為了提升推力器性能,拓寬推力器多模式調節能力,需要開展磁場的優化設計.

多模式離子推力器放電室磁場由四組磁環組成,如圖1 所示,分別為上磁極、中磁極、錐段磁極和下磁極,通過偶數的四極場可以使靠近柵極的區域趨向為無場區,使得噴口處等離子體密度均勻性得到改善,滿足功率寬范圍多工作點輸出要求.

圖1 四極環形磁鐵會切場示意圖Fig.1.Schematic diagram of ring magnets cusp field.

環形會切場放電室將擺放永磁鐵的四周打開,南北極方向交替的永磁體組成的磁場結構如圖2所示,從圖可以看出,永磁鐵會形成尖頭形磁力線結構,靠近永磁鐵的磁感應強度有一個最大值,并沿著腔內方向變小,這種結構使得放電室等離子體空間的大部分為無磁場區.

圖2 四極會切磁場多極邊界剖面圖,包括磁力線及磁場等值線分布Fig.2.Cross section (side) view of a four-ring-cusp magnetic multipole boundary showing the magnetic field lines and examples of contours of constant magnetic field.

其中放電室磁場強度的空間分布為[26]By是磁極表面的磁場強度,d是磁極間的距離,w是磁極的寬度,x是沿著陽極壁面距離磁極的距離,y是與陽極壁垂直的方向.

磁鐵間中心線總的磁場強度為

q是磁偶極子數量,δ是磁鐵高度的一半,M是每個磁鐵單位長度的磁偶極子磁場強度,等于磁偶極子的數量乘以磁鐵長度:

其中Br是磁鐵剩磁,Vm是磁鐵體積.

放電室磁場設計要兼顧放電高效性、均勻性、小功率下穩定性,磁場強度高可提升推力器效率,但太高會導致陽極吸收面積較小,陽極面積小到一定值時等離子體電位將變為負值,放電電壓一定,負等離子體電位降低了原初電子能量,電子、原子的碰撞頻率降低,電離率下降,放電室在小功率下放電震蕩變大,甚至導致推力器熄弧.

離子推力器放電電流:

其中kB為玻爾茲曼常數,1.3807×10—23J/K ;Te為電子溫度,eV ;m為電子質量,kg;e為電子電量,1.602×10—19C;ne為等離子體電子密度,m—3;Aa為陽極表面能吸收電子和離子的面積大小,m2;φ為陽極的等離子電勢,V.

Aa與電子和離子的拉莫爾半徑有關:

其中rh為混合拉莫爾半徑,m;Lc為磁極的總長度,m;re為電子拉莫爾半徑,m;ri為離子拉莫爾半徑,m.

從(9)式可以看出,隨著磁場強度減小,陽極表面能吸收電子和離子的面積Aa增大,放電電流增大,即放電電流與磁場強度成反比.為了避免小功率下推力器出現放電不穩定甚至熄弧現象,通過減弱放電室磁場強度可增加磁空區,進而提高放電均勻性,同時由于磁場對原初電子運動約束能力的降低,放電電流增加,通過減弱磁場與放電電流的設計匹配,可滿足小天體多模式離子推力器低功率下穩定放電需求.

基于離子推力器口徑和放電室幾何構型,尺寸,磁場設計中磁極數量和強度的選擇要考慮將磁場控制在陽極表面區域,增大放電室內部的磁空區,迭代優化后放電室內部磁感應強度分布如圖3所示,兼顧寬范圍放電室均勻性和小功率下放電穩定性,多模式離子推力器放電室設計參數如表1 所列.

圖3 放電室磁感應強度等值線Fig.3.Magnetic field contours in the ion thruster discharge chamber.

表1 離子推力器放電室設計參數Table 1.Design parameters of the ion thruster discharge chamber.

2.3 離子光學系統

離子光學系統其引出性能取決于本身的設計特性和與上游放電室等離子體分布的匹配性.離子光學系統引出束流因空間電荷效應限制而遵守Child-Langmuir 方程,一定總加速電壓下,用單孔導流系數p表征離子光學系統的引出能力

ib為單孔束流強度,因此,要使離子光學系統獲得較大的導流系數就需要柵極的孔徑大于柵間距,理想的離子光學系統要求是束流密度高、發散角小、均勻度高,選取合適的柵極孔徑和柵間距離可以獲得適宜的導流系數,從而獲得較好的離子引出,減小對柵極的轟擊.

凹面柵極會擠占放電室空間,沿柵極表面想要設計成無場區較困難,束流平直度較差,進而引起柵極溫度梯度增加,濺射加劇,同時選擇球面凸柵可保證柵極在寬范圍引出熱循環工況下形變方向的一致性,因此選擇面向小天體探測的多模式離子推力器采用凸面三柵結構.

束流均勻性直接關系著推力器的壽命和可靠性,為了提升推力器束流均勻性,采用變孔徑屏柵孔徑ds(r) 與等離子體密度ni(r) 和電子溫度Te(r)分布相匹配,即屏柵上不同徑向位置的屏柵孔徑按該位置的ni和Te來確定,單孔束流ib與等離子體密度ni、電子溫度Te、損失因子 exp(?2ts/ds) 和屏柵孔徑ds各個參數的關系為[27]

將屏柵進行分區,然后計算出各區域ni和Te的相對平均值,若將(11)式指數項展開為級數,可得

式中,下標k 代表k 區域,下標j 代表j 區域.根據各區域內單孔引出束流相同,即ib,k=ib,j,確定不同區域的屏柵孔徑ds(r),參數如表2 所列,通過不同的孔徑引出相同的束流來改善束流密度均勻性,其示意圖如圖4 所示.

圖4 變孔徑屏柵示意圖Fig.4.Diagram of the variable aperture screen grid.

表2 離子光學系統屏柵變孔徑分區及歸一化后參數Table 2.Normalized parameters for screen grids with variable aperture zones.

推力器熱態點火時,柵極材料受熱膨脹造成屏柵、加速柵和減速柵之間的間距沿著半徑方向發生變化,由于各電極間厚度、幾何透明度、能量沉積的差異性,三柵極工作時各電極的變形速率和變形量不同,柵間距分布不一致使得導流系數發生改變,柵孔對中性差使得離子運動軌跡發生偏移,影響束流均勻性和推力器壽命.柵極組件初始設計采用無應力釋放鈦合金支撐環方案,點火中推力器雙柵間束流閃爍較多,在高功率點火后甚至出現柵片邊緣翹曲現象,如圖5 所示.

圖5 改進前后柵極邊緣變形情況對比 (a) 無應力釋放鈦安裝環;(b) 應力釋放鉬安裝環Fig.5.Comparison of grid edge deformation before and after improvement: (a) Ti mounting ring without strain relief;(b) Mo mounting ring with strain relief.

為了滿足多模式離子推力器柵極組件寬范圍束流引出需求,提高束流均勻性,延長壽命.采取以下措施提高柵極組件熱穩定性: 1) 將柵極組件安裝環設計在推力器放電室外部,以降低安裝環處溫度,減小放電室對柵極組件邊緣的熱影響;2) 柵極安裝環采用鉬材料代替之前的鈦合金材料,使工作時安裝環與柵片間的熱變形協調一致;3) 柵極安裝環設計應力釋放槽,提高柵極在高溫下的形變一致性,圖5 給出了優化前采用無應力釋放鈦安裝環和優化后采用應力釋放鉬安裝環柵極邊緣變形示意圖,可以看出優化后推力器高溫工況下柵片邊緣無翹曲,熱穩定性好.

基于多模式離子推力器離子光學系統束流寬范圍引出特性,設計參數如表3 所列.

表3 離子光學系統設計參數Table 3.Design parameters of the ion optical system for ion thrusters.

空心陰極設計發射電流20 A,為了滿足長壽命需要,陰極觸持極為全石墨材料,空心陰極發射體為六硼化鑭材料.圖6為推力器原理樣機照片,圖7為推力器現場工作圖.

圖6 離子推力器原理樣機Fig.6.Ion thruster prototype model.

圖7 離子推力器點火照片Fig.7.Discharge of the ion thruster.

3 試驗系統和方法

離子推力器性能測試實驗是在TS-7 B 電推進真空實驗系統上開展的,設備參數參考文獻[3],試驗組成如圖8 所示,采用激光干涉推力測量系統對推力進行實測,對比沖進行計算.

圖8 試驗組成圖Fig.8.Schematic diagram of experimental principle.

束流發散角和推力偏角是束流特性的重要表征量,其測試方法是: 通過探針采集所在測點的電流密度來確定束流面積和束流中心,根據束流面積計算束發散角γ,根據束流中心計算推力偏心角λ,束流發散角通過測量離子推力器出口下游1000 mm處束流密度分布得到,束流均勻性分布測量采用單法拉第探針在束流下游通過線掃描的方式進行測量.

束發散角:

式中,γ為推力器束流發散全角,一般指束流覆蓋90%的區域;ФB為推力器束徑(300 mm);ФT為束發散角測試直徑;L為法拉第筒到推力器出口的距離.

推力偏角:

其中d為法拉第探測面處束流中心到推力器中心軸線的距離;L0為束流發散角所在直線與推力器中心軸線的交點到法拉第探針探測面的距離.

性能測試試驗: 在額定供電、供氣參數下進行23 個工作點下的測試試驗[25],采用激光干涉推力測量系統進行推力實測和比沖計算.

柵極熱穩定性設計驗證: 在推力器不引束流的冷態情況下開展柵極間距測試,測試時,在柵片上設置有13 個間距測量點,其中1—12 測量區域為柵極半徑OF(200 mm)處所在直徑15 mm的圓心區域,如上圖3 所示,表征柵極四周區域間距的變化,13 測量區域為圓心O所在直徑15 mm 區域,表征柵極中心區域的間距變化.

4 結果和討論

4.1 功率與束電流、推力、比沖

離子推力器輸入功率為工作時所輸入的所有電功率之和:

式中,Vb,Vd,Va,Vk,Vn分別為屏柵電壓、放電電壓、加速電壓、陰極和中和器觸持電壓,單位為V;Ib,Id,Ia,Ik,In分別為束電流、放電電流、加速電流、陰極和中和器觸持電流,單位為A.

離子推力器工作參數與性能的關系如下[23]:

推力:

其中α為發散角修正系數;β為雙荷離子修正系數;M是氙離子的質量,2.18×10—25kg;g為重力加速度,9.8 m/s2;e是電子的電量,1.6×10—19C;Ub為束電壓;θ為90%束流區域內的發散角半角.

采用激光干涉推力測量系統對推力進行實測并與(17)式對比修正,α取0.972,β取0.977.比沖按(18)式計算:

從圖9 和圖10 可以看出,多模式離子推力器設計合理,實現了功率寬范圍穩定放電和束流可靠引出,能夠滿足多工作點變推力需求,束電流隨功率增大,從0.3 A 不斷上升到2.1 A,推力隨功率近線性增加,在277—3120 W 功率下能夠實現9.9—117.2 mN 變推力寬范圍工作,推力實測值與計算值最大誤差小于2.7%,比沖隨功率增加開始快速增大,臺階上升,到達一定值后趨于穩定.

圖9 離子束電流隨功率變化曲線Fig.9.Ion beam current as a function of input power.

圖10 推力、比沖隨功率變化曲線Fig.10.Thrust,specific impulse as a function of input power.

功率寬范圍調節策略分為2 步,首先是保持屏柵電壓一定,精確調節陽極電流和放電室流率,在其屏柵電壓下引出不同束流,實現功率小范圍調節,再通過大步長調節屏柵電壓實現功率的寬范圍調節,離子推力器工質流量供給分為3 路,即中和器、主陰極和陽極,一定柵極電壓下,離子推力器的比沖取決于流率,推力器寬范圍調節流率設置原則是: 工作點一定,主陰極、中和器工作在點狀模式且比沖最大化,即中和器、陰極工作在點狀模式的流率最小值為該工作點流率設計值,陽極流率設置要求是放電室工質利用率不高于放電損耗突增轉折點,且最高不超過90%,通過電氣參數大小步長迭代調節能夠實現比沖在1269—3492 s 寬范圍工作.

4.2 柵極熱穩定性設計驗證

柵間距和柵間距分布一致性是離子推力器多模式調節和長壽命實現的重要影響因素,這是由于柵極幾何參數不變,一定束電流下,受離子光學系統交叉限制和導流系數限制,柵極可正常聚焦的總加速電壓范圍一定,即柵極束流正常聚焦引出的限制其實為束電流和總加速電壓之間的限制關系[26].如果柵間距不一致,則交叉限制屏柵電壓受限于柵極的最小熱態柵間距,同時導流系數限制屏柵電壓又受限于柵極的最大熱態柵間距,柵極可正常聚焦多模式調節范圍變小,當工作在最優導流系數附近,柵極通過靜電場的作用對離子聚焦、定向和加速,能夠避免柵極對離子的攔截.當工作電壓或者是電流超過極限范圍后,由于柵極間的空間電荷飽和效應會造成離子發散角急劇增加,并導致高能離子對加速柵和減速柵直接轟擊,降低推力器工作壽命.

離子推力器柵極為薄壁多孔弱剛度結構,由于受到等離子轟擊存在熱變形,在工程應用中為了保證柵極組件在多次熱沖擊下的穩定性,通常在柵極初始裝配后開展柵極穩定化熱處理,方法是將初裝的柵極組件裝配與離子推力器上按照低功率-高功率,高功率-低功率順序開展束流引出,通過高低溫循環釋放柵極加工、制造、裝配產生的應力,因此在熱穩定性驗證實驗中分別測量初始裝配和熱穩定化后柵極間距用以評估熱設計.

圖11 給出了柵極組件采用無應力釋放鈦安裝環和應力釋放鉬安裝環屏柵-加速柵各測量點間距測量值.優化前,柵極組件初始裝配后屏柵-加速柵二者間距為0.912 mm,穩定化后釋放了應力,二者間距增大到1.140 mm,初始裝配與穩定化后間距對比,四周變化百分比25%,中心變化百分比25.8%.優化后,柵極組件初始裝配后屏柵-加速柵二者間距為0.892 mm,穩定化后變化為1.023 mm,四周前后變化百分比14.6%,中心變化百分比18.5%.

圖11 不同測量點屏柵-加速柵間距 (a) 優化前;(b) 優化后Fig.11.Screen grid-acceleration grid spacing at different measurement position: (a) Before optimization;(b) after optimization.

圖12 給出了優化前后加速-減速柵各測量點間距測量值,采用無應力釋放鈦安裝環,柵極初始裝配和穩定化處理后加速-減速柵二者間距分別為0.798 mm 和1.004 mm,采用應力釋放鉬安裝環柵極初始裝配后加速-減速柵二者間距為0.804 mm,穩定化后變為0.825 mm,四周前后變化百分比從優化前的25.8%降低到2.6%,中心前后變化百分比從優化前的20.8%降低到7.4%.表4 給出了優化前后柵極穩定化處理后柵間距變化對比數據.從表4 可以看出,采用應力釋放結構優化和鉬安裝環材料優化熱設計提升了柵極熱穩定性,屏柵-加速四周極差從0.1 mm 降低到0.01 mm,中心極差從0.330 mm 降低到0.180 mm,加速-減速四周極差從0.290 mm 減低到0.075 mm,中心極差從0.290 mm降低到0.115 mm,中心極差較四周大,主要是因為離子推力器柵片連接采用四周固定,在柵極組件經歷高溫工況后遠離固定位置的中心發生較大的偏移.

表4 優化前后柵極穩定化處理后柵間距變化量Table 4.Variation in grid gap with stabilization before and after optimization.

圖12 不同測量點加速柵-減速柵間距 (a) 優化前;(b) 優化后Fig.12.Accelerator-decelerator spacing at different measurement position: (a) Before optimization;(b) after optimization.

4.3 束流分布特性

圖13 給出了推力器不同工作點下的束流發散角、推力偏角測試結果,可以看出最小功率工作點277 W 時,束流發散角為30.7°,其余工作點束流發散角均小于30°,矢量偏角均在1.5°以內,符合設計預期,有利于長壽命實現,且隨著功率的增加,束流發散角呈現變小趨勢并趨于穩定,分析認為該現象與柵極組件引束流的聚焦性有關,離子鞘層形狀相對柵極位置并非固定不變,而是受等離子體密度,柵間電壓,柵極材料特性、柵孔孔徑和間距等各種因素的影響,理想工作條件下,鞘層彎曲成球冠狀,凹面對著屏柵孔,使得鞘面發射的離子全部進入屏柵孔內,離子有理想聚焦的運動軌跡,小功率工作點下等離子體密度低,鞘層與離子加速區域較遠,部分離子束過聚焦導致束流發散角大[23].此外,高功率下束流發散角較小也與導流系數p有關,隨著功率的增大,等離子體密度增大,沉積在柵極組件的能量變大,柵極有效間距le 減小促使柵極導流能力增強,束流發散角變小,后續采用邊緣變孔徑設計,以解決小功率下邊緣區域束流欠聚焦問題.

圖13 推力器不同工作點下的束流發散角和矢量偏角Fig.13.Beam divergence angle and thrust vector angle at different operating points.

離子束流的均勻性是離子推力器設計的關鍵指標,是影響離子推力器寬范圍調節和長壽命實現的關鍵因素.推力器束流密度徑向分布測試是準確評估束流平直度的有效方法,束流密度徑向分布曲線是束流均勻性的表征量,可為推力器性能改善和壽命優化提供數據,圖14 給出了推力器功率最大工況點1.2 倍拉偏下柵極熱穩定性設計優化前后束流密度對比曲線,可以看出,改進前離子推力器束流密度分布呈雙山峰形,改進后密度分布曲線基本為平頂形,束流均勻性較好,束流平直度提升了10%.圖15 給出了優化后7 個典型工作點下束流密度徑向分布特性測試結果,可以看出多模式離子推力器隨著功率增大,束電流密度增大,在不同的工作點下束流密度分布曲線無尖峰,較平緩,束流均勻性較好,束流平直度達到0.75,說明多模式離子推力器放電室磁場和離子光學系統設計合理且匹配良好,能夠滿足電推進系統多模式,長壽命設計要求.

圖14 柵極熱穩定設計優化前后束流密度分布Fig.14.Radial beam current density profile before and after optimization of grid thermal stabilization design.

圖15 推力器不同工作點下的束流密度分布Fig.15.Radial beam current density profile at different operating points.

5 結論

1) 基于小天體探測任務對電推進系統的設計需求,提出四極環形會切場放電室,凸面三柵變孔徑柵極,全石墨觸持極六硼化鑭發射體空心陰極、集成式主支撐環承力結構的總體設計方案,開展了功率寬范圍適應性、低功率放電穩定性的放電室參數詳細設計;

2) 通過變孔徑屏柵設計方案實現了引出束流與放電室電子溫度分布相匹配,束流均勻性好,各工況下束流平直度大于0.75,提出應力釋放鉬安裝環熱設計并開展試驗驗證,結果表明: 柵極穩定化處理是控制柵間距一致性的重要方法,優化后柵極變形得到有效控制,柵極間距極差最大下降百分比為90%,優化前后屏柵-加速,加速-減速四周極差分別從0.10 mm,0.290 mm 下降到0.01 mm 和0.075 mm,中心極差分別從0.330 mm,0.290 mm下降到0.180 mm 和0.115 mm;

3) 搭建了離子推力器性能測試和束流特性測試平臺,試驗結果表明: 多模式離子推力器推力隨功率近線性增加,比沖隨功率臺階上升,束流發散角隨功率呈現變小趨勢并趨于穩定,在277—3120 W功率下能夠實現推力在9.9—117.2 mN,比沖在1269—3492 s 寬范圍穩定工作,各工作點束流發散角小于30°,矢量偏角小于1.5°.