地球静止轨道LIPS-300离子电推力器热设计与优化

胡帼杰,李健,刘百麟

中国空间技术研究院通信卫星事业部,北京100094

地球静止轨道LIPS-300离子电推力器热设计与优化

胡帼杰*,李健,刘百麟

中国空间技术研究院通信卫星事业部,北京100094

LIPS-300离子电推力器工作时产生的大量热耗会严重影响其工作性能,因此推力器的热控设计和在轨温度预计是推力器设计的关键技术之一。文章首先提出了地球静止轨道LIPS-300离子电推力器热设计,建立了离子电推力器热分析有限元模型。然后,针对典型的地球静止轨道位保工况开展了LIPS-300离子电推力器的在轨热分析,得到了LIPS-300离子电推力器重点部件在轨工作时的温度预计:下极靴、阳极筒、屏栅、下磁钢为主要的高温位置,且下磁钢温度可能超出材料温度上限。最后,基于热分析的结果结合离子电推力器的特点提出适当增加外壳散热面积是离子电推力器优化设计的有效方向,而增强阳极筒、极靴与屏栅筒间的内部换热是无效的设计优化方向。

地球静止轨道;离子电推力器;热设计;在轨热分析;优化设计

Key words:geosynchronous orbit;ion thruster;thermal design;thermal analysis in orbit; optimization design

离子电推进技术是先进的空间推进技术,其比冲比常规化学燃料发动机高出数倍,大大提高了卫星的有效载荷质量,延长了卫星在轨工作寿命。随着航天器在轨应用需求的不断增加,对离子电推进系统也有了更高的要求。大推力、高比冲、长寿命及高可靠性已经成为目前离子电推力器技术发展的趋势[1-2]。

中国兰州空间技术物理研究所研制的20 cm口径LIPS-200离子电推力器已经于2012年进行了飞行演示试验[3],得到了成功验证。为了获得更大的推力和比冲,在LIPS-200离子电推力器的基础上又研制了推力更大的30 cm口径LIPS-300离子电推力器[4]。不过,LIPS-300离子电推力器在推力增加的同时产生的热量也大大增加,从而严重影响电推力器的工作性能和使用寿命[5-7],因此电推力器的热控设计和在轨工作温度预计是电推力器设计的关键技术之一。

关于电推力器的设计技术,公开发表的可借鉴资料甚少,尤其缺少详细的设计技术资料。从可见的报道中推测,热控设计中采用的主要散热措施包括表面涂覆散热涂层和外壳开多孔两种。外壳开多孔可以增加推力器放电室与冷空间的换热,但是也会增强外部热环境对推力器内部环境的影响,同时也大大增加了机械加工的难度,因此不是优选的设计方案。而表面涂覆散热涂层能有效地提高相应表面的散热效率,改善推力器内部热量的散热条件,是有效的设计方案。不过,国外资料中没有给出散热涂层的涂覆位置、散热路径和散热面设计等具体热控设计方案。国内研究中,孙明明等[8]仅根据对LIPS-300离子电推力器的地面稳态分析讨论了表面散热涂层的优化作用,但没有进行在轨热分析,也没有给出系统的热控设计和优化分析。

为了提高LIPS-300离子电推力器的性能和可靠性,需对其进行系统的热控设计和在轨热分析,并对电推力器提出设计优化建议。本文即针对典型的地球同步轨道位保工况对LIPS-300离子电推力器开展热设计和在轨热分析,并基于热分析结果提出设计优化方案。

1 LIPS-300离子电推力器

1.1 电推力器构成和星上布局

LIPS-300离子电推力器主要由主阴极、放电室、栅极组件、中和器、外壳(含安装板)等部分组成。其中,放电室由阳极筒、屏栅筒、磁铁和极靴组成,主阴极安装在放电室底部屏栅筒中央,中和器阴极安装在外壳外壁上。离子推力器内部结构如图1所示。

图1 LIPS-300离子电推力器内部结构示意Fig.1 Schematic of the LIPS-300 ion thruster structure

电推力器在星上的安装位置如图2所示。四台LIPS-300离子电推力器对称安装于卫星背地板外表面上。该布局电推力器包络要求:电推力器在星上安装后,距离星体南北板外表面的横向尺寸和纵向距离背地板外表面的尺寸的最大包络处均应满足运载包络要求。

LIPS-300离子电推力器通过柱段外壳安装法兰与矢量调节机构的连接板隔热安装,矢量调节机构通过安装底板上的安装孔与卫星舱板隔热安装。

1.2 内部热耗

离子电推力器依靠气体放电并中和产生推力,放电腔内部各类带有能量的粒子在沉积过程中会产生大量热耗,并由等离子体云团向放电腔不同内表面辐射[9-11]。此外,在离子电推力器工作时发射体需要维持较高的温度才能克服逸出功并产生电子。

孙明明等[12-13]基于能量沉积数学模型计算得到了LIPS-300离子电推力器在不同工作模式下放电室各个部件相应位置的内部热耗以及发射体的温度。在5.0 k W高功率模式下,总热耗共585.47 W,其中阳极筒占393.35 W,主阴极、屏栅及加速栅分别加载剩余热耗,发射体维持约1740℃高温;在3.0 kW低功率模式下,总热耗共396.45 W,其中阳极筒占294.40 W,发射体温度约1734℃;在2.4 kW低功率模式下,总热耗共326.12 W,其中阳极筒占242.81 W,发射体温度约为1715℃。

图2 星上离子电推力器构型布局Fig.2 Arrangement of the ion thruster on the satellite

2 热设计

由于LIPS-300离子电推力器在轨工作期间放电室产生的高额热流是制约热设计的关键,因此由放电室至深冷空间设计有效的散热路径是实现LIPS-300离子电推力器温度控制的主要技术途径。根据上述设计原理,采取屏栅筒外表面、外壳内表面高发射率处理,强化放电室到离子电推力器外壳的辐射换热;在外壳外表面进行散热设计,将工作期间放电室产生的废热排散到深冷空间。

LIPS-300离子电推力器具体的热控设计如下:

1)上、下屏栅筒外表面(朝向外壳)进行本色阳极化处理(红外发射率εh为0.82),强化屏栅筒与磁钢、外壳之间的辐射换热。

2)前、后外壳内表面(朝向屏栅筒外表面)进行本色阳极化处理(εh为0.82),强化外壳与屏栅筒、磁钢之间的辐射换热。

3)前外壳外表面(朝向冷空间)含锁紧耳片均喷涂CCAg(Silver Composite Coating)型复合热控薄膜[14-15](太阳吸收率αS为0.3,εh为0.75),提高外壳外表面的散热效率。

4)后外壳外表面(朝向冷空间)包覆10单元多层隔热组件,削弱电推力器与星本体之间的热耦合。

5)除此之外,电推力器其他表面为原始表面状态。

图3为基于上述热控设计的离子电推力器散热路径示意。从图3中可以看到,本文开展的热设计中在屏栅筒和外壳以及外壳和深冷空间之间相应采用了本色阳极化处理和喷涂CCAg热控涂层强化散热,增强了LIPS-300离子电推力器大量热耗的排散。此外,如图3所示,上述热控设计中没有采用强化阳极筒和屏栅筒之间换热的措施,后续将详细分析此部分措施的影响。

图3 LIPS-300离子电推力器散热路径设计示意Fig.3 Schematic of the designed heat diffusion path of the LIPS-300 ion thruster

3 有限元建模

为便于分析计算,同时考虑到传热关系,在本文的有限元建模中采用了如下简化与假设:

1)电推力器安装在星外,星体内部温度对电推力器的影响只通过电推力器安装底板与星体接触面来实现,本文模型中把星体安装板作定壁温边界处理,忽略卫星本体舱内温度波动对电推力器的影响。

2)矢量调节机构按定温边界处理,外表面按包覆10单元多层隔热组件处理。

3)忽略离子电推力器与矢量调节机构之间的接触换热,按绝热处理。

4)电推力器放电室热流分布按照理论分析计算赋值[12-13],中和器阴极和主阴极发射体按定温边界处理。

5)屏栅和加速栅为带孔抛面,由于栅极开孔孔径较小无法精确建模,因此建模时简化为实体,然后根据开孔率折算等效的太阳吸收比和红外发射率。

6)忽略东西板和对地板上的星外凸出部件以及太阳翼对电推进分系统星外部件的温度影响。

7)忽略LIPS-300离子电推力器与星体之间连接电缆、管路的发热和漏热。

8)有限元模型中简化了与阴极相连的管路、电连接导线、表面连接处的螺孔螺钉等细小凸起部件。

对于在轨热分析,需要对电推力器和星体进行整体有限元建模。其中,主阴极处部件结构和热耦合关系复杂,且发射体有高温边界条件,为了保证有限元模型的准确性,建模中采用自动和人工结合的网格划分方法,分别建立了阴极发射体、阴极管、内外阴极屏套等有限元网格及热耦合关系。此外,上极靴、中极靴、下极靴是热分析的关键部件且结构形式复杂,建模中同样采用自动和人工结合的网格划分方法。

星本体东西舱板及推力器后外壳表面包覆的多层隔热组件,采用不均匀多层壳的建模方法。即直接在实体表面绘制面网格,并赋予不均匀多层壳属性,不均匀多层壳的顶层和底层的辐射属性分别按多层组件表面(即黄膜或黑膜)和实体的实际材料赋值,顶层和底层之间按多层隔热组件的当量辐射率赋辐射热耦合关系。此方法未新增单元和节点,计算效率较高。

图4为本文建立的LIPS-300离子电推力器和星体的有限元模型,模型共划分为111 697个面(壳)网格单元。

图5给出了LIPS-300离子电推力器的有限元模型,总共划分为27 250个面(壳)网格单元。

图4 整星有限元模型Fig.4 Finite element model of the whole-spacecraft

图5 LIPS-300离子电推力器有限元模型Fig.5 Finite element model of the LIPS-300 ion thruster

由于LIPS-300离子电推力器还未开展热平衡试验,本文仅能通过与孙明明等[8]开展的LIPS-300离子电推力器的地面稳态分析进行比对,验证文中建立的热分析模型。孙明明等使用ANSYS有限元软件建模,本文使用NX/ TMG有限元软件建模,两者得到的结果可以相互验证。不过,由于孙明明等建模的关注点在热变形分析,与本文建模的关注点和简化假设有所区别,因此本文热分析结果与其分析结果的对比会存在一定的差异。

对比验证工况取与孙明明等[8]地面稳态分析相同的边界条件,同样设置推力器工作条件为地面环境,温度为22℃。图6给出了本文热分析模型和孙明明等[8]的地面稳态分析模型得到的下磁钢及下极靴的温度分布,从图6中对比可以看出两者的温度分布规律相同且差异小于10℃,验证了本文热分析模型的合理性。

图6 下磁钢及下极靴温度分布结果Fig.6 Temperature distribution of the downstream magnet and downstream anode

4 在轨热分析

4.1 在轨热环境

对于LIPS-300离子电推力器典型地球同步轨道的位保工况,工作轨道参数为:轨道高度35 786 km,轨道周期24 h,轨道倾角0°,最长地球阴影时间72 min。由于轨道高度远大于10 000 km,卫星受到的地球辐射和地球反照可忽略不计,卫星外热流主要为太阳辐射,太阳辐照平均值为1 353 W/m2,春分、夏至、秋分、冬至是外热流变化的典型特征日,太阳辐照值有所不同,在夏至为1 309 W/m2,冬至为1 399 W/m2,分点为1 361 W/m2。

4.2 参数设置

在热分析中选取的电推力器主要部件的热物性参数如表1所示。

表1 LIPS-300离子电推力器材料属性Table 1 Material properties of the LIPS-300 ion thruster

4.3 工况设置

本文计算的卫星处于地球同步轨道,影响卫星温度变化的空间环境热源是太阳。经分析,离子电推力器极端低温工况出现在转移轨道,无外热流的情况。由于冬至太阳光照射南板且太阳辐照度最大,再加上寿命末期热控涂层退化,太阳吸收比升高,因此寿命末期的冬至靠近南板安装的离子电推力器将出现高温工况。

综上所述,本文进行以下2个典型高温、低温工况的热分析计算如下。

工况1:寿命末期,冬至轨道外热流,瞬态计算;+X侧2台离子电推力器24 h工作,离子电推力器内部功耗按照5.0 k W高功率模式的热流分布赋值,其余2台离子电推力器均不工作;卫星本体舱板定温为40℃,矢量调节机构定温为60℃。

工况2:转移轨道,无外热流,稳态计算; 4个离子电推力器均不工作;卫星本体舱板定温为0℃,矢量调节机构定温为0℃。

4.4 计算结果及分析

选取安装卫星背地板+X+Y侧的离子电推力器为主分析对象,其他3个离子电推力器为辅助分析对象,考虑其对主分析对象的遮挡影响。

工况1和工况2主要部件温度平均值Tave(部件各个位置温度的平均值)见表2,其中工况1还列出了部件温度的最大值Tmax和最小值Tmin(部件各个位置温度的最大值和最小值)。

表2 工况1、工况2主要部件温度计算结果Table 2 Simulation results of the main components temperature in Case 1 and Case 2 ℃

从计算结果可以看到,在低温工况,电推力器整体温度范围约为-191～-176℃,其中加速栅和支撑座由于与其他部件隔热设计,因此温度较电推力器其他部件低约10℃,电推力器整体温度在-179℃左右。

在离子电推力器在轨工作的高温工况下,下极靴、下阳极筒、上阳极筒、屏栅、下磁钢和下屏栅筒为主要的高温位置,具体分析如下:

1)主阴极有大量内部热耗,并且工作中主阴极维持约1 740℃恒定高温,受其影响下极靴、下阳极筒温度较高。此外,对于下阳极筒还有内部热耗影响,因此下极靴、下阳极筒为高温位置。

2)上阳极筒、屏栅受内部热耗以及下阳极筒和主阴极的热辐射影响温度也较高。

3)下磁钢和下屏栅筒没有内部热耗,不过它们与下极靴和下阳极筒有较强的热耦合(包括热传导和热辐射),因此下磁钢和下屏栅筒也是明显的高温位置。

考虑到磁钢的选材和工作性能要求,磁钢温度上限为380℃,下磁钢的温度最大值已经超过了温度上限要求。为了更清晰地描述磁钢在离子电推力器在轨工作高温工况下的温度变化和温度分布情况,图7和图8分别给出了工况1下磁钢在两个周期内温度T随时间t的变化曲线和磁钢在当地正午时刻的温度云图。

图7 工况1下磁钢温度随时间的变化曲线Fig.7 Temperature evolutions of the downstream magnet in case 1

从图7可以看到,在离子电推力器在轨工作的高温工况下,下磁钢温度经历约4 h的快速上升后,稳定小幅波动,波动幅度约20℃。磁钢初始快速升温主要是由于电推力器点火工作后内部热耗的影响,约4 h后内部热耗对温度的影响已趋于稳态,随后的温度波动为外热流的影响。由于离子电推力器在轨工作的内部热耗较大,引起的温升远大于外热流引起的温度波动,因此温度随时间的变化曲线表现为如图7所示的温度快速升高后趋于稳定。计算得到的其他部件温度随时间变化曲线也有类似的规律。上述模拟结果表明在5.0 k W高功率模式下外热流对电推力器内部部件温度影响较小,内热源是内部部件温度水平的主导因素。

图8 工况1磁钢当地正午时刻温度云图Fig.8 Temperature contour of the magnets at the local noon in case 1

另外,从图8可以看到靠近下极靴的磁钢部位是磁钢的高温区域,也是超过磁钢温度上限要求的位置。因此,从热分析的角度设计优化主要有两个方向:一是增强后外壳向深冷空间散热从而直接降低下磁钢温度;二是增强下极靴和下阳极筒向外的传热通道(包括热辐射和热传导)使它们的温度降低,进而减弱它们对下磁钢的影响使下磁钢温度降低。不过,两个设计优化方向的效果还需要通过模拟计算进行验证。下节将从增加散热面积、增强内部换热两个方面展开设计优化分析。

5 设计优化分析

5.1 增加散热面积

在第2节所述热控设计基础上,增加设置锥段后外壳外表面为散热面,即锥段后外壳外表面热控状态由包覆多层隔热组件改为涂覆CCAg型复合热控薄膜[14-15],作为设计优化状态1。不过,增加散热面会影响低温工况部件的温度,因此也需要对低温工况进行核算。这里设计优化状态1同样设置高温工况和低温工况,高温工况与工况1设置一致,低温工况与工况2设置一致。设计优化状态1高温工况、低温工况各部件温度平均值见表3,其中高温工况还列出了部件温度的最大值和最小值。

表3 设计优化状态1高温工况、低温工况主要部件温度计算结果Table 3 Simulation results of the main components temperature for optimization design scheme 1 in the worst hot and cold cases ℃

从计算结果可以看到,相比工况1,设计优化状态1高温工况电推力器整体温度明显降低,磁钢温度降幅约13%～19%,上、下磁钢温度均低于380℃。因此,增加散热面积对降低磁钢温度的优化效果显著。

此外,相比工况2,设计优化状态1低温工况电推力器整体温度并未降低而是提高约19℃。这是由于锥段后外壳外表面涂覆CCAg型复合热控薄膜在增强与深冷空间换热的同时也会增强电推力器与星本体的热交换,而星本体舱板温度受星内热控措施控制,低温下限为0℃,对应多层外表面约为-100℃,高于低温工况(工况2)电推力器部件温度,因此对于设计优化状态1,低温工况下,电推力器会从星本体吸热从而使电推力器部件温度有所升高,这对于电推力器部件性能也是有利的。

综上所述,适当增加散热面积是有效的设计优化方向。

5.2 增加内部换热

下极靴和下阳极筒向外的传热通道主要包括热辐射通道和热传导通道,因此可以通过增强极靴、阳极筒与屏栅筒之间的内部辐射换热和传导换热来增强内部换热,从而增强下极靴和下阳极筒向外的传热通道,实现降低其温度的效果。

(1)增强内部辐射换热

在第2节所述热控设计基础上,增加将屏栅筒内表面与阳极筒外表面做阳极化处理,作为设计优化状态2,即加强阳极筒与屏栅筒之间辐射换热。计算工况设置高温工况,与工况1设置一致,关注设计优化状态2对高温区是否有降温效果。设计优化状态2高温工况各部件温度平均值、最大值和最小值见表4。

表4 设计优化状态2高温工况主要部件温度计算结果Table 4 Simulation results of the main components temperature for optimization design scheme 2 in the worst hot case ℃

从计算结果可以看到,相比工况1,设计优化状态2高温工况虽然阳极筒温度明显降低,降幅约16%～20%,但屏栅筒温度升高,升幅约5%～6%。下磁钢受屏栅筒影响温度升高约10℃,下磁钢工作温度范围为359.91～398.91℃,温度最大值超过380℃的温度上限要求,因此设计优化状态2没有实现磁钢降温的优化效果,增强阳极筒与屏栅筒之间的内部辐射换热不是有效的设计优化方向。

(2)增强内部传导换热

在第2节所述热控状态设计基础上,将屏栅筒与极靴间的接触面积增加一倍,作为设计优化状态3,即加强极靴与屏栅筒之间传导换热。计算工况同样设置高温工况,与工况1设置一致,关注设计优化状态3对高温区是否有降温效果。设计优化状态3高温工况各部件温度平均值、最大值和最小值见表5。

表5 设计优化状态3高温工况主要部件温度计算结果Table 5 Simulation results of the main components temperature for optimization design scheme 3 in the worst hot case ℃

从计算结果可以看到,相比工况1,设计优化状态3高温工况电推力器整体温度水平变化较小,磁钢温度降低不超过5℃,温度最大值还是超过380℃的温度上限要求。这是由于电推力器内部部件之间换热以热辐射为主,热传导对各部件温度水平的影响较小。因此,增强极靴与屏栅筒之间的内部传导换热也不是有效的设计优化方向。

综上所述,增强阳极筒、极靴与屏栅筒间的内部换热不是有效的设计优化方向。

6 结束语

本文对地球同步轨道LIPS-300离子电推力器开展了热设计和在轨热分析。热设计采用了本色阳极化处理和喷涂CCAg热控涂层强化屏栅筒和外壳以及外壳和深冷空间之间换热,从而改善了电推力器内部热耗的散热路径。在轨热分析结果表明:在极端高温工况下,下极靴、阳极筒、屏栅、下磁钢为主要的高温位置,且下磁钢最高温度会超出磁钢工作温度上限。此外,电推力器主要部件温度随时间的变化规律均为在初始快速升温后稳定小幅波动,表明电推力器内热源是决定电推力器整体温度水平的主导因素。基于在轨热分析,本文还验证了两个设计优化方向的有效性,结果表明适当增加散热面积是有效的设计优化方向,而增强阳极筒、极靴与屏栅筒间的内部换热是无效的设计优化方向。

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(编辑:范真真)

Thermal design and optimization of LlPS-300 ion thruster in geosynchronous orbit

HU Guojie*,LI Jian,LIU Bailin
Institute of Telecommunication Satellite,China Academy of Space Technology,Beijing 100094,China

The Large heat dissipation of LIPS-300 ion thruster seriously affects its performance.Therefore,the thermal design and analysis of LIPS-300 ion thruster in geosynchronous orbit were carried out.The simulation results show that under the hightemperature working condition,the downstream harness,downstream and upstream anode, screen grid,and downstream magnet are the positions with the highest temperature,and the temperature of the downstream magnet exceeds the temperature upper limit.In order to decrease the temperature of the downstream magnet,two optimization design measures were presented and tried.The analysis results indicate that increasing heat radiation area is an effective optimization design measure while enhancing the inner heat exchange is noneffective.

V439+.4

:A

10.3780/j.issn.1000-758X.2016.0015

2015-11-12;

:2015-12-10;录用日期:2015-12-30;< class="emphasis_bold">网络出版时间

时间:2016-02-24 13:41:18

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/11.1859.V.20160224.1341.013.html

*

:胡帼杰(1985-),女,博士,hgj919@163.com,主要研究方向为航天器热设计及换热流动优化

胡帼杰,李健,刘百麟.地球静止轨道LIPS-300离子推力器热设计与优化[J].中国空间科学技术,2016,36(1):85-93.HU G J,LI J,LIU B L.Thermal design and optimization of LIPS-300 ion thruster in geosynchronous orbit[J]. Chinese Space Science and Technology,2016,36(1):85-93(in Chinese).

http:∥zgkj.cast.cn