磁等离子体动力推力器发展历程及工程应用中关键技术分析①

王宝军，周 成，李 永，汤海滨，王 戈，丛云天，赵博强

(1.北京控制工程研究所，北京 100094；2.北京航空航天大学，北京 100091)

0 引言

磁等离子体动力推力器(Magnetoplasmadynamic thruster，MPDT)从分类上来说属于电磁加速推力器，其典型工作方式是以电场向推力器注入能量，并利用磁场对能量进行转化，实现等离子体的加速[1]，相对于普通化学推进，MPDT可达到更高的比冲；相比于电热式推力器和静电式推力器，MPDT可以实现更大的推力。此外，由于MPDT的加速过程是电磁场同时作用，所以不需要过于依赖其中一种，因此相比于单纯的电热式或静电式推力器，MPDT更容易实现高功率。而且MPDT的推力器外径一般比较小，因此可以做到非常高的功率密度和推力密度。正是因为MPDT的这些特点，所以该推力器被视为未来深空探测任务主推力器的最佳选择之一[1-2]。

以载人火星探测为例，假设航天器的重量为100 t，总速度增量为6.6 km/s。如果采用常规化学推进力，按照450 s的比冲来评估，需要347 t燃料进行地-火星转移。而如果使用MPDT作为主推进，则比冲可提升至8000 s，此时仅需要8.78 t推进剂。因此，大功率MPDT的应用可大大增加有效载荷的比例。与传统离子推力器和霍尔推力器相比，MPDT可提供相对较大的推力，从而有效缩短任务周期。

根据磁场来源的不同，MPDT可分为SF-MPDT(Self-field magnetoplasmadynamic thruster)和AF-MPDT(Applied-field magnetoplasmadynamic thruster)。SF-MPDT的磁场是由推力器工作时的放电电流通过电磁感应产生的，磁场方向是周向的。而AF-MPDT的磁场则由外部设备提供，磁场方向以轴向为主，同时也有部分径向分量。作为电磁推力器的一种，MPDT的性能在很大程度上取决于磁场。因此，本文将从磁场源的角度介绍MPDT的发展历程。

1 SF-MPDT的发展历程

1.1 SF-MPDT的起源

MPDT的研究开始于20世纪 60 年代，DUCATI发现在以氢作为推进剂的热离子加速中推力器的比冲达可高达10 000 s，效率可达到46%[3]，较常规热离子推力器有显著的性能提升。后经研究发现这种性能的提升就是SF-MPDT中的电磁加速机制所引起的。而当时离子推力器在使用中正遇到两个问题[4]：其一是在比冲低于4000 s时，推力器的效率会急剧下降；其二是离子推力器的工作模式是高电压低电流，而星上电源是低-中电压、中-高电流源，两者的工作模式匹配性较差。而MPDT的性能特点和工作特点恰好可以解决这两个问题，因此美国政府、工业部门和大学实验室均在SF-MPDT上投入了大量的研究。

1.2 SF-MPDT的工作机理

如图1所示，典型的SF-MPDT由环形阳极和中心阴极组成。阳极和阴极之间的放电电流会产生周向磁场，而周向磁场又会与放电电流相互作用产生推力。SF-MPDTs中有两种主要的加速机制：

(1)自身场加速[5]。当推力器的放电电流较大时电流本身可以感生出较为显著的周向磁场，周向磁场和放电电流本身的相互作用力沿径向和轴向均有分量。其径向分量指向推力器中心轴，可使得等离子向中心集中，增加了推力器中心的压力。最终该压力会向下游膨胀，产生推力。其轴向分量则直接指向推力器下游，可直接产生推力。显著的自身场加速往往需要较大的放电电流(一般至少是kA级的)。自身场加速一般认为是SF-MPDT的主导加速机制[6]。

(1)

式中μ0为真空磁导率；J为放电电流；ra、rc分别为阳极和阴极半径。

Choueiri[7]修订了上述理论，针对部分电离和完全电离两种不同等子体形态进行了讨论。

(2)气动加速。当电流流经等离子体时由于焦耳加热效应的存在，等离子体的内能会增加。当等离子体在物理壁面膨胀喷出的过程中，一部分内能会转化为轴向动能，从而产生推力。这种加速机制即为气动加速。气动加速产生的推力大小如式(2)所示[7]。气动加速对于SF-MPDT和AF-MPDT均有效。关于气动加速对于总推力的贡献比例目前有一定的分歧，有些学者认为气动加速仅占很小比例，或者仅在高流量低比冲的特殊工况下才会值得考虑。但是也有学者认为气动加速的占比不能忽略。

(2)

式中CS为离子声速；KG为无量纲系数，取决于气体流动相对推力轴线的角度或者作为在推进剂注射部位的区域上作用附加压力函数。

图1 SF-MPDT加速机理

1.3 典型的SF-MPDT

早期对SF-MPDT的研究主要集中在稳态推力器上，这种推力器结构和加速原理都相对简单[8]。其工作时间从几十秒到几百小时不等。由于现有空间电源限制，高性能的稳态SF-MPDT在短期内几乎不可能用于航天任务。因此，研究方向转向准稳态或脉冲SF-MPDT，其工作周期通常小于1 s。

其中一款有代表性的为DT系列MPDT，DT系列SF-MPDT是由斯图加特大学空间系统研究所设计的经典稳态推力器[9]。系列推力器具有相似的内部型面，但喉部直径不同。推力器的典型配置如图2所示。推力器由阳极、阴极和中性段组成。喷嘴外形由浮动电势上的水冷铜段构成；阳极也由水冷铜制成；固体棒阴极由钍化钨制成，通过钨周围供应推进剂。在高达550 kW的电功率水平、8000 A的电流水平以及27%的推力效率下，获得了27 N的推力值。

图2 典型DT系列SF-MPDT示意图

另外，普林斯顿大学在美国宇航局的支持下，设计了一个用于准稳态SF-MPDT研究的基准推力器[10]，该推力器的设计初衷是研究MPDT的加速机理，其结构如图3所示。与DT系列推力器不同，普林斯顿基准MPDT的阳极是一个环形铝盘。阴极由钍钨制成，背板绝缘体为氮化硼。推力器典型工作周期为1.2 ms，最高推力效率为55%。

图3 普林斯顿MPDT示意图

综上所述，SF-MPDT虽然结构简单，推力大，但由于加速度原理的限制，要获得满意的性能，必须要有高的放电电流。SF-MPDT的工作电流一般在kA以上。研制出具有如此高工作电流的长寿命阴极是一个极为困难的挑战。因此，阴极寿命是制约SF-MPDT应用的主要因素之一。

2 AF-MPDT的发展历程

2.1 AF-MPDT的起源

1988年前，大多数研究工作都集中在SF-MPDT，但是当时稳态SF-MPDT的性能不足以达到空间任务的需求，高性能参数则只能在脉冲工作模式下获得。SF-MPDT的最佳性能是在1.5 MW的瞬态输入功率下获得的，其比冲达到了5000 s，效率达到了40%[11]。在稳态工作模式下，SF-MPDT为获得较高性能，需要将功率提升到很高的水平[12]，此时的放电电流一般为几千安培，甚至达到几万安培，这对于阴极设计会带来极大的挑战[13]。相比之下，在30 kW输入功率下稳态工作的以锂蒸汽作为推进剂的AF-MPDT则可实现70%的效率和7000 s的比冲[14]。即使使用常规推进剂，AF-MPDT也能够在相对较低的功率下获得相对较高的性能[15]。由于这些原因，后来研究人员将注意力逐渐转移到了AF-MPDT上。

如上所述，SF-MPDT需要强大的放电电流来产生显著的磁场。就产生磁场而言，它效率极低。因此，研究人员自然而然地想到用电磁线圈和永磁体等外部装置为MPDT提供磁场。这就是AF-MPDT的起源。

2.2 AF-MPDT的工作原理

与用放电电流感应磁场相比，螺线管线圈能以较小的功率产生更强的磁场。因此，放电电流和推力器的功率都可以显著降低。AF-MPDT的功率从几十千瓦到数百千瓦。尽管总功率较低，但AF-MPDT的性能可以高于SF-MPDT。

由于AF-MPDT采用了不同于SF-MPDT的励磁方式，因此两种推力器的磁场特性也不同。SF-MPDT的磁场方向是角向的，而AF-MPDT的磁场方向是轴向和径向的，如图4所示。

图4 AF-MPDT加速机理

AF-MPDT的四种主要加速方式[16]：

(1)涡旋加速。当有轴向附加磁场作用在放电腔内时轴向磁场与径向电流会发生相互作用，作用力方向为周向，从而使得放电腔的等离子体产生涡旋运动[17]。涡旋运动本身不能直接产生推力，但是经过磁喷管作用之后，其旋转动能则可以转化轴向动能，从而产生推力，所以这种加速效应称为涡旋加速[18]。涡旋加速的效果一般与附加磁场强度和放电电流成比例。这种加速效应一般被认为在典型的AF-MPDT工况中对总推力起主导作用[19-21]。

(2)气动加速。与SF-MPDT中的气动加速机理类似。

(3)自身场加速。与SF-MPDT中的自身场加速机理类似。但是由于AF-MPDT的放电电流一般远小于SF-MPDT，所以放电电流的感生磁场一般比较弱，一般认为自身场加速对AF-MPDT的推力贡献比较低。

(4)霍尔加速。在强霍尔参数条件下(即强附加磁场以及低推进剂质量流率)，径向电流在轴向磁场的作用下会感生出角向电流Jθ，与自身场机制相似，角向电流与附加磁场产生箍缩力Jθ×Bz和轴向分量Jθ×Br，但与自身场不同的是，霍尔加速轴向分量的方向不能直接判断清楚。其主要原因如图5所示，强磁场下电子的周向迁移率会显著下降，周向电子电流和离子电流的量级相当，总电流的方向性无法确定，霍尔电流与附加磁场的作用力方向也就无法确定[22]。

图5 霍尔电流示意图

以上即为MPDT中经典的四种加速机制的分类，然而，哪种加速机制起主导作用至今仍然备受争议[23-26]。其原因可能是不同研究机构的MPDT结构和工况参数有较大的差异，因此不同推力器实际工作时占主导作用的加速机制有可能会各不相同。

2.3 典型的AF-MPDT

东京大学学者在对MPDT的研究中，通过改变放电室构型和注气方式显著改善了推力器的性能。基于MPDT推进系统高度简化的特点以及高推力密度的优势，研究人员认为MPDT对大空间结构的跨地球轨道运输来说是一个充满希望的方案，于是进行了卫星搭载实验。1980年2月17日，日本发射了MS-T4试验卫星[26]，该卫星上搭载了由日本航空航天研究所和东京大学联合研制的MPDT推进系统。该MPDT系统曾在1980年3月24日至26日这段时间内在试验卫星上运行，并完成了如下试验任务：

(1)推进系统反复启动试验；

(2)利用卫星自旋速率变化测量推力器冲量；

(3)近零重力条件下在储存和送料系统中的推进剂相变研究。

该推力器为脉冲工作模式，以NH3为推进剂，实测推力效率22%，比冲2500 s。整个推进系统运行正常，验证了MPDT在轨应用的可行性。这也是公开报道的MPDT第一次在轨飞行。

推力器结构如图6所示。

图6 MS-T4卫星上搭载的MPDT

普林斯顿大学的LiLFA(Lithium Lorentz Force Accelerator)是一种以金属锂蒸汽作为推进剂的稳态AF-MPDT(推力器结构如图7所示)，其设计功率为30 kW[27]。锂是一种理想的MPDT的推进剂，因为其一次电离能非常低，只有5.4 eV，这低于常见的其他推进剂的第一电离能，例如Ar、Xe等，所以锂推进剂极易发生电离。而锂的二次电离能却高达75.8 eV，远高于其一次电离能，也高于其他常见推进剂的二次电离能。这就能避免过多的二次电离对能量的额外消耗。因此，LiLFA具有相对较高的效率，例如可在30 kW功率水平下实现高达70%的效率[16]。此外，锂还可以降低MPDT阴极的电子逸出功，减少阴极烧蚀，尤其是在锂中添加了少量的钡之后效果更加显著[28]。目前研究人员已经完成了数百小时的高功率(0.5 MW)寿命实验，实验结束之后没有出现明显的阴极侵蚀、阴极磨损和阴极销熔等现象[29]。

图7 LiLFA推力器轮廓示意图

SX3推力器(结构如图8所示)是一种大功率稳态AF-MPDT，由斯图加特大学和意大利Alta公司(现更名为SITAEL)在欧洲航天局的欧盟计划(大功率电力推进发展计划)的支持下联合研制[30]。推力器放电功率为7～115 kW，最大放电电流可达2000 A，磁通密度为0.4 T，SX3的单空心阴极为钍钨(WT20)，扩展阳极为铜。阳极和阴极都是用水冷却的，这样推力器就可以持续以高功率工作。推力器的效率达到62%，这在以惰性气体为推进剂的MPDT中属于顶级水平。

图8 SX3推力器轮廓示意图

MAT-20和MAT-100是北京控制工程研究所和北京航空航天大学联合设计的两款以工程化为目标的MPDT。MAT-20是一种20kW级的辐射冷却AF-MPDT，具有单通道空心阴极和圆柱形阳极，如图9所示。MAT-20的最大功率为21 kW，推力为330 mN，比冲为3200 s，推力效率为23%。

(a)MAT-20 physical diagram

(b)MAT-20 outline diagram

由于冷却能力有限，MAT-20不能长时间连续工作。为适应工程应用，研制了100 kW级水冷外加磁场磁等离子体动力推力器MAT-100，结构如图10所示。

(a)MAT-100 physical diagram

(b)MAT-100 outline diagram

推力器的设计目标是高性能和连续工作能力。根据目标，采用了以下设计：

(1)多通道空心阴极。阴极由钽钨制成，有9个推进剂通道。

(2)扩张阳极。研究表明[31]，尽管发散阳极的稳定性可能较差，但与直筒型或收敛型发散阳极相比，发散型阳极对性能的改善更为有效。

(3)只提供阴极推进剂。研究发现增加阴极区推进剂供应可以改善推力器的性能[32]。为获得更好的性能和简化结构，放弃了传统的阳极推进剂通道，全部推进剂由空心阴极提供。

(4)水冷结构。为保证推力器的连续工作，需要有效的传热结构。考虑到推力器的设计功率为100 kW，阳极和阴极将沉积相当大的功率[33-34]。因此，阳极和阴极均采用水冷结构。为保证换热效率足够高，使阴阳极温度保持在可接受的范围内，对推力器的换热进行了模拟，结果如图11和图12所示。

图11 阳极热仿真结果

图12 阴极热仿真结果

2.4 AF-MPDT小结

AF-MPDT相对SF-MPDT而言，可在更低的功率下实现更高的性能。这是因为MPDT属于电磁加速推力器，从能量守恒的角度来看，等离子体能量的源头是电场。而磁场虽然不直接注入能量，但是无论是在SF-MPDT中还是在AF-MPDT中，磁场均起到了关键的能量转换的作用，它可将电场注入的能量有效的转化为产生推力所需要的定向动能。因此，MPDT本质上可以视为一种能量装换装置，其作用是将电能转化为动能。从而其能量转化效率也就成为了评价其性能优劣的标准，这也就是MPDT推力器效率公式(如式(3)所示)的本质。

(3)

综上，从能量注入和能量转化的角度来看，为实现推力器整体效率的提高，需要确保这两个过程都保持较高的效率。其中能量注入效率与放电电流相关，能量转化效率与磁场强度和磁场位型相关。SF-MPDT一般工作电流比较大，所以其能量注入效率很高，电功率可以达到几百千瓦甚至兆瓦级别。但是其磁场必须依赖放电电流感应产生，其感生场强大小由式(4)确定。从式(4)可看出，尽管SF-MPDT的放电电流很大，但是电流的积分路径较短(通常为0.1m量级)，所以产生的磁场相对较弱，这样就导致了其能量转化能力相对较弱。

(4)

式中L为电流积分路径；I为电流大小；r为电流元与空间点的间距。

而对于AF-MPDT，由于其磁场是依靠附加的螺线管产生，尽管螺线管电流相对较小(即I较小)，但螺旋管内导线长度可达百米的量级，所以其积分路径相比SF-MPDT有2～3个量级上的优势，故AF-MPDT的磁场强度远高于SF-MPDT，具有较强的能量转化能力。

此外，AF-MPDT的附加磁场强度可以进行独立调节，因此可根据推力器的实际功率来选择合适的磁场强度，从而在非常宽的功率范围内实现相对较高的效率。而SF-MPDT的磁场强度和放电电流基本是一一对应的，所以其最佳工作状态往往需要进行精确设计，适应性相对较差。

3 MPDT工程应用中的关键技术

尽管MPDT在地面实验中取得了优异的性能，但是目前为止仅有脉冲工作模式的MPDT实现了在轨应用，而稳态MPDT尚无飞行经历。其主要原因是MPDT的典型工作功率相对较高，一般至少在10 kW以上。而为充分释放其性能潜力，其功率还需要进一步提高。因此，MPDT在轨应用的关键技术实际也是大功率电推力器在轨应用中的通用关键技术。

3.1 大功率空间能源系统

MPDT的功率通常都比较高，前期国内发射的航天器的可用电功率相对较低，难以充分满足MPDT的功率需求。但是这个问题随着电推进的系统在航天器中逐渐普及，有望逐渐解决。以2019年底发射的东五平台为例，该平台的典型功率为21.6 kW，太阳能电池初期功率可到30 kW[35]，已经足够支持MPDT的正常工作了。后期随着太阳能电池技术进一步发展，空间能源将会更加充足，届时大功率空间能源系统这一关键技术将有望突破。

除了卫星本身的太阳能功率提升之外，MPDT还可以借助空间太阳能电站获得能源。空间太阳能电站是一种用来发电的地球同步轨道卫星，它搭载有巨型太阳电池板，可以产生GW级的电能，然后通过无线能量传输技术送达地面[36]。其可行性已经得到验证，但仍有不少关键技术有待突破，美国已经有了建立太阳能电站的计划[37]，我国也拟在2035年建成200 MW级的空间太阳能电站[38]。一旦空间太阳能电站技术成熟，大功率MPDT的能源问题将会彻底解决。

此外，还有空间核电源也是一种可以支持MPDT空间应用的技术方案。空间核电源与大功率电推进具有良好融合性，二者结合可以实现高能量密度、高比冲、较大推力[39]。从20世纪80年代末，俄罗斯就开始了空间核电源的空间测试。2003年美国开展了“普罗米修斯计划”拟采用空间核电推进进行深空探测。我国也在积极开展空间核电源与大功率电推进结合的系统方案论证及部分关键技术的攻关工作。

3.2 推力器寿命

目前，MPDT的寿命主要取决于阴极。阴极的主要烧蚀机理主要包括等离子溅射、高温蒸发、熔化喷射及化学反应。离子溅射造成的阴极烧蚀由式(5)确定。高温蒸发引起的阴极烧蚀由式(6)确定，根据该式可确定阴极蒸发量与温度的关系如图13所示[40]。可以看出，随着阴极温度的升高，阴极材料的蒸发速率基本呈指数式增加。熔化喷射主要是发生在推力器启动阶段。而化学反应主要是由于推进剂或者真空舱内存在氧气，从而造成阴极材料的氧化。

图13 纯钨阴极阴极蒸发速率与温度的关系

(5)

式中Γi为流向阴极表面的离子通量；f(E)为离子能量分布函数；Y(E)为阴极材料的溅射产额；Eth为溅射阈能值。

(6)

基于上述烧蚀机理，可从以下几个方面进行优化实现MPDT阴极寿命的延长。

(1)提升阴极材料性能。通过优化阴极材料可降低阴极功函数，使得在相同的放电电流下阴极工作温度更低，从而减少阴极的蒸发烧蚀。同时还可对阴极材料的抗溅射能力进行提升，减少离子溅射烧蚀。

(2)阴极结构的优化。除阴极材料外，阴极结构同样对阴极烧蚀影响显著。通过合理的阴极结构优化，增加有效的阴极电子发射面积同样能降低阴极表面的电流密度，从而减轻阴极烧蚀。例如，采用空心阴极代替实心阴极，或更进一步地采用多孔空心阴极代替单孔空心阴极。这些方法均可有效提高阴极电子发射面积。

(3)采用特殊推进剂。部分特殊推进剂可与阴极材料相互作用，起到延长阴极寿命的目的。例如锂推进剂，可降低阴极材料功函数，从而降低阴极工作温度，实现阴极寿命的延长。

(4)优化推力器工况。MPDT阴极烧蚀的一个重要原因是启动阶段的点火冲击对阴极造成的非稳态烧蚀[41]，通过工况优化，减少点火冲击，同样可以显著减少阴极烧蚀。

(5)提高推进剂纯度和真空舱的真空度，从而减少化学反应引起的烧蚀。考虑到空间中的良好的真空环境，实际在轨应用时仅需要提高推进剂纯度即可。

3.3 推力器小型化和轻质化

作为空间推进装置，小型化和轻质化对于降低发射成本有着重要的意义。就AF-MPDT而言，其质量和体积主要受限于附加磁线圈。地面实验中考虑实验成本和可操作性，多采用铜导线绕制的螺线管。在轨应用时为了控制体积和重量，可考虑采用超导线圈或者永磁体。

永磁体无需电源即可工作，可以减小推进系统的复杂性。同时永磁体磁源相比于常规铜线圈磁源在体积和重量方面也有一定的优势。日本大阪理工大学在永磁体MPDT方面进行了比较多的尝试，在JAXA的支持下，先后设计出了水冷永磁体MPDT[42]、永磁体多通道空心阴极MPDT[43]，并完成了初步的地面实验。然后进一步的设计了全辐射冷却的MPDT，并且对全辐射冷却MPDT进行了全面的热分析工作，从永磁体材料、热传导结构、以及组件表面发射系数等方面进行了详细讨论[44]。

除了永磁体磁源外，超导磁体也是另一种可行性较高的空间磁源方案。超导磁体可以实现极高的电流密度，所以无论是线圈功率、线圈体积还是线圈重量，相对常规铜线圈而言均有明显的优势。和永磁体磁源相比，超导线圈具有可调节性，根据推力器的实际工况进行磁场强度调节，可以使得推力器的工作范围更宽。近年来，地面超导技术的应用日益广泛，所以空间超导线圈技术也逐渐受到研究者的重视，成为未来实现以MPDT为代表的大功率电磁推力器在轨应用的一种颇具潜力的关键技术[45-46]。

4 结束语

本文从磁场来源的角度讨论了MPDT的发展历程，介绍了几种典型的MPDT原理样机的结构特点和工作参数。并从能量转化的角度讨论了SF-MPDT和AF-MPDT的优劣。SF-MPDT结构简单，推力大，但由于加速度原理的限制，需要有高电流来维持高性能。AF-MPDT利用电磁螺旋管或永磁体，以更加高效的方式产生更强的磁场。由于工作机制的限制，SF-MPDT的能量注入效率较高，而能量转化效率较低。综合来看，AF-MPDT有着更宽的工作范围和相对较高的综合效率。

另外，本文讨论了MPDT工程应用前需突破的一些关键技术，包括大功率空间能源技术、推力器长寿命技术以及推力器的小型化和轻质化，并提供了具体的技术路线。

就现有技术而言，MPDT已经具备了搭载飞行的条件，但是现有空间电源的功率水平尚难以充分发挥大功率MPDT的性能优势。MPDT本身的寿命问题和轻质化小型化问题仍然需要做进一步的研究工作。总体来说，MPDT的工程应用虽仍有技术难度，但已经指日可待了。