HET-450大功率霍尔电推力器仿真分析及试验

王尚民，刘 超，郭 宁，耿 海，陈新伟，丁永杰，李 鸿，李 沛，郭伟龙，何 非

(1.兰州空间技术物理研究所，真空技术与物理重点实验室，甘肃 兰州 730000；2.哈尔滨工业大学，等离子体推进技术实验室，黑龙江 哈尔滨 150001)

相比其他大功率(10 kW以上)电推力器，大功率霍尔推力器具有技术成熟度高、推功比大、大热流下无需主动散热等突出优势，是最接近空间应用的大功率电推进系统，在深空探测、空间攻防、载人登月，地月货运、在轨服务等任务中有重要应用前景，是当前空间电推进研究领域的热点之一[1-4]。

自上世纪90年末，世界各国开始开展大功率霍尔电推进技术研究，目前成功研制了近10款大功率霍尔电推进样机，其中多款已经达到工程样机水平。研究及产品研制主要集中于俄、美等航天强国。

俄罗斯在大功率霍尔电推进技术的研究方面主要采用SPT(稳态等离子体推力器)型和TAL(阳极层推力器)型两种技术路线，前者比较典型为Fakel研制的SPT-290[5]，其是较早的大功率霍尔推力器之一，采用了分立导磁柱构型，避免了放电室包裹，增强了热辐射效率，在200～600 V放电范围内开展了性能研究，实现最大功率30 kW、最大推力1.5 N，最高比冲超过3 000 s；后者典型产品为使用铋(Bi)工质的VHITAL-160，其性能为功率25～36 kW，比冲6 000～8 000 s，推力650～700 mN[6]。

进入本世纪，大功率霍尔推进技术研究主要集中于美国格伦研究中心(GRC)、Busek公司等，基本采用SPT型技术路线。2000年，GRC成功研制NASA-457M，为使高功率加载后稳定工作，采用了分离式放电室、半开放式磁路组件等热防护措施，释放了高热载下应力并提升热导出能力，实现了宽功率范围稳定工作，开展了电压(300-650V)和磁场调整下的性能测试研究，在72 kW下实现推力3 N、比冲2930 s、效率57%的性能指标[7]。随后，为追求高比冲性能，GRC基于NASA-457M，进行了尺寸、放电通道结构、磁拓扑结构等方面优化，研制出了NASA-400M[8]，可实现1050 V高电压加载，最大功率64 kW，使用氪气工质时比冲达4700 s；基于NASA-457M/400M技术研究，进一步面向工程应用，采用了磁屏蔽技术、耐溅射极靴盖板等提升寿命方法，并考虑了力、热环境适应性，GRC开发出了12.5kW功率的HERMeS推力器，计划于2024年前后开展空间应用[9]。此外，Busek公司研制了10kW量级的BHT-8000，研究了碘作为工质下的性能，较之氙气，阳极效率降低[10]；为提升推力器的推力密度，密歇根大学采用了SPT-多通道技术方案研制了X3，最大功率102 kW，最大电流260 A，最大推力5.4 N，达到迄今最高水平[11]。

从国外大功率霍尔推进技术研究历程来看，研究人员往往将热载荷的优化设计在推力器设计过程被列为第一优先级，开展针对性热设计及热防护，使其能够承载高热量，保证推力器能够稳定工作；进而，开展电压、磁场等参数调整的电磁调控下性能分析，并逐步工程化。当然，大功率霍尔推力器存在如文献[12]所述的离子热能化和溅射腐蚀增强问题、大电流动态感应磁场干扰等技术难点，但在研究初期，高热量影响抑制以及一定范围内电磁可调控则显得尤为重要，基于此，才能够深入进行技术研究。

基于上述，本文主要从大功率下热防护设计、工作参数调整对性能影响进行研究分析。开展了热防护设计，进而建模热仿真验证设计有效性，确保了样机试验进行；同时，依据已设计推力器尺寸，开展基于PIC的放电电压调整下的性能仿真，获得预期性能，为推力器尺寸优化以及试验开展提供数据支持，同时展现大功率霍尔推力器运行微观物理过程，增强机理认识。

1 大功率下热防护设计及分析

1.1 热防护设计

由于推力器设计额定工作功率达到50 kW以上，热耗达到了十几kW量级。霍尔推力器工作过程中关键部位的温度会影响推力器可靠性以及性能，温度过高甚至会导致热失效。其中，作为霍尔推力器核心的导磁材料尤为重要，需采用磁性温度稳定性好的导磁材料。本文采用了DT4C，由于其具有较高的导磁率而选作大功率霍尔推力器导磁材料，其在一定温度范围内，能够保持较高的磁导率；随着温度的升高，磁导率会降低，使得在额定励磁电流条件下，通道内磁场强度会降低，进而影响推力器性能。为此，需要控制磁极温度在一定范围内，这样霍尔推力器在一定的磁场范围内均能保持较低的放电电流(最优放电工况)，温度的变化引起的磁场变化不会对推力器性能产生影响，由此推力器磁极温度是本文关注重点，此外作为接收电子以及功率加载的阳极，以及承载励磁电流并产生磁场的线圈、多种导线和管路固定位置的底板等重要部位的温度也需要重点关注。

为保证推力器核心部位处于相对安全温度，开展了针对性的热防护设计，主要有：a、针对阳极温度高难点，通过推力器局部镂空处理，避免放电室和阳极高温组件的包覆，提高热量排出的效率；b、空心阴极中置的空间尺寸充分放大，将其与邻近磁芯中空柱的距离拉大，提高热辐射面，并且在磁芯进行等离子体喷涂隔热材料，在良好导热的同时，实现励磁组件的保护；c、针对放电室设计，提出了一种基于柔性连接的大功率霍尔推力器放电室组件设计，通过插手式陶瓷连接，实现了柔性连接，进而实现大功率放电情况下的热应力释放，确保了推力器稳定可靠工作，同时规避了大尺寸下的一次成型的技术难题[13]；d、合理选用耐高温材料。对推力器关键组件选用合理的耐高温材料，具体包括：针对放电通道高温条件，供气环选用金属钼；内外励磁线圈温度选用玻璃丝包涂漆层结构的耐温导线。基于上述，考虑各关键部件或者材料对温度的适应性，形成了核心组件允许温度表，具体见表1所示：

表1 核心组件允许温度范围Tab.1 Temperature range allowed for core components

1.2 热仿真模型

为验证设计有效性，进行热仿真模拟，采用商业软件Cero2.0开展推力器模型建立，然后将模型导入商业分析软件Ansys开展稳态的仿真，以获得霍尔推力器50 kW额定功率下的整体温度分布，并关注关键部位的温度，进而确定设计有效性。

HET-450设计主要对标美国NASA-457M霍尔推力器样机，两者属于同等功率范畴和尺寸量级的推力器产品，具有相近的热特性。为此在进行热仿真时，参考NASA-457M推力器的放电工况以及性能参数，即放电电压500 V，放电电流100 A，额定放电功率50 kw，阳极效率达到67%。因而，其总损失功率占总功率33%，约16.5 kW。

中低功率霍尔推力器能量损失研究已开展了诸多研究，并建立起了能量损失体系。据其体系，通常认为霍尔推力器阳极功率中的能量损失主要包含了阳极和壁面沉积热能、在径向上的羽流发散动能、电离能、阴极耦合损失、在电子与样机复合时的辉光过程和离子激发退激发过程中的光能；此外，励磁线圈和阴极的发热产生一定的热能。基于上述分析，并结合NASA-457M工况和性能参数，给出HET-450边界能量损失如表2所示。

表2 能量损失评估Tab.2 Energy loss assessment

热传导根据材料属性和接触对自动求解，热辐射系数为查阅后输入，各个材料表面的辐射系数见表3所示。辐射条件考虑较大表面积之间的相互辐射、与外表面对环境之间的相互辐射，环境温度为22 ℃。面对面辐射设定时，除非封闭腔体，否则均考虑对外环境的辐射散热。

表3 材料的表面辐射系数[14]Tab.3 Surface radiation coefficient of material

1.3 模拟结果分析

基于以上热仿真模型，得到HET-450推力器额定工况下整体稳态温度分布，具体见图1所示。从中可以获知，阴极温度最高达到1300℃左右，阳极最高温度达到594℃，出口附近内陶瓷温度735℃，外陶瓷670℃，磁路结构中内磁芯温度最高达到370℃，外磁极215℃，内线圈约360℃，外线圈约220℃，底板温度约为180℃。对照关键部位温度要求，各部分结构稳态温度均在要求的安全范围内，保证了推力器能够在额定工况下稳定工作，也表明了热防护设计有效性。

图1 推力器整体温度分布Fig.1 Overall temperature distribution of thruster

2 性能仿真分析

2.1 数值模型及方法

通过数值模型对所设计的推力器进行性能仿真验证，分析推力器在不同工况下的放电特性，为推力器优化及试验做准备。

(1)推力器模型

推力器仿真计算模型模拟区域，由推力器放电通道以及近羽流区组成，进一步细化，分成了四块计算区域，具体见图2左图所示。根据霍尔推力器轴对称的特点，可以认为放电在圆周向的分布是均匀，由此，可将对放电参数变化的考察，简化至只关注轴向(z)和径向(r)即可，进而形成建立在(z，r)平面上的计算模型，如图2上图所示。依据HET-450霍尔推力器放电通道大小，给出了模拟区域的尺寸。具体而言，r=0为推力器的轴线，通道内、外径分别为159,223 mm，通道长度54 mm，计算区域的总长度为154 mm，高度为289 mm。磁场位形分布，见图2下图所示。

(2)Particle-in-Cell模型

本文研究采用Particle-in-Cell数值模拟程序，是由哈尔滨工业大学于达仁老师团队所开发[15]。在程序中，用自由分子流来处理原子的流动；认为离子不被磁化，而电子则被磁化，前者运动行为仅考虑电场的影响，后者则需要同时考虑电场和磁场；求解Possion方程是在柱坐标系下，通过有限体积的方法推动；针对带电粒子运动的求解，是以Buneman与Boris提出的二阶精度蛙跳格式进行的。计算模型主要考虑电子-原子间的碰撞，包含了激发、一价的电离以及弹性碰撞，其中，碰撞截面相关数据主要来源于Szabo所开发的PIC模型[16]；采用MCC和NULL-collision方法[17]来优化电子碰撞的计算过程，即电子完成碰撞之后，通过一次的判断，就可以将其发生的碰撞形式进行确定。此外，为使计算获得放电电流尽量贴合实际情况，计算模型中还考虑了Bohm反常传导，进一步，采用Bohm碰撞频率vB=CBeB/me进行等效这一效应，其中，CB为可变波姆半经验系数，e为基本电荷量，B为磁场强度，me为电子质量。当发生Bohm碰撞时，电子仅在垂直于磁场的平面内被随机弹性散射，并未考虑库伦碰撞、电荷交换碰撞等。

Z/m图2 HET-450霍尔推力器模拟区域(上)和磁场位形(下)Fig.2 HET-450 Hall Thruster Simulation Area (top) and Magnetic field Configuration (bottom)

(3)参数统计

依据上述模型，在开展模拟时，推力器的放电电流Id、推力T、阳极效率ηa、工质利用率ηu、电流利用率以及速度比冲Isp,v等性能参数由公式(1)统计计算得到。

ηI=Ii/Id

(1)

2.2 模型结果及分析

仿真模拟时，依据热仿真分析的结果，设置外壁面、内壁面、阳极、内磁极以外磁极的温度数值；而二次电子发射温度Tsee=1 eV。模型中玻姆传导系数根据经验系数选择，通道内CB取1/256，通道外取1/64。

a.50 kW电离情况以及性能分析

HET-450霍尔推力器口径近450 mm，相比中小功率霍尔推力器(中功率典型产品SPT-140，放电腔口径140 mm)，具有放电室口径尺寸大的特点，为研究在这种大尺度上的电离情况，固定流率80 mg/s，开展变电压模拟分析，选定电压分别为300，400 V，标况下的500，以及600 V。其他参数保持不变。

基于仿真模拟，获得了不同电压下原子密度分布，具体见图3所示。从300和600 V的原子密度分布云图来看，在HET-450推力器近阳极区，无论电压高低，均存在一个低原子密度区域，表明此处非常剧烈的消耗原子，即为电离比较集中的位置，使得原子密度值较低。从300～600 V，随着阳极电压的增大，通道下游和壁面处原子密度明显降低。不同电压下的电势分布如图4所示，电压升高，通道内普遍具有更高的电压，且从图4(c)中可以看出，阳极电压越低，在近出口位置电势梯度越低。电子从阴极受电场吸引向高压的阳极运动，一方面电子受电场加速而升温，另一方面电子与粒子或壁面碰撞损失能量而温度降低。由于低电压工况电势低，因此其最高电子温度也偏低，如图5所示，300 V情况最高电子温度仅为30 eV，而500 V情况最高电子温度可达59 eV。

(a)300 V

(b)600 V图3 80 mg/s流量时不同电压下原子密度分布Fig.3 Atomic density distribution at different voltages at 80 mg/s flow rate

原子在通道内电离过程可以写成表达式：

(2)

式中na为中性原子密度，ne为电子密度，σi为电离截面，ve为电子速度，〈σive〉为平均电离率。当阳极流量相同时，电子速度也就是电子温度越高时，通道内原子密度消耗越快，即电离率越高。而低电压工况较低的电子温度导致其通道内电离率也明显偏低，因此在通道近出口位置也能观察到较高的原子密度分布。通过图6的通道内沿径向电子温度分布图可以看出，随着阳极电压降低，壁面处电子温度也明显偏低，较低的近壁电子温度会进一步降低近壁处电离率，500和600 V壁面电子温度在10 eV左右，而300 V情况壁面电子温度仅为4.5 eV。较低的壁面电子温度导致低电压情况原子在壁面处泄露严重，如图3的原子密度云图分布，300 V情况在壁面附近原子密度较高。

由以上分析可知，低电压工况下较低的电子温度无法保证有效电离，电离率较差，沿壁面原子损失严重，因此低电压工况下的工质利用率也较低，如图7所示。

(a)300 V

(b)600 V

z/m(c)近出口段沿通道中心线电势分布图4 80 mg/s流量时不同电压下电势分布Fig.4 Potential distribution at different voltages at 80 mg/s flow rate

由此推测对于大功率霍尔推力器这种大口径情况，电压低会使得工质利用率也相对较低，进而造成推力器整体效率变低。

进一步计算放电电流等宏观参数以及推力和阳极效率等性能参数，具体见图8所示。从图8可以看出，随放电电压的增大，放电电流增加，但500 V与600 V电流接近；随电压升高，推力随之增加；然而，放电电压600 V阳极效率低于500 V时情况，分析其原因，由于600 V电场较大，电子温度较高，此时电子绕磁力线做螺旋运动的半径较大，电子易脱离磁力线约束而受电场影响向阳极运动。这导致电子在通道内滞留时间明显降低，因此虽然600 V情况电子温度高，但其工质利用率与500 V相比略有降低，如图9所示。另一方面由于阳极电压高，离子加速大，离子撞击壁面能量损失多，能量损失高，导致了600 V工况阳极效率较低。

z/m图5 近出口段沿通道中心线电子温度分布Fig.5 Electron temperature distribution along the center line of the channel near the exit section

γ/m图6 通道内沿径向电子温度分布Fig.6 Radial electron temperature distribution in the channel

t/s图7 不同电压下的工质利用率Fig.7 Utilization rate of working medium at different voltages

t/s(a) 不同电压下放电电流

t/s(b) 不同电压下推力

t/s(c) 不同电压下阳极效率图8 不同电压下性能参数Fig.8 Performance parameters at different voltages

b.30 kW下性能参数计算

受试验条件及能力限制，试验验证拟在30 kW放电功率下开展，因此选择30 kW功率作为分析点进行性能参数计算。仿真结果达到稳定状态后，推力器宏观放电特征参数情况，见图10所示。从图10中可以看出，基于上文分析研究，电压过低会降低推力器效率，为此，选定工作电压为500 V，流率为58.2 mg/s，在此工况下进行仿真模拟，结果为：推力器放电电流约为58.8 A，推力达1 380 mN，阳极效率约为54%，比冲约为2320 s，见图10所示。

径向/m图9 500V与600V工况工质利用率Fig.9 Working medium utilization rate at 500 V and 600 V conditions

t/s(a) 放电电流

t/s(b) 推力

t/s(c) 比冲

t/s(d) 效率图10 500V，58.2mg/s工况下，推力器的计算放电电流、推力、比冲、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 试验验证分析

开发了50 kW级霍尔推力器原理样机——HET-450，样机见图11所示，以此样机开展试验验证分析，HET-450推力器在兰州空间技术物理研究所自主设计搭建的TS-7A低温真空试验平台上开展了点火试验，系统连接关系图见图11所示；该真空系统主舱尺寸：φ4 500 mm(内径)×10 000 mm(直段)；副舱尺寸：φ2 000 mm(内径)×2 500 mm(直段)；抽速为每秒25万升。系统达到10-4Pa以下本底真空环境，启动推力器点火工作。首先，进行推力器放电室和励磁线圈的加热除气；然后，开展高功率性能测试，具体为在低功率条件下点火，同时等比例调节励磁电流，遵循最小电流原则调节磁场，通过逐步提升电压、流率、励磁电流等方式，增大功率；最后，在目标功率下放电稳定一段时间后，进行推力测量。

推力测量系统采用单摆测力原理测量推力，其中，推力器垂直吊装固定于主真空室顶壁，见图12(a)；靶标反射镜固定于推力器尾部，其结合激光干

图11 HET-450样机实物图(上)和试验设备系统连接图(下)Fig.11 HET-450 Prototype physical drawing (top) and test equipment system connection drawing (bottom)

涉仪测量推力器微小位移，见图12(b)。具体实施时首先校准，由于校准砝码的重量已知，即产生的拉力大小已知，位移由激光干涉仪测量得到，通过不同重量的校准砝码，从而可以得到“力——位移”曲线，可用F=kx+b表示，式中，F为拉力值，x为位移量，k为弹性系数，b为误差系数(即校准曲线理论上不会过坐标原点)。当霍尔推力器工作产生推力时发生的位移由激光干涉仪测出，把位移量代入公式，通过比对即可得到霍尔推力器产生的推力大小。

基于上述试验操作过程，考虑到试验系统的条件及能力，在30 kW级功率实现了稳定工作，这也表明推力器整体热分析和热设计具有有效性。在大功率霍尔推力器试验过程中，选用氙气作为工作气体，在流率为58.2 mg/s，阳极电压500 V，实现了稳定放电，为恒压模式；此时试验测得阳极电流约为59 A，通过高压探头以及电流探头获得阳极放电电压和放电电流的放电曲线，具体见图12(c)(d)所示。通过推力系统测量此工况下的推力为1.33 N，推力与仿真计算数值1.38 N偏差在5%以内，由此认为测量和仿真数值具有较高的符合性，表明采用推力器设计结合仿真验证，迭代推动推力器定型的方法行之有效，性能指标达到了设计预期值，即仿真性能数值，进而说明推力器整体设计合理而有效。

(a) 推力器舱内吊装图

(b) 激光干涉仪实物图

t/s(c) 放电波形曲线

(d) 放电羽流图图12 试验装置及试验结果Fig.12 Test device and test results

4 结论

开展了大功率霍尔推进技术研究，从热分析、性能仿真以及试验验证等方面进行了分析阐述，形成结论如下：

(1)基于分析完成针对性热防护设计，据此建立热仿真模型并计算，获得了阳极、磁芯、陶瓷组件、内外励磁线圈等关键组件温度，结果表明各处温度均在设计要求范围内，体现出设计的有效性。

(2)通过固定流率开展不同电压下的电离特性分析，获得在这种大尺寸情况下，工质会由于电压低而利用率降低，使得推力器效率低；但从阳极效率分析来看，600 V阳极效率低于500 V时工况，分析原因为高压电场较大，电子在通道停留时间短，电离不充分，但离子加速大，离子撞击壁面能量损失多，使得电离效果差，能量损失高，导致了600 V工况阳极效率较低；上述特性分析支持了推力器最优工况点的优化设置。

(3)采用激光干涉推力测量法，测量了30 kW功率下推力器的性能，获得1.33 N推力，与理论分析计算值1.38 N偏差在5%以内，具有较高的符合度，表明大功率霍尔推力器设计合理而有效。

在后续研究中，将继续以仿真和试验相结合方式开展更高功率下推力器放电特性研究，为大功率霍尔推力器技术成熟度提升提供支持。