隨著低溫等離子體技術的不斷發(fā)展，其在生物醫(yī)學、材料處理、環(huán)境保護、薄膜沉積和物質(zhì)合成轉換等領域得到了廣泛的應用[1-7]。電推進技術是低溫等離子體在航天技術領域的重要應用，是一種先進的推進技術。
傳統(tǒng)冷氣推進的技術難度較低，易于實現(xiàn)，且功耗低，但是其比沖較低（一般僅有60s左右），由于衛(wèi)星體積、重量的限制無法實現(xiàn)較大的總沖；化學推進的比沖有了較大幅度的提升，可達200s量級，但最小推力（最小元沖量）較大，且通常不具備寬范圍調(diào)節(jié)能力。
電推進系統(tǒng)利用電能加熱、電離和加速推進劑使其形成高速射流而產(chǎn)生推力。電推進系統(tǒng)通常具備很高的比沖參數(shù)，這大大降低了其工質(zhì)消耗量，對于提高航天器有效荷載有重要意義。此外，電推力器輸出推力或元沖量較小，能夠滿足航天器執(zhí)行軌道轉移、姿態(tài)調(diào)整任務時的精密調(diào)節(jié)需求。
典型的電推力器主要包括霍爾推力器（Hall thruster）、離子推力器（ion thruster）、脈沖等離子體推力器（Pulsed Plasma Thruster, PPT）等。到目前為止，美國、俄羅斯、日本、中國、法國等許多國家已對電推進技術進行了廣泛而深入的研究，并成功地將不同型號電推進系統(tǒng)應用在衛(wèi)星中承擔飛行任務[8]。電推進技術也成為等離子體領域熱門研究方向之一。
隨著航天技術的不斷發(fā)展，電推進系統(tǒng)的應用場合也逐漸向微小衛(wèi)星拓展。微小衛(wèi)星總體功率有限，因此低功耗微電推力器得到廣泛關注。表1所示為典型的低功率電推進系統(tǒng)性能參數(shù)對比[9-13]。
表1 典型低功率電推進系統(tǒng)參數(shù)
目前，電推進應用包括無拖曳控制、大氣阻尼補償、軌道維持、姿態(tài)控制等，其中無拖曳控制和大氣阻尼補償主要是采用離子電推進，軌道維持主要是利用霍爾電推進和電熱推進，姿態(tài)控制主要是利用脈沖等離子體推力器。實際情況中，將根據(jù)不同空間任務選擇對應參數(shù)的推力器系統(tǒng)。
脈沖等離子體推力器結構簡單，采用固體工質(zhì)，無需復雜的貯供部件，且具備小功率下的高比沖能力。推力器采用脈沖工作模式，可以降低電源部分的復雜性，提供較小元沖量（達?N·s量級）和較高總沖，能夠滿足微納衛(wèi)星長壽命和精確姿軌控制的需求，得到了廣泛的應用[14-22]。然而，目前對PPT的研究仍然不夠深入，無論從理論研究或是工程角度而言，依然存在以下亟須解決的主要問題：
（1）存在滯后燒蝕效應（Late Time Ablation，LTA），工質(zhì)利用率低下[22-25]。
（2）中性粒子成分比重較大，無法獲得電磁加速作用，系統(tǒng)效率低下。
（3）在低能量水平下（通常指10J及以下量級），系統(tǒng)能量主要消耗于工質(zhì)燒蝕過程，電磁加速過程能量分配少，推力器性能劣化嚴重[26]。針對微小衛(wèi)星對高性能微推力器的需求，有學者研制了利用毛細管消融放電產(chǎn)生等離子射流，進而獲得推力的微型推進系統(tǒng)，簡稱為毛細管型脈沖等離子體推力器[27]。
1 毛細管型脈沖等離子體推力器主要特點
毛細管型脈沖等離子體推力器是一種以電熱加速為主的脈沖等離子體推力器，圖1為傳統(tǒng)PPT與毛細管型PPT的基本結構對比示意圖。
圖1 PPT結構示意圖對比
毛細管型脈沖等離子體的工作過程可以概括為：毛細管放電時，通過毛細管管壁材料燒蝕對電弧進行冷卻，對腔體內(nèi)的電弧進行約束，而產(chǎn)生的燒蝕產(chǎn)物在電弧的高溫作用下分解、解離、加熱并電離成為等離子體，以補充因噴射而造成的等離子體的損失。在電弧高溫燒蝕作用下，毛細管腔體內(nèi)迅速被高溫等離子體所充斥，腔體內(nèi)壓強和溫度快速升高，向外形成等離子體射流噴射。
毛細管推力器主要利用電熱加速作用，在低放電能量條件下，與傳統(tǒng)PPT結構相比具備以下優(yōu)勢：（1）電熱加速作用對中性粒子和帶電粒子均有良好的加速效果，提高了總體效率;（2）滯后燒蝕產(chǎn)物依舊可被加速，無滯后燒蝕效應，提高了工質(zhì)利用率;（3）放電弧道能量沉積效率高，進一步提高了總體效率;（4）毛細管推力器推功比高，拓展了脈沖等離子體推力器的應用范圍;（5）毛細管放電等離子體粒子密度較高，適合附加加速電極等結構的優(yōu)化。
目前，關于脈沖等離子體推力器的研究主要集中在電磁型推力器上，已在軌應用的PPT也多為電磁型PPT。隨著微納衛(wèi)星的發(fā)展，在低能量應用下具備優(yōu)勢的毛細管型推力器逐漸成為研究熱點。日本于2012年率先進行了毛細管型推力器在軌功能驗證。表2所示為主要研究機構研制毛細管推力器與傳統(tǒng)PPT參數(shù)對比。
表2 典型毛細管型PPT參數(shù)
本文系統(tǒng)調(diào)研了國內(nèi)外相關毛細管型脈沖等離子體推力器研究現(xiàn)狀，并對其進行評述。目前，我國主要由部分高校開展傳統(tǒng)PPT的相關研究，毛細管型推力器相關研究尚未見報道。毛細管型脈沖等離子體推力器作為具備潛力的高性能微推進系統(tǒng)值得關注，應展開研究并加快其工程化應用。
2 毛細管型脈沖等離子體推力器結構設計
毛細管型脈沖等離子體推力器主體構件包括陽極、陰極噴嘴、毛細管腔體及觸發(fā)器。毛細管型脈沖等離子體推力器利用電弧對毛細管管壁材料燒蝕，形成高溫高密等離子體射流，在此過程中，陽極形狀、陰極噴嘴半張角以及毛細管腔體的尺寸均會對等離子體電弧的形成和發(fā)展過程產(chǎn)生影響，進而影響推力器的整體輸出性能。
日本大阪工業(yè)大學HirokazuTahara等于2003年開始對毛細管型脈沖等離子體推力器進行研究[31]，于2007開展PROITERES一期計劃并于2012年在微納衛(wèi)星上通過執(zhí)行軌道提升任務實現(xiàn)在軌驗證。推力器設計結構如圖2所示。
圖2 大阪工業(yè)大學2.43J毛細管型推力器結構示意圖
Hirokazu研究了在初始能量2.43J時，毛細管長度及直徑（毛細管長度范圍為5～10mm，直徑范圍為1～3mm）對推力器元沖量及比沖的影響規(guī)律[32]。研究表明隨毛細管長度的增大，元沖量增大而比沖減?。浑S毛細管直徑的增大，元沖量減小而比沖增大，同時總體推力效率保持基本恒定。
此外，Hirokazu利用長度9mm、直徑1mm的毛細管腔體以1Hz頻率連續(xù)工作53 000次累計獲得了5N·s的總沖量，在此期間，元沖量隨放電次數(shù)增加而顯著降低。
Hirokazu等于2010年開展PROITERES二期計劃，研究了在單次放電能量31.59J，毛細管直徑4mm下，毛細管長度在20～50mm范圍內(nèi)其對推力器輸出特性的影響[33]。實驗結果表明推力器元沖量和比沖參數(shù)存在最佳長度和內(nèi)徑配合方式，同時利用長度50mm、直徑4mm的毛細管腔體可在10 000次重頻工作后獲得19.4N·s的總沖量。
此外，為滿足任務要求，進一步提高推力器壽命及推力水平，Hirokazu設計了多腔體陣列型推力器結構，可通過控制火花塞選通調(diào)節(jié)推力器工作模式，其結構如圖3所示。
圖3 大阪工業(yè)大學多腔體陣列推力器結構示意圖
針對上述多腔體陣列型PPT結構中附加部件較多導致的推進系統(tǒng)總體質(zhì)量較大，同時由于固定件較少造成腔體結構一致性差等問題，Hirokazu等在2017年研制了第三代推力器，并命名為MDR-PPT[34]。通過改進單根毛細管型PPT結構使推力器在具有相同腔體數(shù)量時推進系統(tǒng)總體質(zhì)量減輕33%，同時由于毛細管間采用獨立腔體設計，保證了放電的一致性。
圖4中分別是單根毛細管型推力器結構及改進型多腔體毛細管型PPT結構。其中放電腔體長度為50mm，直徑為4mm。單根毛細管在80 000次工作后可獲得81N·s的總沖量。
圖4 大阪工業(yè)大學3rd MDR-PPT單根毛細管推力器及總體結構示意圖
日本大阪大學ToshiakiEdamitsu等分別研究了單次放電能量為5.35J和21.4J時毛細管長度、推進劑工質(zhì)和陰極噴嘴長度對推力器輸出性能的影 響[35]。結果表明隨毛細管長度增加，能量沉積效率增大而等離子體加速效率降低，此時存在最佳腔體長度。
同時，在給定的毛細管長度下，比沖及效率隨初始放電能量增大而提高。以聚乙烯為推進劑工質(zhì)時，與聚四氟乙烯相比，推力器比沖可顯著提高，而元沖量降低，同時工質(zhì)表面易發(fā)生炭化影響放電的穩(wěn)定性。隨陰極噴嘴長度增大，元沖量、比沖及推力效率增大且有飽和趨勢。
為在相同單次放電能量下減小元沖量隨放電次數(shù)的下降率以增加推力器總沖量，Toshiaki Edamitsu設計了毛細管陣列結構，利用單毛細管放電引發(fā)陣列放電，有效減少了火花塞數(shù)量并降低了元沖量的下降速率，顯著提高了推力器壽命及總沖量，陣列型結構及放電圖像如圖5所示。
圖5 大阪大學多通道毛細管推力器結構圖及放電圖像
日本東京都立大學JunichiroAoyagi等研究了陰極噴嘴半張角對推力器輸出元沖量、比沖和總體效率的影響[36]。實驗結果表明，噴嘴半張角會約束等離子體射流形態(tài)，元沖量、比沖和效率會隨陰極噴嘴半張角的增大先增大后減小，最佳半張角為20°附近范圍。
此外，為提高推力器總沖量，JunichiroAoyagi設計了步進電機控制的輪盤式毛細管腔體更換系統(tǒng)，結構如圖6所示。在單次放電能量為10J下，工作150 000次后實現(xiàn)54.6N·s的總沖量。
圖6 東京都立大學輪盤式工質(zhì)送料結構
美國愛德華茲空軍基地A. P.Pancotti等研究了金屬絲爆、巴申擊穿和三電極沿面閃絡三種不同觸發(fā)方式下毛細管型脈沖等離子體推力器的放電特 性[37]，其中利用三電極沿面閃絡觸發(fā)方式可獲得比沖350～650s，效率8%～18%的最佳輸出性能，同時保證了推力器工作穩(wěn)定性及重頻性能最優(yōu)，基于三電極觸發(fā)的毛細管型推力器結構如圖7所示。
圖7 愛德華茲空軍基地三電極觸發(fā)型毛細管推力器結構
美國伊利諾伊大學RodneyL. Burton等利用PPT?7型同軸電熱式脈沖等離子體推力器研究了不同毛細管腔體尺寸[37]（直徑8～17mm，長度20～50mm）及單次放電能量（10～70J）對推力器有關性能的影響，PPT?7結構如圖8所示。
圖8 伊利諾伊大學PPT7結構
研究表明隨單次放電能量增大，單位能量下單次平均燒蝕質(zhì)量逐漸下降，比沖及元沖量增大且呈飽和趨勢。比沖及元沖量隨毛細管尺寸的變化規(guī)律與其他機構研究結果相似。特別地，該實驗發(fā)現(xiàn)比沖隨毛細管長度的增大先增大后減小，在給定內(nèi)徑范圍中存在最佳尺寸配合方式。
美國普林斯頓大學ThomasE. Markusic等為提高傳統(tǒng)毛細管型脈沖等離子體推力器推功比及推進劑工質(zhì)利用效率[38]，研究了基于Z箍縮原理的新型毛細管推力器，在工作過程中，由于自感磁場的約束，在軸向上形成壓力梯度，等離子體電弧沿陽極運動并脫離工質(zhì)表面，使工質(zhì)表面溫度得以冷卻以減弱滯后燒蝕效應，同時可使帶電粒子獲得電磁加速作用，電極結構及放電圖像如圖9所示。可在130J初始放電能量下，獲得比沖525s，推功比50?N/W，效率12%的輸出性能。
圖9 普林斯頓大學Z-Pinch型PPT電極結構及放電圖像
德國斯圖加特大學MatthiasLau等設計了3J能量水平下的毛細管型推力器PET，結構如圖10所 示[39,40]。研究表明為提高推力器元沖量，可通過增加放電頻率及單次放電能量、減小毛細管腔體直徑，采用摻雜型聚四氟乙烯工質(zhì)和減小回路寄生電感等途徑實現(xiàn)。
圖10 斯圖加特大學PET結構
3 毛細管型脈沖等離子體推力器工作特性研究（有略節(jié)）
毛細管型脈沖等離子體推力器利用電弧燒蝕毛細管腔壁使其分解、電離為等離子體，腔體內(nèi)溫度和壓強不斷增大并向外噴射等離子體。在此過程中，電容器、傳輸線和電極等效回路電阻熱損耗以及電弧在燒蝕過程時產(chǎn)生的對流、輻射和凍結流等損耗，是限制毛細管推力器效率提升的關鍵制約因素。毛細管型脈沖等離子體推力器主放電回路能量流動示意圖如圖11所示[41]。
圖11 毛細管型脈沖等離子體推力器能量流動圖
各國研究機構對毛細管型脈沖等離子體推力器進行的電學特性分析主要通過測量主放電電壓、電流波形，觸發(fā)電壓、電流波形計算回路等效參數(shù)，并據(jù)此分析弧道沉積能量及能量轉化效率。
日本岐阜大學TakeshiMiyasaka等設計了“GOS-II”毛細管型脈沖等離子體推力器[42]，實驗裝置結構如圖12a所示，并假設其主放電為典型的R-L-C放電，典型放電電流波形如圖12b所示。
圖12 岐阜大學GOS-II實驗裝置結構及典型放電電流波形
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