胡俊鋒,劉輝,李建置,孫強強

哈爾濱工業(yè)大學先進動力研究所,哈爾濱150001

會切磁場推力器低頻振蕩特性

胡俊鋒,劉輝*,李建置,孫強強

哈爾濱工業(yè)大學先進動力研究所,哈爾濱150001

針對會切磁場推力器的低頻振蕩特性,將推力器的工作模式分為高電流模式和低電流模式,在此基礎上研究了低頻振蕩隨工作參數(shù)和磁場位形的變化特性,并針對推力系統(tǒng)外回路對低頻振蕩的影響進行了研究。結果表明,在高質量流量下,隨著放電電壓的增加,會切磁場推力器的工作模式從高電流模式轉換為低電流模式。在高電流模式下,放電電流具有高振幅、低頻率的特征,羽流比較模糊,并且電流振蕩幅值隨著放電電壓增大呈先增大后降低的趨勢,而對應的振蕩頻率隨著放電電壓的增大而增大。在低電流模式下,放電電流具有低振幅、高頻率的特征,羽流有兩條明顯的亮線,并且電流振蕩幅值和頻率均隨放電電壓的增大而增大。在不同工況下,隨著質量流量增大,放電電流振蕩幅值和頻率均呈現(xiàn)增大的趨勢。研究還發(fā)現(xiàn),外回路中的電阻和電感對低頻振蕩起到一定的抑制作用,而電容對低頻振蕩的影響并不明顯。

會切磁場推力器;低頻振蕩;高電流模式;低電流模式;工作參數(shù);外回路

會切磁場推力器是目前在霍爾推力器的基礎上發(fā)展起來的一種新型推力系統(tǒng),以其本身的比沖高、壽命長、結構緊湊等優(yōu)點,在國際上得到了越來越多的發(fā)展與應用。德國TEDG公司首先提出了高效多級等離子推力器(HEMPT)的設計理念[1],并在1998年申請了第一項HEMPT專利[2]。2003年Kornfeld發(fā)表了第一篇關于HEMPT的試驗報告,闡述了其低濺射侵蝕和較寬的推力范圍等特點[3]。由于HEMPT的性能表現(xiàn),麻省理工學院研究人員在HEMPT的基礎上,設計出發(fā)散會切磁場推力器[4],斯坦福大學研制出圓柱形會切磁場推力器[5]。2005年, TEDG公司開始研究HEMPT3050[6]和HEMPT30250[7],其比沖在30 000 m/s左右,額定功率分別為1 500 W和7 500 W,額定推力分別為50 m N和250 m N。TEDG公司歷經(jīng)十多年的研究,經(jīng)過方案驗證、原理樣機和工程樣機等階段,HEMPT已經(jīng)被確立為歐洲航天局的新一代的航天動力裝置[8]。

在實際研究中發(fā)現(xiàn),會切磁場推力器在工作過程中廣泛存在低頻振蕩現(xiàn)象,其振蕩頻率在1～100 k Hz之間,且振蕩幅值相對較大[9]。低頻振蕩是推力器不穩(wěn)定的工作狀態(tài),反映了電離過程的不穩(wěn)定性[10]。低頻振蕩不僅對推力器的電源系統(tǒng)產(chǎn)生沖擊,還直接影響推力器的性能和使用壽命[11],振蕩嚴重時能夠導致推力器熄火。

2008年,麻省理工學院的Courtney等利用多柵探針測量的方法對多級會切磁場推力器(DCFT)性能及工作模式進行了研究[12]。 2009年,Gildea等在有關多級會切磁場推力器的低頻振蕩研究中,指出了推力器在兩種不同模式下低頻振蕩的區(qū)別。多級會切磁場推力器在高電流模式下,最低的諧波頻譜在3.5～4.0 k Hz之間,在低電流模式下,并沒有呈現(xiàn)出和高電流模式下相同的振蕩形式,振蕩幅度被減弱了幾個數(shù)量級[13]。隨后,Gildea等利用多級會切磁場推力器進行了更深入的低頻振蕩研究,發(fā)現(xiàn)推力器在高電流低電壓模式下,其放電電流振蕩頻率在3.5 k Hz左右[14]。2013年,麻省理工學院的Matlock在對多級會切磁場推力器進一步研究中發(fā)現(xiàn),在高電壓、高流量工況下,往往會出現(xiàn)低電流模式;在低電壓、低流量工況下,往往會出現(xiàn)高電流模式[15]。2014年,Macdonald等利用激光誘導熒光的方法對多級會切磁場推力器的工作模式進行了試驗研究[16]。

本文主要采用試驗方法,分析工作參數(shù)和磁場位形對會切磁場推力器低頻振蕩的影響,同時研究了外回路對推力器低頻振蕩的抑制作用,以提高多級會切磁場推力器的整體性能和穩(wěn)定性。

1 試驗系統(tǒng)

由于多級會切磁場推力器是工作在外太空的推力器,其正常工作對真空度要求很高,所以在地面試驗中,為了達到所需的真空度要求需要專門的真空系統(tǒng)。試驗罐是多級會切磁場推力器試驗的基本平臺,本文試驗系統(tǒng)的真空罐直徑為1.2 m,長為4 m,極限真空度可以達到2×10-3Pa。試驗樣機為會切磁場推力器,推力器外徑為58 mm,通道最小內(nèi)徑為20 mm,漸擴出口區(qū)的內(nèi)徑為43 mm,通道總長為64 mm,磁場由多塊永磁鐵形成,試驗中的推力器磁極長度比分別為:8∶16∶40∶0。推力器的陰極采用空心陰極,其位置位于推力器出口處上方20～30 mm。其中,試驗過程采用的工質氣體均為氙氣。

試驗過程中,采用DL850錄波儀采集低頻振蕩的振蕩波形以及放電電流的數(shù)據(jù),在分析多級會切磁場推力器的低頻振蕩特性時,利用MATLAB軟件中傅里葉轉換提取其主導頻率。

2 試驗結果及分析

針對不同放電電壓、陽極質量流量以及磁場位形,采用控制變量法進行了多組對比試驗。同時也研究了外回路對低頻振蕩的影響。從放電電流均值、電流振蕩幅值和振蕩頻率等角度對低頻振蕩進行描述,根據(jù)試驗結果,分析總結了會切磁場推力器低頻振蕩隨各參數(shù)的變化規(guī)律。

2.1 放電電壓對低頻振蕩的影響規(guī)律

試驗過程中,確定其中一個推力器磁場位形,其磁極長度比分別為8∶16∶40∶0,并保持陰極供氣質量流量為0.5 mg/s,陰極電流為1.5 A,同時陽極的質量流量定為10 m L/min,然后將放電電壓從150 V,以步距50 V逐漸增加到1000 V,工質氣體均為氙氣。在每一放電電壓下,利用錄波儀記錄一次放電電流變化情況。對試驗數(shù)據(jù)處理后的結果如圖1～圖3所示。

圖1 放電電壓對電流均值的影響Fig.1 Effect of discharge voltage on mean current

圖2 放電電壓對電流振蕩的影響Fig.2 Effect of discharge voltage on current oscillation

圖3 放電電壓對電流振蕩主導頻率的影響Fig.3 Effect of discharge voltage on the dominant frequency of current oscillation

從圖1和圖2可以看出,放電電壓對電流的影響并不是單調(diào)的。放電電流均值在電壓300 V的情況下達到最大值,而且此時,低頻振蕩幅值比較大,推力器處在高電流模式,對應的羽流區(qū)及通道內(nèi)狀態(tài)如圖4所示。試驗過程中觀察到的羽流區(qū)有較高頻率的閃爍現(xiàn)象,而且亮度較高,但羽流較模糊,可以明顯地觀察到通道內(nèi)出現(xiàn)較粗的明亮光柱,說明該區(qū)域為主要的電離區(qū)。而靠近陽極區(qū)的光柱明顯比較細,這是由于陽極區(qū)的磁場強度較強,對電子的束縛比較大,從而削弱了電離程度。

以300 V作為參考點,減小放電電壓,低頻振蕩幅值減小,放電電流減小;增大放電電壓,低頻振蕩幅值總體上逐漸降低,在電壓為350～450 V時,多級會切磁場推力器工作模式發(fā)生轉換,從高電流模式轉換到低電流模式。在低電流模式下,對應的羽流區(qū)及通道內(nèi)狀態(tài)如圖5所示,推力器羽流由之前的模糊混沌狀態(tài)轉變?yōu)榍逦⑶揖哂袃蓷l明顯的亮線,振蕩幅度降低,通道內(nèi)的光柱變得更加細小。在放電電壓為450 V時,其振蕩幅值達到最小值,隨后又緩慢上升到一定程度而保持不變。同樣,放電電流在電壓為450 V時達到最小值,而后隨著電壓增加緩慢上升在一定程度后基本保持穩(wěn)定。

圖5 高電壓情況下的低電流模式Fig.5 Low current mode in high voltage

在陽極質量流量保持為10 m L/min的情況下,當電壓大于600 V時,可以很明顯地看出推力器放電電流和振蕩幅值都不再增加,基本保持穩(wěn)定。此現(xiàn)象產(chǎn)生的原因是,由于質量流量是給定的,當放電電壓增大到一定程度后,原子電離達到了飽和狀態(tài),即原子電離產(chǎn)生的離子和電子達到最大值。因此,由離子電流和電子電流疊加形成的放電電流也達到了最大值。

從圖3可以看出,在150～450 V的放電電壓情況下,低頻振蕩的主導頻率基本保持不變,在1.4～2.5 k Hz區(qū)間小幅度波動,但有一定程度的上升趨勢。然而在450 V以后,主導頻率隨著放電電壓的增大,從2.0 k Hz較迅速地上升到35 k Hz。

從各模式下推力器放電通道內(nèi)光柱的分布來看,通道內(nèi)電離區(qū)主要集中在軸線附近,徑向范圍相對較小。推力器在高電流模式下,具有高平均電流、高振蕩幅值和低振蕩頻率的特點。在此模式下,由于對應的放電電壓較低,電子能量不高,大部分電子被磁場束縛,沿著磁力線做螺旋運動。當電子堆積,并且工質原子密度也在此積累達到一定程度,便會瞬間產(chǎn)生雪崩效應,產(chǎn)生大量的離子和電子,從而形成較大的電流。同時原先被束縛在磁尖端的電子也可以通過與原子的碰撞而增加了脫離磁場約束的幾率,進而向通道內(nèi)運動形成電流。

隨著電壓進一步增大,電子能量增加,所以有部分電子脫離了磁場束縛,而直接沿著軸線達到陽極,以至于與工質原子碰撞的幾率降低,電離率減小,新產(chǎn)生的離子和電子密度下降,導致放電電流降低,光柱變細并集中在軸線附近,即低電流模式。

2.2 質量流量對低頻振蕩的影響規(guī)律

在不同放電電壓下,考察陽極質量流量對低頻振蕩的影響規(guī)律。其中放電電壓值選取為250 V、400 V、500 V和650 V,在每一個電壓下,改變陽極質量流量,分別取3,5,8, 10 m L/min。每一工況下,利用錄波儀記錄電流變化情況。試驗結果顯示,推力器在一定的放電電壓下,隨著陽極流量的增加,放電電流的低頻振蕩會按照一定的規(guī)律發(fā)生變化,其試驗結果如圖6和圖7所示。

圖6 不同放電電壓下質量流量對電流均值的影響Fig.6 Effect of mass flow rate on mean current in various discharge voltages

圖7 不同放電電壓下質量流量對電流振蕩的影響Fig.7 Effect of mass flow rate on current oscillation in various discharge voltages

圖8 不同磁場位形下放電電壓對電流均值的影響Fig.8 Effect of discharge voltage on mean current in various magnetic field configurations

圖9 不同磁場位形下放電電壓對電流振蕩的影響Fig.9 Effect of discharge voltage on current oscillation in various magnetic field configurations

從圖6可以看出,陽極流量增加,平均放電電流也隨著增加。在低流量情況下,放電電壓增加后,平均放電電流有所增加,而在高流量情況下,隨著電壓升高,放電電流有一定程度的降低。這是由于在高質量流量情況下,推力器高電壓時的工作模式為低電流模式,所以電流平均值相對較低。

從圖7可以得出,隨著質量流量的增大,放電電流的振蕩幅值總體增大。在低流量情況下,不同電壓下的振蕩幅值差別不大;在高流量情況下,隨著電壓升高,電流的低頻振蕩明顯降低。結合上面的分析,不難發(fā)現(xiàn),在高流量工況下,推力器低電壓時處于高電流模式,相應的電流振蕩較大。

2.3 磁場位形對低頻振蕩的影響規(guī)律

磁場是通過影響推力器通道內(nèi)的等離子體而影響低頻振蕩的。多級會切磁場推力器的磁場是由各級永磁鐵組合產(chǎn)生的,并不能像霍爾推力器通過改變勵磁線圈的電流連續(xù)調(diào)節(jié)磁場強度,所以根據(jù)多級會切磁場推力器的結構特點,通過改變各級磁極長度來實現(xiàn)調(diào)節(jié)推力器磁場強度的效果。

為了研究磁場位形對低頻振蕩的影響,設計了3種磁場位形,分別為磁場位形1、磁場位形2和磁場位形3。其中磁場位形2和磁場位形3是在磁場位形1的基礎上改進的。3種磁場位形的最大磁感應強度均為0.5 T,不同的是,磁場位形2出口處磁場強度下降較快,而磁場位形3的近陽極區(qū)磁場強度最大。

試驗過程中,保持陰極供氣質量流量為5 m L/min,陰極電流為1.5 A。同時陽極質量流量為10 m L/min。在每確定一種磁場位形下,通過改變放電電壓來記錄對應的電流變化情況,其中電壓變化范圍為150～500 V,步距為50 V,3種磁場位形下的試驗結果如圖8和圖9所示。

試驗結果顯示,3種磁場位形都發(fā)生了工作模式轉換。磁場位形1在電壓為400 V工況時,放電電流均值達到最大值,對應的振蕩幅值也達到最大值,此時推力器工作模式為高電流模式,在電壓高于400 V時電流振蕩降低,直至保持不變,工作模式轉換為低電流模式,而此時的電流均值也相應減小而后基本不變。磁場位形2在300～350 V之間時,放電電流均值上升到最高點,與之對應的振蕩幅值也達到最大值。電壓在350～450 V之間時,推力器工作模式相互頻繁地轉換,當放電電壓達到450 V時,推力器工作模式為低電流模式,之后電流和振蕩幅值總體上逐漸趨于穩(wěn)定。

磁場位形3在電壓為250 V工況時,其放電電流均值達到最高值,同時與之對應的低頻振蕩最大,處于高電流模式。而在300 V以后,推力器模式轉換為低電流模式,電流均值和振蕩幅值變化不大。而磁場位形1所對應的電流平均值增長緩慢,其振蕩幅值變化幅度也較小。

同時也可以看出,磁場位形2的電流均值高于磁場位形1,尤其在高電流模式下,其放電電流均值和振蕩幅值均遠遠高于磁場位形1所對應的參數(shù)值。此外對比磁場位形1和磁場位形3試驗結果可得,在低電壓工況下,磁場位形3的電流均值和振蕩幅值均高于磁場位形1所對應的參數(shù)值;在高電壓工況下,兩種磁場位形的電流均值變化趨勢基本一致,而且相差不大,磁場位形1的振蕩幅值略高于磁場位形3的振蕩幅值。所以從試驗結果來看,磁場位形對推力器的低頻振蕩影響是十分明顯的,在同等工況下磁場位形1的低頻振蕩最小。

2.4 外回路對低頻振蕩的影響規(guī)律

根據(jù)外回路電路圖,連接各線路,如圖10所示。本試驗多級會切磁場推力器的外回路參數(shù)主要有3個,即電阻R、電感L和電容C。根據(jù)試驗需要,設計了3種不同放電工況試驗:工況1:350 V,8 m L/min;工況2:400 V, 8 m L/min;工況3:400 V,10 m L/min。

圖10 外回路等效電路Fig.10 Outer circuit equivalent circuit diagram

(1)電阻對低頻振蕩的影響

試驗過程中,工質氣體選用氙氣,陰極質量流量為5 m L/min,其電流為1.5 A。在3個不同試驗工況下,電感值為10μH,電容值為0.1μF,改變電阻值,其變化范圍為100～1 000Ω,變化步距為100Ω。電阻值每改變一次,同時記錄放電電流變化情況。具體試驗結果如圖11～圖13所示。

圖11 外回路電阻對電流均值的影響Fig.11 Effect of outer circuit resistance on mean current

圖12 外回路電阻對電流振蕩的影響Fig.12 Effect of outer circuit resistance on current oscillation

圖13 外回路電阻對電流振蕩主導頻率的影響Fig.13 Effect of outer circuit resistance on the dominant frequency of current oscillation

從試驗結果可以看出,工況1和工況2的電流均值比較接近,并且變化趨勢一致,隨著電阻值增大電流均值均有較小幅度上升的趨勢,波動很小。而工況3下的電流均值明顯高于另兩個工況下的電流均值,并且電流曲線變化明顯較大。圖12反映不同工況下電流振蕩幅值隨電阻的變化情況,可以看出在低電阻下,工況1和工況2的電流振蕩幅值基本一致,都隨著電阻的增大而有小幅上升趨勢;在高電阻下,工況2的電流振幅相對工況1波動較大,并略高于工況1所對應的值。而由于工況3下推力器處于高電流模式下工作,其振幅相對高于另外兩個工況。其電流振幅值在電阻為700Ω時達到最小值,以電阻值700Ω為參考點,電阻減小或者增大,電流振蕩幅值均會增大。

圖13反映了不同工況下電流振蕩的主導頻率隨電阻的變化情況。其中,由于工況3對應的是高電流模式,其放電電流的主導頻率不明顯,所以并未在圖中表示。從圖中可以看出,隨著電阻增大,兩個工況下的振蕩主導頻率變化趨勢基本一致,先增大后總體趨于平穩(wěn)。在低電阻下,工況1的振蕩頻率低于工況2對應的值;相反,在高電阻下,工況2的振蕩頻率逐漸低于工況1的振蕩頻率。綜合兩個工況下的試驗結果可以得出,在低電流模式下,電阻值越小,其振蕩頻率越低。

(2)電感對低頻振蕩的影響

試驗過程中,陰極工況參數(shù)同(1)。在3個不同試驗工況下,電阻值為600Ω,電容值為0.1μF,改變電感值,其變化范圍為100～9 000μH。電感值每改變一次,同時記錄放電電流變化情況。具體試驗結果如圖14～圖16所示。

圖14 外回路電感對電流均值的影響Fig.14 Effect of outer circuit inductance on mean current

從圖14中可以看出,隨著電阻的增加,工況1和工況2的電流均值的變化趨勢大體一致,以電感1 000μH為參考點,此時電流均值最小,而當電感增大或減小時,其對應的電流均值都趨于基本穩(wěn)定,并且在低于1 000μH時的電流均值大于此參考點以后所對應的電流均值。同樣,在工況3的電流變化轉折點在900μH附近,當在0～900μH區(qū)間時,隨著電感增加,電流均值減小;當在900～9 000μH區(qū)間內(nèi),電流均值在1 000μH時上升到最高點,之后隨著電感增加,電流均值逐漸減小?？梢婋姼袑ν屏ζ骰芈分械碾娏髦稻哂幸欢ǖ挠绊懽饔谩?/p>

圖15反映了不同工況下電流振蕩幅值隨電感的變化曲線。可以看出,電感對電流振蕩的影響比較明顯。工況1和工況2的電流振蕩隨著電感的變化趨勢基本一致,在1 000μH時,兩個工況對應的電流振幅達到最小值,而電感低于或高于1 000μH時,兩個工況下的電流振蕩幅值雖有小幅度波動,但總體趨于平穩(wěn)。從工況3的曲線可以明顯看出,當電感從900μH增加到1 000μH時,電流振幅急劇上升。在0～900μH和1 000～9 000μH兩個區(qū)間內(nèi),隨著電感增加,電流振蕩呈現(xiàn)下降趨勢。

圖15 外回路電感對電流振蕩的影響Fig.15 Effect of outer circuit inductance on current oscillation

圖16 外回路電感對電流振蕩主導頻率的影響Fig.16 Effect of outer circuit inductance on the dominant frequency of current oscillation

從圖16中可以得出,對于工況1,總體來看電流振蕩頻率隨著電感的增大先是有一段小幅度的降低再急劇降低到最低點而后緩慢上升,伴隨小幅波動逐漸趨于穩(wěn)定。對于工況2,電流振蕩頻率隨著電感變化的趨勢比較復雜,先是小幅度地降低而后上升最高點,緊接著下降然后又較大幅度地波動最后逐漸趨于平穩(wěn),工況2的振蕩頻率總體上高于工況1。

從兩個工況的試驗結果對比來看,外回路電感對工況1的電流振蕩頻率的影響相對工況2比較明顯,在電感值為1 000μH時,工況1對應的振蕩頻率降低到最小值;而工況2對應的振蕩頻率上升到最大值。可見不同工況下,外回路電感對振蕩頻率的影響不同。

(3)電容對低頻振蕩的影響

試驗過程中,陰極工況參數(shù)同(1)。在3個不同試驗工況下,電阻值為600Ω,電感值為500μH,改變電容值,其變化范圍為0.1～28μF。電容值每改變一次,同時記錄放電電流變化情況。具體試驗結果如圖17～圖19所示。

圖17 外回路電容對電流均值的影響Fig.17 Effect of outer circuit capacitor on mean current

圖18 外回路電容對電流振蕩的影響Fig.18 Effect of outer circuit capacitor on current oscillation

圖19 外回路電容對電流振蕩主導頻率的影響Fig.19 Effect of outer circuit capacitor on the dominant frequency of current oscillation

從圖17和圖18可以看出,在工況1和工況2下,外回路電容對放電回路中的電流均值和電流振蕩幅值影響不大,隨著電容增加,兩個工況對應的電流均值和電流振幅都趨于平穩(wěn),并且相差不大。在工況3下,隨著電容增加,其對應的電流均值有小幅度波動,但總體呈平穩(wěn)趨勢,而電流振幅隨著電容的增加變化趨勢比較復雜,先是減小而后上升一定程度,緊接著下降最后呈現(xiàn)上升趨勢。

圖19為放電電流的振蕩主頻率隨電容增加的變化曲線。從圖中可以看出,在工況1下,外回路電容對振蕩頻率影響不太明顯,總體上先有一小階段的上升再基本不變?nèi)缓舐晕⒔档?在工況2下,振蕩頻率隨著電容的增加變化相對比較復雜,總體上振蕩頻率曲線波動比較大,先是增加再下降然后有一定上升,在電容為15μF時,振蕩頻率達到最大值。

3 結束語

本文通過一系列試驗,研究了會切磁場推力器低頻振蕩的特性,分析和總結了工況參數(shù)、磁場位形以及外回路對低頻振蕩的影響規(guī)律,主要研究總結為以下幾個方面:

1)多級會切磁場推力器工作模式主要分為高電流模式和低電流模式。在高電流模式下,具有高振幅、低頻率的特征,羽流區(qū)比較模糊,并且電流振蕩幅值隨著放電電壓增大呈先增大后降低的趨勢,而對應的振蕩頻率隨著放電電壓增大而增大;在低電流模式下,具有低振幅、高頻率的特征,羽流有兩條明顯的亮線,并且電流振蕩幅值和頻率均隨放電電壓增大而增大。

2)在不同工況下,隨著質量流量增大,放電電流振蕩幅值和主導頻率均呈現(xiàn)增大趨勢。在高質量流量下,隨著放電電壓的增加,多級會切磁場推力器從高電流模式轉換為低電流模式,其模式轉換所對應的放電電壓區(qū)間為350～450 V。

3)外回路中電阻和電感對低頻振蕩有一定的抑制作用,而電容對低頻振蕩的影響不明顯。在高電流模式下,電阻為300Ω、電感為900μH時,低頻振蕩得到明顯削弱;在低電流模式下,電感為1000μH時,振蕩最小。

參考文獻(References)

[1] KORNFELD G,KOCH N,COUSTOU G.The highly efficient multistage plasma(HEMP)thruster, a new electric propulsion concept derived from tube technology[C]∥Proceeding of the 4th IEEE International Conference on Vacuum Electronics, 2003.

[2] KORNFELD G,WEGENER J,SEIDEL H.Plasma accelerator arrangement:Germany,No.198 28 704.6[P]. [3] KORNFELD G,KOCH N,COUSTOU G.First test results of the HEMP thruster concept[R]. 2003.

[4] CONTE J R I.Design of a cusped field plasma thruster[D].Boston:Massachusetts Institute of Technology,2012.

[5] YOUNG C V,SMITH A W,CAPPELLI M A. Preliminary characterization of a diverging cusped field (DCF)thruster[C]∥31st International Electric Propulsion Conference,2009.

[6] KORNFELD G,HARMAANN H,Koch N.Status and limited life test results of the cylindrical HEMP 3050 thruster,AIAA-2005-4223[R].Reston:AIAA, 2005.

[7] KOCH N,HARMAANN H,KORNFELD G. Status of the THALES high efficiency multi stage plasma thruster development for HEMP-T 3050 and HEMP-T 30250,IEPC-2007-110[R].2007.

[8] GENOVESE A,LAZURENKO A,KOCH N,et al.Endurance testing of HEMPT-based ion propulsion modules for SmallGEO[C]∥Proceedings of the 32th International Electric Propulsion Conference,2011.

[9] 江濱浩,趙一男,魏立秋,等.霍爾推力器振蕩問題的研究綜述[J].宇航學報,2009,30(6):2062-2071. JIANG B H,ZHAO Y N,WEI L Q,et al.Review of oscillation problem in Hall thruster[J].Journal of Astronautics,2009,30(6):2062-2071(in Chinese).

[10] 楊晶晶.磁場對霍爾推力器低頻振蕩的影響[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學,2009. YANG J J.Influence of magnetic field on low frequency oscillation in Hall thrusters[D].Harbin: Harbin Institute of Technology,2009(in Chinese).

[11] 毛根旺,韓先偉,楊涓,等.電推進研究的技術狀態(tài)和發(fā)展前景[J].推進技術,2000,21(5):1-5. MAO G W,HAN X W,YANG J,et al.The status and development prospects of electric propulsion technology research[J].Journal of Propulsion Technology, 2000,21(5):1-5(in Chinese).

[12] COURTNEY D G,LOZANO P,MARTINEZSANCHEZ M.Continued investigation of diverging cusped field thruster,AIAA-2008-4631[R].Reston: AIAA,2008.

[13] GILDEA S R,MARTINEZ-SANCHEZ M,NAKLESM R,et al.Experimentally characterizing the plume of a divergent cusped-field thruster[C]∥31st International Electric Propulsion Conference,2009.

[14] GILDEA S R,MATLOCK T S,LOZANO P,et al. Low frequency oscillations in the diverging cusped-field thruster,AIAA-2010-7014[R].Reston:AIAA,2010. [15] MATLOCK T S.An exploration of prominent cusped-field thruster phenomena:the hollow conical plume and anode current bifurcation[D].Boston: Massachusetts Institute of Technology,2013.

[16] MACDONALD N A,CAPPELLI M A,HARGUS W A J.Time-synchronized continuous wave laser-induced fluorescence axial velocity measurements in a diverging cusped field thruster[J].Journal of Physics D Applied Physics,2014,47(11):323-328.

(編輯:范真真)

Low frequency oscillation characteristics in a cusped field thruster

HU Junfeng,LIU Hui*,LI Jianzhi,SUN Qiangqiang
Institute of Advanced Power,Harbin Institute of Technology,Harbin 150001,China

The operation mode of the thruster is divided into high current mode and low current mode to study the low frequency oscillation characteristics in a cusped field thruster.The characteristics of low frequency oscillation were studied by changing working parameters and magnetic field configuration.The effects of the outer circuit on the low frequency oscillation were also studied. Results show that the operation mode of the cusped field thruster converted from high current mode into low current mode with the increase of discharge voltage under the condition of high mass flow. In comparison,the discharge current in high current mode has the characteristics of high amplitude andlow frequency with vague plume.With the increasing of discharge voltage,the current oscillation amplitude increases and then decreases,while oscillation frequency increases along with the discharge voltage.However,the discharge current in low current mode has the characteristics of low amplitude and high frequency,and plume has two obvious bright lines.Current oscillation amplitude and frequency increases with the increasing of discharge voltage.With the increasing of mass flow rate, discharge current oscillation amplitude and frequency tend to increase in different working conditions. Meanwhile,the resistance and inductance in the outer circuit can suppress low frequency oscillation, but the effect of capacitance on low frequency oscillation is not obvious.

cusped field thruster;low frequency oscillation;high current mode;low current mode;working parameters;outer circuit

V430

:A

10.3780/j.issn.1000-758X.2016.0007

2015-11-18;

:2015-12-10;錄用日期:2015-12-30;< class="emphasis_bold">網(wǎng)絡出版時間

時間:2016-02-24 13:40:42

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/11.1859.V.20160224.1340.012.html

國家自然科學基金(11505041,51477035)

胡俊鋒(1989-),男,碩士研究生,hujunfeng191@163.com

*通訊作者:劉輝(1981-),男,副教授,huiliu@hit.edu.cn,主要研究方向為空間電推進

胡俊鋒,劉輝,李建置,等.會切磁場推力器低頻振蕩特性[J].中國空間科學技術,2016,36(1):26-34.HU J F,LIU H,LI J Z,et al.Low frequency oscillation characteristics in a cusped field thruster[J].Chinese Space Science and Technology,2016,36(1):26-34(in Chinese).

http:∥zgkj.cast.cn