孫明明，耿 海，王 亮，鄭 藝

(蘭州空間技術(shù)物理研究所真空技術(shù)與物理重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，蘭州 730000)

0 引 言

離子推力器是廣泛應(yīng)用于航天器在軌位置調(diào)節(jié)及軌道保持的一種靜電加速式電推力器[1]。我國(guó)目前最新研制的大口徑、高功率且具有多種工作模式(3 kW和5 kW兩種功率模式)的離子推力器為蘭州空間技術(shù)物理研究所研制的30 cm口徑電推力器，該推力器采用環(huán)形永磁體磁場(chǎng)構(gòu)型，并且為降低CEX(電荷交換離子)對(duì)加速柵的刻蝕影響，在傳統(tǒng)的雙柵系統(tǒng)(屏柵和加速柵)基礎(chǔ)上，增加減速柵構(gòu)成了三柵系統(tǒng)，以降低加速柵的離子刻蝕并提升其壽命。柵極組件是離子推力器束流加速及引出的關(guān)鍵部件，同時(shí)也是推力器獲得高比沖和實(shí)現(xiàn)長(zhǎng)壽命的制約。

為保證30 cm離子推力器三柵極組件的導(dǎo)流系數(shù)、束流發(fā)散角等工作參數(shù)，需通過(guò)初始裝配以控制各柵極間留有一定間隙(即冷態(tài)間距)。在推力器工作過(guò)程中，隨著溫度的變化，柵極組件在熱應(yīng)力作用下發(fā)生熱變形，導(dǎo)致此時(shí)的(熱態(tài))柵極間距與冷態(tài)間距明顯不同。柵極間距過(guò)小會(huì)引起柵間打火頻繁、啟動(dòng)困難等故障，而間距拉大會(huì)導(dǎo)致柵極刻蝕嚴(yán)重、推力器壽命縮短等可靠性問(wèn)題。以美國(guó)NSTAR離子推力器30000 h壽命試驗(yàn)為例[2]，在試驗(yàn)完成首輪2000 h后，開(kāi)倉(cāng)檢測(cè)發(fā)現(xiàn)屏柵腐蝕嚴(yán)重，在縮小屏柵和加速柵間距，試驗(yàn)繼續(xù)進(jìn)行1000 h后，屏柵腐蝕基本已消除，證明柵間距變化對(duì)柵極刻蝕具有顯著影響。Soulas等[3]在NSTAR離子推力器的柵極間距測(cè)量過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)屏柵和加速柵間距縮小至0.2 mm以下時(shí)，柵間的打火現(xiàn)象將頻繁發(fā)生且推力器無(wú)法完成正常工作啟動(dòng)。Noord等[4]在NEXT離子推力器壽命試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，在6.9 kW高功率模式下，由于溫度變化引起的柵極間距異常縮小，導(dǎo)致加速柵在半徑15.3 cm以外，下游區(qū)域柵孔存在大量六角星形腐蝕。Sengupta等[5]認(rèn)為影響柵極離子刻蝕速率的主要原因?yàn)椋瑹釕B(tài)柵極間距變化導(dǎo)致的離子束流聚焦特性以及柵孔對(duì)中性變化。Brophy等[6]在NSTAR離子推力器的改進(jìn)過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，柵極冷態(tài)間距僅調(diào)整4%，屏柵和加速柵孔徑的刻蝕速率相比原刻蝕速率分別提高2%和9%。Goebel等[7]認(rèn)為由于熱膨脹效應(yīng)造成的屏柵和加速柵間距變化，影響了束流加速區(qū)等離子體的運(yùn)動(dòng)軌跡，并直接造成柵極導(dǎo)流系數(shù)的改變。由于屏柵和加速柵均為邊緣約束且?guī)Ч案呓Y(jié)構(gòu)，因此二者的熱變形方向均為沿柵面法向并向外凸起。本課題組在前期研究中[8]，通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)30 cm離子推力器柵間距小于0.25 mm時(shí)，柵間打火現(xiàn)象將頻繁發(fā)生，因此0.25 mm可作為推力器正常啟動(dòng)的最小柵極間距要求。目前國(guó)內(nèi)對(duì)于工作時(shí)柵間距變化的動(dòng)態(tài)過(guò)程研究尚處于起步階段，在沒(méi)有獲得柵極熱態(tài)間距的條件下，針對(duì)離子推力器束流引出以及柵極刻蝕的模擬，典型做法是將柵極冷態(tài)間距作為仿真模型的固定邊界[9]，但模擬結(jié)果將與實(shí)際情況存在較大差距。由于離子推力器在軌工作過(guò)程中，會(huì)受到各種復(fù)雜空間環(huán)境影響，如深空冷背景、太陽(yáng)輻照影響，因此空間環(huán)境下的柵極間距變化程度遠(yuǎn)大于地面環(huán)境，且在軌無(wú)法進(jìn)行柵極間距測(cè)量，只能通過(guò)仿真分析獲得空間環(huán)境下的柵極間距變化。

本文采用有限元模擬與地面試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法，首先對(duì)地面環(huán)境溫度下的推力器三柵極熱平衡溫度進(jìn)行仿真及校驗(yàn)。在模型經(jīng)校驗(yàn)認(rèn)為準(zhǔn)確的基礎(chǔ)上，考慮到5 kW功率模式下的柵極工作前后的溫差更高，熱形變位移最大，因此主要計(jì)算模擬空間環(huán)境下，推力器5 kW模式下啟動(dòng)全過(guò)程中的柵極熱形變位移，并根據(jù)仿真結(jié)果對(duì)啟動(dòng)過(guò)程的柵極打火風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行評(píng)估。

1 柵極熱模型

由于不同背景環(huán)境下的初始溫度以及工作溫度會(huì)造成柵極熱態(tài)間距各不相同，因此獲取工作階段的溫度變化曲線是計(jì)算柵極熱態(tài)間距的前提。本文結(jié)合前期建立起的離子推力器能量沉積模型[10]，獲得柵極熱分析邊界條件，并采用有限元法模擬不同環(huán)境下的柵極溫度變化曲線。由于柵極組件結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，為確保仿真計(jì)算順利進(jìn)行，首先需對(duì)柵極結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，即刪除柵極原有多孔特征，進(jìn)行均勻化處理，但保留1：1拱高高度不變，簡(jiǎn)化后的柵極結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示。其次對(duì)影響網(wǎng)格劃分的表面凸起、硬邊以及帶缺陷圓孔等，均采用布爾操作進(jìn)行修復(fù)或填補(bǔ)，對(duì)于約束部件(主要是標(biāo)準(zhǔn)件)，在不改變約束面的基礎(chǔ)上，進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，使得約束條件與真實(shí)情況基本一致，如圖1(b)所示。最后，為了與地面熱平衡試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，根據(jù)試驗(yàn)的真實(shí)情況，即推力器通過(guò)安裝架固定至支撐板上，支撐板與熱沉焊接，由此建立起熱沉模型，如圖1(c)所示，熱沉大小以及位置均按實(shí)際尺寸建模。劃分網(wǎng)格后的推力器模型如圖1(d)所示。

圖1 三柵極組件及離子推力器分析模型Fig.1 Analysis model of the triple grid assembly and ion thruster

推力器在軌工作時(shí)，在其4個(gè)T型安裝板上均焊接有主動(dòng)加熱裝置(即主動(dòng)熱控)，如圖2(a)所示，主動(dòng)熱控可以提供60 W至90 W的加熱功率，實(shí)現(xiàn)溫控點(diǎn)在20 ℃至50 ℃溫度范圍內(nèi)恒溫，以保證推力器在空間低溫環(huán)境下能夠正常工作，圖2(a)所示的溫控點(diǎn)則用于評(píng)估主動(dòng)熱控的升溫效果。最后對(duì)于輻射面設(shè)置，根據(jù)圖1(c)所示地面真空設(shè)備內(nèi)的推力器實(shí)際輻射關(guān)系，分別設(shè)置屏柵外表面-加速柵內(nèi)表面、加速柵外表面-減速柵內(nèi)表面、減速柵外表面-熱沉內(nèi)表面、陽(yáng)極筒外表面-外殼內(nèi)表面、外殼外表面-熱沉內(nèi)表面以及安裝架-熱沉內(nèi)表面，共計(jì)6個(gè)輻射面對(duì)。熱沉內(nèi)表面的發(fā)射率和吸收率均按實(shí)測(cè)值設(shè)置，并且熱沉內(nèi)表面的熱邊界根據(jù)試驗(yàn)測(cè)量值設(shè)置為恒溫邊界(試驗(yàn)過(guò)程中熱沉溫度基本無(wú)波動(dòng))。模擬在軌工況時(shí)，則取消熱沉部件，推力器處于開(kāi)放空間，直接向空間輻射熱量，如圖2(b)所示，但需考慮衛(wèi)星表面與推力器外殼間的輻射熱交換。

圖2 T型安裝板及30 cm離子推力器對(duì)外輻射面Fig.2 T-type mounting plate and external radiant surface of30 cm ion thruster

推力器部分部件表面進(jìn)行了陽(yáng)極氧化處理，根據(jù)實(shí)測(cè)結(jié)果，設(shè)置陽(yáng)極筒外表面、外殼內(nèi)、外表面的發(fā)射系數(shù)均為0.8。對(duì)于柵極(采用Mo材料)的表面發(fā)射系數(shù)，不同的表面氧化狀況(未氧化、輕微氧化、嚴(yán)重氧化)會(huì)使Mo材料表面的發(fā)射率在0.3至0.8之間變化[11]，本文取柵極的表面發(fā)射系數(shù)為0.5，并根據(jù)實(shí)際的三柵極不同的開(kāi)孔率進(jìn)行等效。

其次，由于柵極結(jié)構(gòu)已經(jīng)進(jìn)行了均勻化處理，因此需對(duì)柵極結(jié)構(gòu)屬性進(jìn)行等效，根據(jù)前期研究結(jié)果[12]，將柵極原有多孔結(jié)構(gòu)處理為保持拱高不變且無(wú)孔結(jié)構(gòu)后，可得到等效后的柵極組件材料力學(xué)特性。對(duì)于材料的熱導(dǎo)率、熱膨脹系數(shù)等參數(shù)均根據(jù)相關(guān)資料或試驗(yàn)數(shù)據(jù)設(shè)置，并且對(duì)于有限元模型中的所有標(biāo)準(zhǔn)件材料及其熱力學(xué)屬性均統(tǒng)一設(shè)置為氧化鋁95瓷。對(duì)于力學(xué)約束邊界，由于柵極組件與推力器本體通過(guò)螺釘進(jìn)行固定裝配，因此將所有裝配螺釘均設(shè)置為固定約束。柵極溫度場(chǎng)分布及熱形變計(jì)算采用ANSYS軟件進(jìn)行，并將柵極溫度隨時(shí)間變化結(jié)果作為熱形變位移仿真的輸入條件。由于柵極模型近似為圓盤(pán)形且邊緣均為螺釘固定約束，根據(jù)推力器的工作特點(diǎn)，中心區(qū)域束流密度最高而邊緣最低，因此柵極的中心溫度最高且沿徑向逐漸降低，柵極熱形變方向則均為沿柵面法向(模擬時(shí)默認(rèn)為Z方向)并向外凸起[13]。

2 模型校驗(yàn)

為驗(yàn)證上述邊界條件設(shè)置以及模型計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，本文以地面開(kāi)展的離子推力器極限降溫工況和30 W熱控干預(yù)工況的試驗(yàn)結(jié)果來(lái)進(jìn)行模型校驗(yàn)。試驗(yàn)在蘭州空間技術(shù)物理研究所的TS- 6C設(shè)備中開(kāi)展，其中極限降溫工況是指當(dāng)熱沉溫度穩(wěn)定為-140 ℃，推力器不點(diǎn)火且無(wú)熱控，從室溫條件(25 ℃)降溫至溫度平衡(1 h內(nèi)的溫度變化率≤1 ℃)。試驗(yàn)結(jié)果顯示，溫控點(diǎn)達(dá)到溫度平衡的時(shí)長(zhǎng)為1115 min，軟件模擬時(shí)長(zhǎng)約為1000 min，各測(cè)溫點(diǎn)平衡溫度的仿真結(jié)果如表1所示。30 W熱控干預(yù)工況是指當(dāng)熱沉溫度穩(wěn)定為-140 ℃，推力器不點(diǎn)火，主動(dòng)熱控加熱功率恒定為30 W。該工況下，試驗(yàn)測(cè)量達(dá)到溫度平衡的時(shí)間總長(zhǎng)為1427 min，軟件模擬時(shí)長(zhǎng)約為1200 min，各測(cè)溫點(diǎn)平衡溫度的仿真結(jié)果如表2所示。

表1 極限降溫工況下的試驗(yàn)結(jié)果及仿真結(jié)果(單位：℃)Table 1 Test results and simulation results under coolingcondition (units: ℃)

表2 30 W熱控加熱工況下的試驗(yàn)結(jié)果及仿真結(jié)果(單位：℃)Table 2 Test results and simulation results under 30 W heatcondition (units: ℃)

從表1和表2所示極限降溫工況和30 W熱控干預(yù)工況的比對(duì)結(jié)果來(lái)看，由于仿真過(guò)程忽略了推力器不同部件間的接觸熱阻，因此兩種工況下，柵極溫度平衡時(shí)長(zhǎng)的仿真結(jié)果均低于試驗(yàn)結(jié)果。仿真分析與試驗(yàn)結(jié)果的比對(duì)誤差較小且在15 ℃以內(nèi)。兩種工況的誤差最大處均為屏柵支撐環(huán)，原因經(jīng)分析認(rèn)為，由于在仿真過(guò)程中，屏柵支撐環(huán)與推力器本體的連接標(biāo)準(zhǔn)件全部設(shè)置為95瓷材料，推力器本體對(duì)柵極的熱傳導(dǎo)通過(guò)陶瓷導(dǎo)熱，而實(shí)際情況是仍有部分熱量通過(guò)金屬螺釘進(jìn)行傳導(dǎo)，因此無(wú)熱源時(shí)，屏柵支撐環(huán)降溫慢，而有熱源時(shí)，屏柵支撐環(huán)升溫慢，導(dǎo)致出現(xiàn)表1和表2所示結(jié)果，但鑒于整體誤差較小，因此認(rèn)為熱模型具有較好的準(zhǔn)確度和可信度。

3 空間環(huán)境下的柵極間距仿真

推力器在軌工作時(shí)，空間環(huán)境溫度對(duì)柵極間距具有較大影響，根據(jù)前期研究結(jié)論[12]，柵極從初始溫度T0到平衡溫度T1的溫差ΔT對(duì)熱形變的影響占主導(dǎo)地位。其次由于Mo材料的再結(jié)晶溫度最低為800 ℃[14]，即柵極溫度至少需高于該溫度，柵極才會(huì)發(fā)生塑性變形，而前期試驗(yàn)結(jié)果表明，柵極平衡溫度最高不會(huì)超過(guò)500 ℃[12]，因此在推力器工作過(guò)程中，柵極組件應(yīng)處于線性變形階段，即熱應(yīng)力σ與溫差ΔT存在線性關(guān)系，而主動(dòng)熱控可改變柵極初始溫度T0，從而實(shí)現(xiàn)通過(guò)減少ΔT，達(dá)到降低σ的目的。本文設(shè)置了3種空間環(huán)境工況，分別為空間極限低溫、空間背景影響以及主動(dòng)熱控干預(yù)，并針對(duì)這3種工況分別進(jìn)行了推力器點(diǎn)火啟動(dòng)全過(guò)程的柵極間距變化模擬。對(duì)于推力器點(diǎn)火啟動(dòng)的熱流邊界，根據(jù)前期建立起的離子推力器能量沉積模型[10]，造成推力器溫度升高的能量來(lái)源主要是各種能量粒子(如一價(jià)、二價(jià)Xe離子以及原初、二次電子)在放電室和柵極表面的能量交換以及放電室等離子體的激發(fā)輻射過(guò)程。其中粒子沉積能量可根據(jù)粒子沉積電流和電勢(shì)給出，而激發(fā)輻射能量則根據(jù)等離子體的總激發(fā)能以及不同部件的等效面積得到。由于分析對(duì)象為三柵極結(jié)構(gòu)，從前期試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，在5 kW和3 kW工作模式下，減速柵的截獲電流均非常小，且等離子體的能量輻射受到屏柵和加速柵的阻擋效應(yīng)，因此對(duì)減速柵未設(shè)置沉積能量。通過(guò)能量沉積模型計(jì)算得到，在5 kW工作模式的額定電氣參數(shù)下，屏柵的等效面熱流為2116.8 W/m2，加速柵為312.2 W/m2。

3.1 空間極限低溫工況

此工況下，空間環(huán)境溫度為-269 ℃(4 K環(huán)境)，主動(dòng)熱控關(guān)閉(模擬熱控發(fā)生故障)，忽略太陽(yáng)輻照效應(yīng)(處于太陽(yáng)陰影區(qū))，推力器從該溫度下以5 kW工作模式點(diǎn)火啟動(dòng)。得到該工況下屏柵和加速柵中心區(qū)域的溫度變化曲線如圖3所示，限于篇幅，未給出減速柵溫度變化曲線。

圖3 -269 ℃空間環(huán)境下的柵極溫度變化曲線Fig.3 Temperature change curve of the grids under -269 ℃ space environment

從圖3所示結(jié)果來(lái)看，當(dāng)推力器從-269 ℃的初始溫度啟動(dòng)，屏柵約在10000 s后才能達(dá)到溫度平衡，平衡后的中心區(qū)域溫度為385 ℃，而加速柵約在8000 s后即達(dá)到溫度平衡，平衡后的中心區(qū)域溫度為320 ℃左右，二者溫差達(dá)到65 ℃。原因經(jīng)分析認(rèn)為，加速柵的溫度升高主要是在屏柵升溫后對(duì)其產(chǎn)生熱輻射效應(yīng)引起，屬于被動(dòng)升溫，而屏柵則直接受到放電室等離子體輻射作用，因此屏柵溫度最高，加速柵次之，減速柵溫度則最低。由于屏柵開(kāi)孔率最高且厚度最小(0.4 mm)，導(dǎo)致屏柵熱容最低[15-16]，在溫度升高以及邊緣均被約束的情況下，屏柵中心的Z方向(即柵面法向方向)變形量最大，加速柵次之，減速柵中心變形最小，因此會(huì)出現(xiàn)屏柵與加速柵、加速柵與減速柵的相對(duì)間距均縮小的現(xiàn)象[17]。

從仿真分析結(jié)果來(lái)看，也驗(yàn)證了上述結(jié)論。三個(gè)柵極熱形變達(dá)到穩(wěn)定的時(shí)間約在推力器啟動(dòng)后8000 s，其中屏柵中心的Z方向熱變形為2.48 mm，加速柵為1.67 mm，二者差值為0.81 mm，而屏柵和加速柵初始間距為0.85 mm至0.95 mm，因此二者在熱平衡下的最大柵間距為0.14 mm。減速柵熱變形為0.88 mm，加速柵和減速柵初始間距為0.75 mm至0.85 mm，因此在-269 ℃的初始溫度下，推力器工作溫度平衡后，加速柵和減速柵最大間距為0.06 mm，二者幾乎發(fā)生貼合，推力器將無(wú)法實(shí)現(xiàn)正常工作。

本工況是推力器處于空間冷背景環(huán)境，在無(wú)主動(dòng)熱控及太陽(yáng)輻照的影響下啟動(dòng)的一種極端情況。從該工況的分析結(jié)果來(lái)看，由于柵極溫度從初始達(dá)到平衡后，存在極高的溫度差ΔT，會(huì)導(dǎo)致推力器在啟動(dòng)后不久，柵極隨著溫差變大導(dǎo)致間距過(guò)小，甚至存在貼合現(xiàn)象。

3.2 空間背景影響工況

上述工況是一種極端情況，而實(shí)際上，當(dāng)推力器在軌運(yùn)行時(shí)，會(huì)受到不同程度的太陽(yáng)輻照、衛(wèi)星帆板恒溫或者是地球紅外返照影響，因此柵極的初始啟動(dòng)溫度要遠(yuǎn)高于-269 ℃的極限溫度。本課題組通過(guò)聯(lián)合航天五院通信衛(wèi)星事業(yè)部，對(duì)空間背景影響工況下的柵極啟動(dòng)溫度進(jìn)行了仿真，得到屏柵的初始溫度為-66 ℃，加速柵和減速柵分別為-69 ℃和-102 ℃，運(yùn)算過(guò)程本文不再給出。

采用與前述同樣的仿真分析方法，計(jì)算得到推力器達(dá)到熱平衡后，屏柵、加速柵和減速柵中心區(qū)域Z方向的最大熱變形分別為2.36 mm、1.63 mm和0.91 mm。根據(jù)三個(gè)柵極的初始相對(duì)間距，得到屏柵和加速柵熱平衡下的最大間距為0.22 mm，加速柵和減速柵最大間距為0.13 mm。由此可見(jiàn)，即使是受到在軌空間背景影響，柵極初始溫度有大幅提高，但推力器仍無(wú)法實(shí)現(xiàn)正常工作。

3.3 主動(dòng)熱控干預(yù)工況

從上述兩種工況的分析結(jié)果來(lái)看，熱平衡下的柵極間距均遠(yuǎn)低于安全間距，因此在軌工作時(shí)，須增加主動(dòng)熱控來(lái)提高柵極啟動(dòng)初始溫度，從而降低柵極達(dá)到熱平衡后的溫度差，以確保柵極間距在安全范圍內(nèi)。

根據(jù)推力器的實(shí)際工作流程，5 kW功率下的啟動(dòng)過(guò)程被分為了6個(gè)不同階段，分別包括4個(gè)檔位的束流調(diào)節(jié)、束流閉環(huán)以及額定束流調(diào)節(jié)，根據(jù)不同啟動(dòng)階段的電、氣參數(shù)，結(jié)合推力器能量沉積模型，可計(jì)算得到不同階段的熱流邊界，如表3所示。

表3 推力器不同啟動(dòng)階段的熱流加載條件(單位：Wm-2)Table 3 Surface heat flux in different start-up step(units: Wm-2)

根據(jù)上述空間背景影響工況下的柵極啟動(dòng)溫度，并考慮主動(dòng)熱控工作，設(shè)置溫控點(diǎn)溫度為20 ℃(熱控的最低溫度)，計(jì)算得到屏柵、加速柵和減速柵的初始啟動(dòng)溫度T0分別約為-6 ℃、-18 ℃和-25 ℃。在此基礎(chǔ)上，根據(jù)表3給出的邊界條件計(jì)算柵極溫度變化曲線，并完成熱形變位移分析。早期試驗(yàn)結(jié)果顯示，推力器一般在3 h后溫度能夠達(dá)到平衡[12]，因此仿真時(shí)長(zhǎng)同樣設(shè)置為3 h(10800 s)。圖4(a)所示結(jié)果為10800 s內(nèi)的柵極熱形變位移變化，為了重點(diǎn)研究啟動(dòng)階段內(nèi)的柵極間距變化，本文給出了1000 s時(shí)長(zhǎng)內(nèi)(從束流1檔一直到束流閉環(huán))的三個(gè)柵極的相對(duì)熱形變位移變化曲線，如圖4(b)所示。根據(jù)圖4所示結(jié)果，可得到推力器工作3 h內(nèi)的實(shí)際柵極間距，如表4所示，表中給出的計(jì)算值均為最小間距，即取屏柵與加速柵、加速柵與減速柵的冷態(tài)間距分別為0.85 mm和0.75 mm。

圖4 在20 ℃主動(dòng)熱控條件下的推力器不同啟動(dòng)階段的柵極熱形變位移Fig.4 Thermal deformation of the grids in start-up process under 20 ℃ control temperature

根據(jù)表4所示結(jié)果來(lái)看，在啟動(dòng)后約450 s左右，屏柵與加速柵間距已降低至0.25 mm以下，但此時(shí)加速柵與減速柵的間距幾乎無(wú)變化。當(dāng)推力器達(dá)到束流閉環(huán)時(shí)(810 s)，屏柵和加速柵間距逐漸增大，而加速柵和減速柵間距則持續(xù)降低。在引束流約8000 s后，柵極間距達(dá)到穩(wěn)定值，此時(shí)柵極的溫度也已基本穩(wěn)定。造成圖4和表4所示結(jié)果的原因經(jīng)分析認(rèn)為，主要是三個(gè)柵極的不同溫度變化過(guò)程所決定。屏柵受熱最快，加速柵次之，減速柵由于受到遮擋效應(yīng)溫升最慢，從圖4(a)曲線來(lái)看，前400 s內(nèi)加速柵和減速柵幾乎還未發(fā)生熱變形，而屏柵中心Z方向已發(fā)生約0.5 mm的變形。在400 s以后，加速柵溫升起來(lái)，加速柵的形變量高于屏柵和減速柵，從而導(dǎo)致圖4(b)出現(xiàn)屏柵與加速柵間距增大，而加速柵和減速柵間距縮小的現(xiàn)象。在推力器工作8000 s后，柵極間距已基本固定，屏柵與加速柵，加速柵與減速柵的間距分別為0.25 mm和0.2 mm。

表4 在20 ℃主動(dòng)熱控下的不同啟動(dòng)階段的柵極組件熱態(tài)間距值Table 4 Hot gap change in different start-up step under 20 ℃control temperature

本文通過(guò)計(jì)算，得到當(dāng)主動(dòng)熱控提供溫控點(diǎn)恒溫為30 ℃時(shí)，在推力器全啟動(dòng)過(guò)程且達(dá)到溫度平衡的情況下，屏柵和加速柵的最小間距為0.27 mm，而加速柵和減速柵最小間距為0.22 mm。當(dāng)主動(dòng)熱控提供溫控點(diǎn)恒溫為40 ℃時(shí)，推力器達(dá)到溫度平衡后，屏柵和加速柵、加速柵和減速柵的最小間距分別為0.28 mm和0.24 mm。因此當(dāng)主動(dòng)熱控恒溫為30 ℃和40 ℃時(shí)，仍不能滿足0.25 mm的柵極安全間距要求。當(dāng)主動(dòng)熱控將溫控點(diǎn)恒溫至50 ℃時(shí)，仿真得到10800 s內(nèi)的柵極熱形變位移變化，以及在1000 s時(shí)長(zhǎng)內(nèi)，不同啟動(dòng)階段的三柵極熱形變位移變化過(guò)程，分別如圖5(a)和圖5(b)所示。表5所示為離子推力器全啟動(dòng)過(guò)程中，從束流1檔一直到束流閉環(huán)內(nèi)的柵極間距變化，從結(jié)果來(lái)看，推力器啟動(dòng)后約9000 s左右，柵極間距不再發(fā)生變化，且平衡后的三個(gè)柵極的兩兩間距均能夠滿足0.25 mm的安全間距要求。

圖5 在50 ℃主動(dòng)熱控條件下的推力器不同啟動(dòng)階段的柵極熱形變位移Fig.5 Thermal deformation of the grids in start-up process under 50 ℃ control temperature

表5 在50 ℃主動(dòng)熱控下的不同啟動(dòng)階段的柵極組件熱態(tài)間距值Table 5 Hot gap change in different start-up step under 50 ℃control temperature

4 結(jié) 論

從本文給出的3種在軌工況分析結(jié)果來(lái)看，30 cm離子推力器在-269 ℃深空冷背景以及空間背景影響條件下，均無(wú)法實(shí)現(xiàn)正常啟動(dòng)，而只能借助主動(dòng)熱控干預(yù)。5 kW工作模式下，主動(dòng)熱控提供溫控點(diǎn)分別恒溫為20 ℃、30 ℃和40 ℃時(shí)，推力器溫度達(dá)到穩(wěn)定后，柵極間距無(wú)法滿足安全間距要求。當(dāng)主動(dòng)熱控提供溫控點(diǎn)恒溫為50 ℃時(shí)，推力器工作穩(wěn)定后的屏柵和加速柵、加速柵和減速柵的最小間距分別為0.31 mm和0.30 mm，可滿足柵極安全間距要求。

在目前地面環(huán)境尚無(wú)法創(chuàng)造在軌工況環(huán)境，且仿真計(jì)算結(jié)果無(wú)法驗(yàn)證的條件下，本文的分析結(jié)果均為最?lèi)毫忧闆r，柵極間距仿真結(jié)果均為最小值，而實(shí)際在軌運(yùn)行時(shí)，柵極間距應(yīng)大于本文分析結(jié)果，計(jì)算結(jié)果保留了一定余量。分析結(jié)果證明，主動(dòng)熱控干預(yù)能夠提供給推力器柵極組件更高的啟動(dòng)溫度，從而有效降低柵極達(dá)到溫度平衡后的溫差，降低柵極熱形變帶來(lái)的危害。對(duì)于30 cm離子推力器實(shí)際在軌應(yīng)用時(shí)，可調(diào)整熱控加熱功率，使溫控點(diǎn)溫度保持在50 ℃左右，能夠最大程度地提高推力器工作可靠性。