ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КОСМИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
Машиностроение

75-летию Центра Келдыша посвящается
О.А.Горшков, В.А.Муравлёв, А.А.Шагайда
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КОСМИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
Под редакцией академика РАНА.С. Коротеева
Москва «Машиностроение» 2008
УДК ББК
629.7.036.74
39.62 Г70
Горшков О.А. и др.
Г70 Холловские и ионные плазменные двигатели для космических аппаратов / О.А. Горшков, В.А Муравлёв, А.А. Шагайда; под ред. академика РАН А.С. Коротеева. М.: Машиностроение, 2008. 280 с.: ил. [12] с цв. вкл. — ISBN 978-5-217-03440-6
Представлены результаты современных исследований проблем создания наиболее востребованных в настоящее время типов электрических ракетных двигателей (ЭРД) — холловских и ионных плазменных двигателей, предназначенных для применения в составе космических аппаратов различного целевого назначения. Рассмотрены подходы к моделированию основных физических процессов в двигателях, описаны схемы, конструкции и характеристики двигателей (состояние отработки — от лабораторных моделей до летных образцов).
Для специалистов в области ракетно-космической техники, аспирантов и студентов.
ББК 39.62
ISBN 978-5-217-03440-6
© ФГУП "Центр Келдыша", 2008
© ОАО "Издательство "Машиностроение", 2008
О.А. Gorshkov, V.A.Muravlev, A.A.Shagayda
HALL AND ION ELECTRIC PROPULSION FOR SPACECRAFT
Edited by A. S. Koroteev, Academican, Russian Academy of Science
Moscow Mashinostroenie 2008
Gorshkov O.A. et. al.
Hall and Ion Electric Propulsion for Spacecraft / O.A. Gorshkov, V.A. Muraviev, A.A. Shagayda; edited by Academician A.S. Koroteev. M.: Mashino-stroenie, 2008, 280 p. [12] p. col. ill. ISBN 978-5-217-03440-6.
The results of modern researches of development problems of the most demanded types of electric propulsion - Hall and ion plasma thrusters intended for application in structure of spacecrafts of a various special-purpose designation are submitted. Approaches to modelling the basic physical processes in the thrusters are discussed; schemes, designs and characteristics of the thrusters (a condition of development - from laboratory models up to flight samples) are discussed.
For specialists in the field of space-rocket engineering, post-graduate students and students.
ISBN 978-5-217-03440-6
© FSUE "Keldysh Research Center", 2008
© JSC Mashinostroenie Publishing House, 2008
ПРЕДИСЛОВИЕ
Предлагаемая вниманию читателей книга содержит результаты современных исследований проблем, связанных с созданием холловских и ионных двигателей — наиболее востребованных в настоящее время типов электрических ракетных двигателей (ЭРД), предназначенных для применения в составе космических аппаратов (КА) различного целевого назначения.
Исследование и разработка плазменных ЭРД имеют почти полувековую историю. За это время изучено большое семейство двигателей с разными механизмами ускорения рабочего тела, мощностью от нескольких ватт до нескольких мегаватт, обеспечивающих скорость истечения рабочего тела до 100 км/с. Однако практическое применение в космической технике нашли лишь немногие из них. В настоящее время наиболее широко используются холловские и ионные двигатели.
Россия занимала и занимает лидирующие позиции в мире в области разработки холловских двигателей. В нашей стране накоплен уникальный опыт их практического применения (1971 г. — первые летные испытания; 1982 г. — начало штатного использования в космосе). Основная область использования таких двигателей — поддержание орбиты геостационарных спутников связи в направлениях север—юг и запад—восток. В последнее время российские холловские двигатели начали применять на борту зарубежных КА ведущих фирм США и Европы в области создания спутников.
Дальнейшее совершенствование холловских ЭРД самым тесным образом связано с тенденциями развития современных и перспективных КА — ростом их энерговооруженности и сроков активного существования, стремлением увеличить удельную полезную нагрузку, расширением номенклатуры КА по массе (от маломассогабаритных аппаратов до тяжелых спутниковых платформ), появлением новых задач для бортовой двигательной установки (ДУ), ужесточением требований к двигателям с точки зрения их эффективности, надежности и совместимости с аппаратурой КА. Все это стимулирует создание холловских двигателей нового по
7
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
коления, отличающихся, в частности, более высоким значением удельного импульса тяги (до 2000...3000 с) и способностью эффективно и длительное время функционировать в широких диапазонах по мощности.
Следует отметить, что необходимость дальнейшего увеличения удельного импульса тяги двигателей систем коррекции геостационарных спутников является объективным следствием совершенствования КА. Это указывает на актуальность применения ЭРД другого класса — ионных двигателей, область наиболее эффективной работы которых лежит в диапазоне удельных импульсов тяги от 2500...3000 с и выше. Ионные двигатели, впервые испытанные в космосе еще в 1960-х гг. как в СССР, так и в США, в дальнейшем не нашли применения в российских космических программах и в настоящее время используются только за рубежом.
Тематика плазменных ЭРД достаточно подробно отражена в ряде отечественных изданий. Они, как правило, построены по типу учебных пособий и содержат описание практически всех известных типов ЭРД. Авторы настоящей книги, не претендуя на охват всей данной тематики, попытались дать представление о подходах к решению некоторых конкретных проблем, возникающих при создании новых холловских и ионных плазменных двигателей. Они сконцентрировали внимание, в частности, на таких вопросах, как подбор и оптимизация конфигурации магнитного поля холловских двигателей, обеспечение длительного огневого ресурса, включая поиск новых материалов и отработку достоверных методик сокращения времени ресурсных испытаний, а также особенности работы нетрадиционных ускорительных систем со щелевыми апертурами в составе ионных двигателей. Значительное внимание в книге уделено вопросам моделирования основных физических процессов в разрядной камере холловского двигателя, а также численному моделированию ионно-оптических систем ионных двигателей. В основном в книге содержатся результаты исследований авторов и их коллег, проведенных в Центре Келдыша в течение последних 10—15 лет. В книге также приведены примеры разработанных в Центре Келдыша плазменных двигателей (состояние отработки — от лабораторных моделей до летных образцов), параметры которых находятся на уровне лучших мировых достижений.
Введение, гл. 1, 2, разд. 3.1, 3.4.2, 3.4.3 — написаны доктором технических наук О.А. Горшковым; разд. 3.2.1, 3.4.1, 4.1 — кандидатом
8
Предисловие
физико-математических наук А.А. Шагайдой; разд. 3.2.2, 3.2.3, 3.3 — совместно О.А. Горшковым и АА. Шагайдой; разд. 4.2 — совместно АА. Шагайдой и В.А. Муравлёвым.
Авторы считают приятным долгом выразить благодарность своим товарищам и коллегам по работе, чей многолетний труд позволил получить результаты, составившие основу этой книги. Авторы также искренне благодарят И.Д. Сучкову за нелегкий труд по подготовке рукописи к изданию.
Отзывы и пожелания просим направлять в адрес издательства "Машиностроение".
Академик РАН А.С. Коротеев
ВВЕДЕНИЕ
Из всего многообразия известных сегодня типов ЭРД в данной книге рассматриваются два класса плазменных двигателей — холловские и ионные. В основе такого выбора лежит, прежде всего, практический интерес. Дело в том, что именно эти типы ЭРД в настоящее время наиболее широко используются в ракетно-космической технике и, по всей видимости, сохранят свою роль в обозримой перспективе.
По комплексу выходных характеристик, основными из которых являются тяга, удельный импульс тяги, коэффициент полезного действия (КПД) и ресурс огневой работы, эти двигатели оказались наиболее подходящими для решения практических задач в космосе. Существенным было и то, что данные преимущества проявляются именно при тех уровнях энергопотребления, которые доступны на борту космических аппаратов. Следует также отметить относительную простоту конструкции холловских двигателей (но не физики процессов в них), что всегда совпадает с требованиями к надежности изделий. Последнее, правда, нельзя отнести к ионным двигателям, которые достаточно полно изучены с точки зрения физических процессов, но сложны по конструкции (наиболее сложным является узел ионно-оптической системы).
Наиболее эффективно применение холловских и ионных двигателей для коррекции орбиты КА, базирующихся на геостационарной орбите. Россия имеет 25-летний опыт штатного использования холловских двигателей в этой области, а ионные двигатели применяются на зарубежных КА (США имеют 10-летний опыт их использования на своих геостационарных спутниках).
Развитие космических аппаратов, расширение их номенклатуры и соответствующее этому расширение круга задач для бортовых двигательных установок определяют направления дальнейшего совершенствования плазменных двигателей — рост удельного импульса тяги, увеличение времени огневой работы, освоение новых диапазонов по мощности и т.д. Основная цель данной книги — рассмотреть некоторые из проблем, которые встречаются на
10
Введение
пути создания новых двигателей от лабораторных моделей до летных образцов и которые представляются нам наиболее важными. Проблематика холловских двигателей рассматривается более детально, чем ионных.
Необходимо прежде всего отметить тот факт, что несмотря на многолетний и успешный опыт практического применения холловских двигателей в космосе до настоящего времени не удалось сформировать завершенную теорию «физических процессов в разрядном канале такого двигателя. Основным препятствием для этого является отсутствие адекватной экспериментальным результатам модели транспортировки электронов поперек магнитного поля. Учет различных известных механизмов переноса электронов (в частности, классической и аномальной диффузии, столкновения со стенками разрядной камеры и др.) не позволяет теоретически объяснить наблюдаемую в эксперименте плотность тока электронов. Расчеты обычно дают заниженный результат. В этой связи все известные расчетные модели являются либо полуэмпириче-скими, либо содержат подгоночные коэффициенты (в частности, в гидродинамических моделях это, как правило, дополнительный безразмерный сомножитель в выражении для коэффициента бо-мовской диффузии электронов). Очевидно, что при таком подходе выбранное значение подгоночного коэффициента не имеет физического смысла. На практике это означает, что существующие модели позволяют лишь приблизиться к пониманию физических процессов в холловских двигателях, но не могут служить в качестве надежного расчетного инструмента при выборе оптимальных параметров конструкции двигателя и режимов его работы. Разработка нового двигателя, как правило, ведется на основе полученного опыта с использованием общих физических представлений о процессах ионизации и ускорения в разряде со скрещенными электрическим и магнитным полями. В основе же обеспечения высоких выходных характеристик двигателя лежат эмпирические методы.
Наиболее важными из всего многообразия проблем, требующих решения при создании нового холловского двигателя, нам представляются две: определение оптимального магнитного поля и обеспечение длительного времени огневой работы двигателя. Оптимизация параметров магнитного поля является, по сути, ключевым моментом при достижении заданных выходных характеристик холловского двигателя для подобранной на основании
11
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
соотношений подобия геометрии, а существо второй проблемы состоит, в частности, в нахождении условий, при которых параметры двигателя будут стабильны в течение времени огневого ресурса. Отметим, что вторая проблема не обсуждается ни в одной из известных нам монографий по ЭРД.
Выбору оптимальных параметров магнитного поля в холловских ЭРД посвящено большое число работ, в которых в том числе рассматривается влияние конфигурации поля на работу двигателя. При этом, как правило, параметры поля, характеризующие его* конфигурацию, увязываются с динамикой ионного потока в разрядном канале, в частности с возможностью его "фокусировки" в нужном направлении при определенных условиях. Основная идея ионной "фокусировки" состоит в создании такого магнитного поля, силовые линии которого имеют выпуклую форму и формируют так называемую плазменную линзу. Считается, что это позволяет минимизировать потери ионов на стенках и обеспечить высокие газовую эффективность и КПД двигателя.
Нам же представляется, что конфигурация магнитного поля является не менее, а может быть более значимой для динамики электронной компоненты плазмы. В связи с этим в данной книге рассматривается ряд новых критериев, характеризующих конфигурацию магнитного поля с точки зрения эффективности воздействия на электроны, а не на ионы.
Известно, что требуемое время огневой работы современных плазменных двигателей достигает весьма больших значений (5...10 тыс. часов и более). Естественно, за столь длительное время работы двигателя происходят изменения как элементов его конструкции, так и выходных характеристик. Наиболее критичным элементом двигателя является выходная кромка разрядного канала, форма которой изменяется в результате ионного распыления под действием частиц, идущих из плазмы. Этот процесс, собственно, и определяет момент исчерпания огневого ресурса двигателя, который может наступить в результате выхода параметров двигателя за пределы допустимого коридора или полного износа стенок разрядного канала с последующим воздействием ионного потока на элементы магнитопровода, обладающего низкой стойкостью к распылению. В связи с этим при рассмотрении проблемы обеспечения ресурса холловских двигателей в книге уделяется внимание таким вопросам, как поиск и исследование новых материалов, стойких к ионному распылению, исследование связи между маг
12
Введение
нитным полем и процессом эрозии, поиск достоверных путей сокращения длительности огневых испытаний при подтверждении ресурса.
Необходимо отметить, что проблематика создания холловских двигателей шире, чем рассматриваемая в данной книге. Безусловно важны и интересны такие направления исследований, как организация подачи рабочего тела в зону ионизации и связанные с этим прианодные процессы; разработка надежных и экономичных катодов-компенсаторов, их взаимное расположение по отношению к анодному блоку и связанные с этим процессы в плазме за срезом двигателя, отвечающие за доставку электронов из катода в разрядный канал двигателя; моделирование плазменной струи и влияние вакуумной камеры и условий испытания двигателей на корректность значений измеряемых величин. Однако эти и некоторые другие вопросы выходят за рамки данной книги.
В настоящее время основными при разработке ионных двигателей являются проблемы технологического свойства. Прежде всего это относится к узлу ионно-оптической системы (ИОС) — весьма сложному и дорогому в изготовлении. Например, узел ИОС двигателя XIPS-30, выполненный по традиционной схеме, состоит из набора перфорированных пластин криволинейной формы, каждая из которых имеет более 16 тыс. отверстий. Диаметр отверстий изменяется при перемещении от оси системы к периферии в соответствии с изменением концентрации плазмы в газоразрядной камере. Расстояние между электродами должно быть минимальным для достижения требуемой плотности тока ионов. К этому следует добавить требование сохранения работоспособности ускорительной системы в широком диапазоне рабочих температур. При увеличении мощности двигателя, а следовательно, и его геометрических размеров сложность узла ИОС еще более возрастает. Для упрощения этого узла и повышения его надежности может быть использован другой тип ускорительной системы — ИОС со щелевыми апертурами. Однако такие ускорительные системы мало изучены. В связи с этим в книге уделяется особое внимание исследованию особенностей ускоряющих систем щелевого типа.
Для того чтобы дать представление о достигнутом уровне и основных тенденциях в развитии холловских и ионных двигателей и их роли в решении практических задач в космосе, в книге приведена информация о применении различных типов ЭРД на отечест
13
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
венных и зарубежных КА, рассматриваются основные направления развития космических аппаратов и вытекающие из этого требования к ЭРД нового поколения. Дан достаточно подробный обзор современных работ в области холловских двигателей с анализом применяемых схемных решений и выходных характеристик двигателей. Приводится обширная библиография по этим и другим вопросам.
Для удобства восприятия материала представляется целесообразным уточнить некоторые термины, используемые в данной книге. Это связано с обилием типов ЭРД, наличием разных подходов к их классификации, а также с тем, что исторически сложившиеся названия не всегда отражают физическую суть того или иного двигателя. Так, термин "холловские двигатели” мы применяем ко всем типам плазменных двигателей, в основе работы которых лежит наличие замкнутого дрейфа электронов. В технической литературе для обозначения подобных двигателей получили распространение такие названия, как стационарные плазменные двигатели (СПД) и двигатели с анодным слоем (ДАС). Тем не менее, учитывая известную общность в физических процессах, мы считаем целесообразным в данной книге использовать один термин, относящийся к двигателям, в которых замкнутый дрейф электронов играет ключевую роль. Необходимо также отметить, что существует довольно много названий ионных двигателей, отражающих различные способы наработки ионов. В данной книге термин "ионный двигатель" означает плазменный двигатель с объемной ионизацией рабочего тела в разряде постоянного тока.
Используемая в книге классификация холловских двигателей по уровню мощности носит условный характер. Факт, что такие термины, как "двигатель малой мощности” или "двигатель средней мощности", не являются стандартизированными, может приводить к тому, что в других изданиях эти понятия могут соответствовать двигателям с иными диапазонами мощности.
Глава 1
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ЭРД
1.1. Типы ЭРД, принципы действия и механизмы ускорения рабочего тела
Принципиальной особенностью ЭРД является использование электрической энергии для ускорения плазмы и создания тяги. В этом отличие ЭРД от химических ракетных двигателей, реализующих принцип разгона рабочего тела за счет химической энергии, запасенной в компонентах ракетного топлива.
Скорость истечения рабочего тела в ЭРД (важнейшая характеристика эффективности ракетного двигателя) может превышать аналогичный показатель химических двигателей на порядок и выше. Это ведет к значительному сокращению требуемых запасов рабочего тела. Собственно, в этом и заключается основное преимущество ЭРД перед двигателями, работающими на химическом топливе. Кроме этого, прогресс в развитии средств бортовой энергетики и необходимость увеличения доли полезной нагрузки космических аппаратов обусловливают расширение применения ЭРД на космических аппаратах в качестве исполнительных органов систем управления движением КА, а также в составе маршевых двигательных установок КА
К настоящему времени разработано целое семейство ЭРД, отличающихся и способом ускорения рабочего тела, и режимом работы (импульсный или непрерывный). По способу ускорения рабочего тела можно выделить три класса ЭРД: с тепловым, электромагнитным и электростатическим ускорением рабочего тела.
15
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 1.1. Электронагревный двигатель
Получение тяги в двигателях с тепловым ускорением происходит при разгоне вытекающей из двигателя струи в основном газодинамическим способом, т.е. за счет превращения в сопле потенциальной энергии (энтальпии) газа в кинетическую. Таким образом, энергия истекающего газа определяется его температурой перед соплом. К двигателям этого класса относятся электронагревные (ЭНД) и электро-дуговые двигатели (ЭДД).
В ЭНД (рис. 1.1) подвод энергии к рабочему телу осуществляется с помощью электрического нагревателя. Поскольку в ЭНД тепловой поток направлен от элементов конструкции к рабочему телу, то значение удельного импульса тяги ограничено максимально допустимой температурой омического нагревателя. Поэтому характерное значение удельного импульса тяги ЭНД не превышает 300 с. Диапазон тяг составляет 0,01...0,4 Н. Достоинством ЭНД является низкая цена тяги, что делает целесообразным их применение на КА с малой энерговооруженностью.
В ЭДД (рис. 1.2) нагрев рабочего тела осуществляется за счет тепловой энергии, выделяющейся в потоке газа при пропускании через него тока электрической дугу. В этом случае температура газа может значительно превышать температуру электродов двигателя и, следовательно,
16
Глава 1. Общая характеристика ЭРД
Рис. 1.2. Электродуговой двигатель
скорость истечения газа из сопла двигателя заметно больше, чем в ЭНД. В зависимости от используемого рабочего тела удельный импульс тяги может достигать 500...550 с для гидразина и 1000... 1500 с для водорода. При потреб-ляемой мощности 0,5...2,0 кВт тяга изменяется в диапазоне 0,1...0,3 Н. Применение ЭДД на гидразине является ло-,, гичным путем модернизации корректирующих двигатель- ных установок (ДУ) КА, в которых применяются термока-i талитические ЖРД малой тяги.
I В двигателях с электромагнитным ускорением рабочим те-I лом является квазинейтральная плазма, разгоняемая за счет I электромагнитной энергии. Двигатели этого класса принято I подразделять на два подкласса в зависимости от того, какое I магнитное поле используется в процессе ускорения — собст-I венное или внешнее.
I В электромагнитных двигателях без внешнего магнитного I поля плазма ускоряется в основном за счет взаимодействия I тока разряда с собственным магнитным полем. Типичным । представителем двигателей этого типа является торцевой * сильноточный двигатель (ТСД) с коаксиальной геометрией электродов. Эффективная работа таких двигателей возможна лишь при значительных токах разряда и, соответственно,
2-1571
17
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ для КА
Рис. 1.3. Торцевой холловский двигатель
высоких мощностях — свыше 300 кВт, поэтому на современных орбитальных КА они не используются.
Наиболее распространенная схема электромагнитного двигателя с внешним магнитным полем — торцевой холловский двигатель (ТХД) (рис. 1.3). В зарубежной литературе подобные двигатели принято называть магнитоплазмодинамическими. Нижний уровень мощности ТХД, при котором реализуются режимы работы с КПД не меньше 30 %, заметно ниже, чем у ТСД, и составляет 15...20 кВт. Однако вопрос ресурса таких систем остается открытым, и их мощность является по-прежнему высокой с точки зрения энергетики современных орбитальных КА, что сдерживает их применение.
К электромагнитным двигателям с внешним магнитным полем могут быть отнесены холловские двигатели, в которых замкнутый дрейф электронов играет ключевую роль. В основе действия холловского двигателя лежит создание сильного электрического поля в плазме. Впервые идея о формировании заметного перепада потенциала в плазме была высказана А.В. Жариновым в ходе исследований распределения потенциала по радиусу в цилиндрической магнитной ловушке с магнитными "пробками" при магнетронном способе создания плазмы, содержащей быстрые ионы [1.1]. Позднее на базе этой идеи были разработаны две схемы холловских двигателей — двигатель с анодным слоем
18
Глава 1. Общая характеристика ЭРД
Катод-компенсатор
Охранные кольца
Полюса магнитной системы
Рис. 1.4. Двигатель с анодным слоем
(предложен А.В. Жариновым [1.2]) (рис. 1.4) и стационарный плазменный двигатель (предложен А.И. Морозовым [1.3...1.6]) (рис. 1.5). Принято считать, что размер зоны ускорения в осевом направлении в СПД больше, чем в ДАС. Тем не менее, эти двигатели близки по принципу действия и достигаемым параметрам.
Для объяснения появления тяги в холловских двигателях рассмотрим более подробно конструктивную схему и принципы работы СПД.
Анод-газораспределитель

Катод-компенсатор
Подача рабочего тела
Сердечник
Диэлектрическая разрядная камера
Электромагнит
Магнитопровод

Ate. 1.5. Стационарный плазменный двигатель
а*	19
Полюса магнитной .системы
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
Конструктивно СПД состоит из двух основных узлов — анодного блока и катода-компенсатора. Катод-компенсатор, являющийся источником электронов, выполнен, как правило, по схеме полого катода с прокачкой рабочего тела. Анодный блок состоит из магнитной системы, включающей в себя электромагниты и магнитопровод, разрядной камеры, выполненной из диэлектрического материала, и анода-газораспределителя, через который рабочее тело (чаще всего ксенон) подается в анодный блок. Разрядная камера, внутри которой зажигается разряд и происходят процессы образования и ускорения заряженных частиц, имеет коаксиальную форму. Поэтому поток плазмы на выходе из двигателя имеет кольцевую структуру. Магнитная система строится таким образом, чтобы создать в разрядной камере радиальное магнитное поле. В ДАС в отличие от СПД стенки ускорительного канала, которые иногда называют охранными кольцами, выполнены из электропроводящего материала и находятся под потенциалом катода.
СПД работает следующим образом. После подготовки к работе катода-компенсатора и подачи в анод рабочего тела между анодом и катодом создается разность потенциалов. Электроны с катода под действием электрического поля движутся с ускорением внутрь разрядной камеры и попадают в электромагнитное поле, образованное скрещенными осевым электрическим и радиальным магнитным полями. Напряженность магнитного поля подбирается такой, чтобы при заданной осевой скорости электронов их ларморовский радиус был много меньше характерных размеров камеры. В этом случае электроны движутся внутри камеры в азимутальном направлении в скрещенных электрическом и магнитном полях, диффундируя по направлению к аноду в результате их столкновений с нейтральными и заряженными частицами, соударений со стенками разрядной камеры, а также вследствие колебаний плазмы.
В процессе движения к аноду электроны ионизируют атомы рабочего тела. Образовавшиеся ионы, имеюшие
20
Глава 1. Общая характеристика ЭРД
существенно большую массу по сравнению с массой электронов, практически "не чувствуют" магнитное поле (ларморовский радиус ионов много больше характерных размеров разрядной камеры) и покидают разрядную камеру двигателя, набирая энергию в осевом электрическом поле. Следует заметить, что для данной конфигурации разрядной камеры двигателя электрическое поле в плазме, ускоряющее ионы в осевом направлении, может существовать только при наличии радиального магнитного поля, замагничивающего электроны, и азимутального дрейфа электронов.
Таким образом, тяга в холловских двигателях создается в основном ионами, покидающими двигатель. Вклад в тягу электронов, поступающих в плазменную струю из катода-компенсатора и уходящих из двигателя вместе с ионами, пренебрежимо мал из-за малости массы электронов по сравнению с массой ионов.
Появление тяги в холловских двигателях также может быть объяснено действием на плазму осевой электродинамической силы, возникающей в результате взаимодействия азимутального (холловского) тока с радиальным внешним магнитным полем.
Следует отметить, что известный дуализм в объяснении появления тяги в холловских двигателях с замкнутым дрейфом электронов позволяет относить их как к двигателям с электромагнитным ускорением, так и к электростатическим двигателям.
В диапазоне удельных импульсов тяги 1500...2000 с двигатели данного типа имеют наилучшие выходные характеристики при использовании в качестве рабочего тела ксенона. При энергопотреблении 1,0... 1,5 кВт СПД обеспечивает тягу 60...80 мН при КПД ~50 %. Являясь приоритетной российской разработкой, СПД в настоящее время активно используются как на российских, так и на зарубежных геостационарных спутниках связи.
В электростатических двигателях (ЭСД) рабочее тело в виде положительно заряженных частиц (положительных
21
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 1.6. Ионный двигатель с ионизацией рабочего тела в разряде постоянного тока
ионов) ускоряется в электростатическом поле с последующей компенсацией заряда электронами на выходе из двигателя. Классическим представителем ЭСД является ионный двигатель (ИД). В ИД функционально разделены область генерации плазмы — газоразрядная камера (ГРК) и область ускорения ионов — ионно-оптическая система. Современные ионные двигатели строятся на базе источников ионов с объемной ионизацией атомов рабочего тела электронным ударом. В качестве рабочего вещества традиционно используется ксенон.
Наибольшее развитие в настоящее время получили двигатели на основе разряда постоянного тока (рис. 1.6). Ионизация атомов рабочего тела осуществляется в газоразрядной камере за счет столкновения атомов с электронами, эмиттируемыми катодом и набирающими энергию от постоянного во времени электрического поля. Для того чтобы первичные электроны не уходили на анод, перед ним в ГРК создается продольное магнитное поле.
Глава 1. Общая характеристика ЭРД
Для создания поля служит магнитная система, в которой могут использоваться постоянные магниты или электромагниты. Плазменный электрод ионно-оптической системы имеет катодный потенциал. Поэтому первичные электроны прежде чем достигнуть анода совершают в ГРК многократные колебания между катодом и плазменным электродом, что повышает эффективность ионизации в ГРК. Извлечение ионов из плазмы ГРК, формирование и ускорение ионного пучка осуществляются с помощью ионно-оптической системы, состоящей, как правило, из плазменного, ускоряющего и замедляющего электродов. Замедляющий электрод обычно имеет потенциал космического аппарата (или вакуумной камеры при наземной отработке). Разность потенциалов между плазменным и замедляющим электродами определяет энергию ионов в пучке. На ускоряющий электрод подается отрицательный по отношению к замедляющему электроду потенциал в несколько сотен вольт, необходимый для отсечки электронов из пучковой плазмы. За срезом двигателя устанавливается катод-нейтрализатор, поставляющий в ионный пучок электроны, необходимые для нейтрализации объемного заряда.
Отличительной особенностью двигателей данного типа является высокая эффективность генерации ионов в ГРК, т.е. реализуется низкая энергетическая цена иона в сочетании с высоким коэффициентом использования рабочего тела. Это позволяет получать высокие значения энергетического и тягового КПД в диапазоне умеренных для ИД значений удельного импульса тяги (2500...3500 с).
В двигателях с высокочастотным разрядом ионизация атомов рабочего тела происходит в объеме за счет столкновения атомов с электронами, получающими энергию от переменного во времени электрического поля. В зависимости от частоты электромагнитного излучения и наличия или отсутствия внешнего магнитного поля могут быть реализованы различные модели двигателей.
23
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Основное преимущество двигателей с разрядом в электромагнитном поле состоит в отсутствии электродов, необходимых для поддержания газового разряда. Безэлек-тродная схема генерации плазмы позволяет исключить из состава ГРК катод-эмиттер электронов, который зачастую является элементом, ограничивающим ресурс двигателя.
Основной отличительной особенностью ИД является возможность реализации высоких скоростей истечения рабочего тела (до 100 км/с) в сочетании с высоким значением тягового КПД. Так, для удельного импульса тяги /уд = 3000 с реально полученные значения тягового КПД составляют ~65 %. С увеличением /уд КПД двигателя растет, и для /уд ~ 5000 с тяговый КПД составляет 80...85 %. ИД также характеризуются длительным временем работы (ресурс современных образцов достигает 30 тыс. часов) и допускают независимую регулировку в широких диапазонах выходных характеристик, таких как тяга и удельный импульс тяги. При изменении мощности ИД от 0,5 до 2,3 кВт тяга изменяется от 20 до 90 мН. При удельном импульсе тяги 2500...3200 с КПД двигателя равен 50...65 %.
1.2. Рабочие характеристики и основные соотношения
Основными выходными (интегральными) характеристиками ЭРД являются тяга, удельный импульс тяги, тяговый КПД и потребляемая мощность.
Удельный импульс тяги /уд, равный отношению тяги R к массовому секундному расходу рабочего тела т, имеющему размерность кг/с, есть, по сути, осредненная скорость реактивной струи, создающей тягу, и, соответственно, имеет размерность скорости — метр в секунду. На практике-для удельного импульса тяги часто используется размерность секунды, характеризующая отношение тяги к весо
24
Глава 1. Общая характеристика ЭРД
вому секундному расходу рабочего тела mg в условиях земного тяготения:
Лд(с1=А^,
g
где g — ускорение свободного падения, g — 9,81 м/с2.
Специфическими для ЭРД являются такие характеристики, как потребляемая электрическая мощность, электрический КПД, коэффициент использования рабочего тела, энергетическая цена тяги.
Коэффициент использования рабочего тела, иногда называемый коэффициентом газовой эффективности, характеризуется отношением выходящего из двигателя потока массы ионов т,, имеющего размерность кг/с, к величине т на входе в двигатель:
Электрический КПД ЭРД т]э определяется как отношение тяговой (реактивной) мощности струи 7V, к электрической мощности N, подводимой к двигателю:
Тяговая мощность струи — это кинетическая энергия осевого движения ионов, истекающих из двигателя за одну секунду, определяемая по формуле
'М'Ц,)2
JVT =— -L ,	(1.1)
2
где (v,.) — проекция на ось струи средней скорости ионов, > истекающих из двигателя.
Следует отметить, что тяговая мощность струи 7V, меньше ! Полной мощности струи, характеризующей полную кинети
25
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
ческую энергию движения ионов, истекающих из двигателя zn,(v?)
за одну секунду, Nc = —, так как ((v,. )2 < (у7).
Полный КПД двигателя, характеризующий как эффективность использования электрической энергии, так и эффективность использования рабочего тела, есть произведение коэффициента использования рабочего тела и энергетического КПД:
Ц = пг Пэ-
Иногда потери энергии в струе за срезом двигателя, возникающие из-за расходимости струи и разброса ионов по скоростям, в выражении для полного КПД двигателя записываются отдельно. Поскольку чаще эти потери не являются определяющими, в рассматриваемом случае они учтены в выражении для т]э через соответствующее определение NT (скорость (у,) в выражении (1.1) учитывает потери в струе).
Можно показать, что потребляемая ЭРД электрическая мощность N пропорциональна развиваемой двигателем тяге R, удельному импульсу тяги и обратно пропорциональна полному КПД двигателя ц:
N = R^.	(1.2)
2ц
Выразив из этой формулы ц, получим широко применяемое соотношение для определения КПД двигателя в ходе его испытаний по фиксируемым в эксперименте значениям тяги, массового секундного расхода рабочего тела и потребляемой электрической энергии
_ R7 2N 2riiN ’
(1-3)
В настоящее время при анализе эффективности рабо-, ты холловских двигателей, состоящих из анодного и катодного блоков, в технической литературе наравне с пол
26
Глава 1. Общая характеристика ЭРД
ним КПД двигателя получили распространение такие понятия, как анодный КПД т]0 и анодный удельный импульс тяги 1уаа. Коэффициент г]0 характеризует эффективность использования мощности разряда и рабочего тела в анодном блоке:
RIwa _ R2 2NV 2maNp ’
(1.4)
где /удо = R/ma, та — секундный массовый расход рабочего тела через анодный блок; Np — мощность разряда.
При сравнении выражений (1.3) и (1.4) видно, что анодный КПД не учитывает потери рабочего тела в катоде-компенсаторе тк (та =т -тк) и затраты энергии на работу катода-компенсатора NK и магнитной системы NMC (2VP = N- NK-- 2VMC), если для этих узлов используются отдельные источники питания.
Выражение для энергетической цены тяги Ст, определяемой как отношение потребляемой двигателем электрической мощности к тяге, можно получить, используя формулу (1.2):
N _ 1уд
R 2т]
(1-5)
Видно, что предельное (минимальное) значение цены тяги (при и = 1) определяется только значением удельного импульса тяги, причем Ст прямо пропорционально /уд.
Таким образом, из выражения (1.5) следует, что стремление повысить экономичность расходования рабочего тела двигателя за счет повышения удельного импульса тяги сопровождается снижением его энергетической экономичности, т.е. ростом цены тяги. На практике, когда КПД двигателя меньше 100 %, т.е. ц < 1, эта зависимость может быть ослаблена или исключена в результате соответствующего роста КПД с увеличением удельного импульса тяги, что, однако, не всегда выполняется.
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Таким образом, ЭРД позволяют реализовать предельно высокие скорости истечения рабочего тела и, следовательно, существенно уменьшить массу двигательной установки за счет экономии топлива. Однако по мере увеличения скорости истечения рабочего тела при фиксированном расходе растет мощность двигателя и требуется более тяжелая энергоустановка, что снижает положительный эффект от экономии топлива.
Существует понятие оптимального значения удельного импульса тяги /удопт, соответствующего минимуму массы энергодвигательной установки. Оптимальный удельный импульс тяги определяется не только параметрами двигателя и ДУ, но и особенностями конкретной решаемой задачи с учетом энергомассового совершенства бортовой энергетики. В частности, для корректирующих энергодвигательных установок орбитальных КА
уцопт
~ 2тт]ду
V а эду
(1-6)
где т — время огневой работы двигателя; т]ду — КПД двигательной установки; аэду — удельная масса энергодвигательной установки (ЭДУ) — отношение массы установки к мощности.
Основные характеристики ионного двигателя могут быть вычислены с помощью простых соотношений, так как удельный импульс тяги в этом случае с достаточной степенью точности определяется приложенной ускоряющей разностью потенциалов. Это является следствием того, что область генерации ионов — газоразрядная камера — физически отделена от области их ускорения — ионно-оптической системы. Все ионы в ИОС ускоряются практически до одинаковой энергии.
Низкий энергетический разброс ионов в пучке (менее 0,5 %) в сочетании с малым углом расходимости (20...30°) позволяет вычислить тягу R и удельный импульс тяги /уд двигателя исходя из силы тока ионного пучка Jn и потенциала плазмы Um в ГРК, который близок к потенциалу анода ГРК
28
Глава 1. Общая характеристика ЭРД
(Um~ U3+ Up, где U3 — потенциал эмиссионного электрода; Up — напряжение разряда в ГРК). При наличии в пучке только однократно заряженных ионов выражения для определения R и /уд будут иметь вид
/2е
= Пг а
V м
Гуд
. Д!	пл
т \ е
где М, е — масса и заряд иона соответственно.
У современных ИД мощностью до 2,5 кВт величина ц, составляет 0,7...0,85 (с учетом потерь рабочего тела в нейтрализаторе), поэтому для обеспечения /уд ~ 3000 с необходим потенциал эмиссионного электрода /£, = 820... 1200 В.
В настоящее время к ионным двигателям предъявляются следующие требования по ресурсу: 10... 15 тыс. часов для коммерческих спутников и десятки тысяч часов для научных межпланетных КА. Основным элементом, ограничивающим ресурс двигателя, является ускоряющий электрод, который распыляется под действием ионной бомбардировки. Скорость его разрушения зависит от ряда факторов, среди которых наиболее существенными являются потенциал ускоряющего электрода £7У и плотность тока ионного пучка у,. Рост Ц и у, приводит к заметному увеличению эрозии электрода. Характерные значения потенциала Ц, при которых обеспечивается длительный ресурс работы электрода, составляют от -100 до -300 В, при этом плотность ионного тока не должна превышать 2...4 мА/см2. Исходя из предельного значения плотности тока можно оценить максимальную плотность тяги для ионного двигателя (миделевую тягу). Для у, = 3 мА/см2, /уд ~ 3000 с и цг ~ 0,7 получим R/SK < 1,7 Н/м2, где 5М — площадь миделя двигателя.
Эффективность работы ИД характеризуется коэффициентом использования рабочего тела цг и электрическим КПД
29
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
|
г]э. При условии малости разброса ионов по углу и по скоростям тяговая мощность струи /V., равна кинетической мощности Nc и величина цэ определяется выражением
„ _^е _JnUm Пэ N N •
Полная мощность ИД может быть представлена в виде суммы:
N = NC + NP +N№n,
где 7VP — мощность разряда; №доп — дополнительная мощность, расходуемая на работу магнитной системы в случае использования электромагнитов для создания магнитного поля напряженностью 0,001...0,01 Тл и на поддержание работы катодов, N№n = NMC + NK. Обычно NP в несколько раз превышает N№n, поэтому для двигателей средней и повышенной мощности (свыше 500 Вт) Nmn можно пренебречь.
Энергозатраты на ионизацию рабочего тела в газоразрядной камере принято характеризовать энергетической ценой иона С„ определяемой выражением
г Jn
где Up, Jp — напряжение и сила тока разряда соответственно.
Зависимость С, = /(цг) наиболее полно характеризует эффективность газоразрядной камеры. Для обеспечения длительного ресурса стенок ГРК и предотвращения образования в плазме двухзарядных ионов напряжение разряда не должно превышать 30...35 В для ксеноновой плазмы.
В случае Np » Naon выражение для электрического КПД можно представить в виде
Полный КПД ионного двигателя г] может быть определен как произведение электрического КПД и коэффициента использования рабочего тела: г] = т]эт]г.
30
Глава 2
ПРИМЕНЕНИЕ ЭРД В КОСМОСЕ
2.1. Обзор применения ЭРД на отечественных и зарубежных космических аппаратах
Активные исследования в области ЭРД начаты в России около 50 лет назад. За прошедшее время изучены практически все известные типы электрических ракетных двигателей в широком диапазоне потребляемой мощности: электрона-гревные, электродуговые, импульсные плазменные, магнитоплазмодинамические, холловские и ионные двигатели [2.1...2.3]. К настоящему времени наибольшие успехи достигнуты в разработке и практическом применении стационарных плазменных двигателей. Летные образцы СПД были разработаны в ОКБ "Факел" при активном участии РНЦ "Курчатовский институт" и других научно-исследовательских организаций.
В России уже более 25 лет используются холловские ЭРД типа СПД на геостационарных КА (спутниках серии "Космос", "Луч", "Галс", "Экспресс" и др.) разработки НПО ПМ. В последнее вре^я СПД стали применяться и на КА других разработчиков, как российских (РКК "Энергия", НПО им. С.А. Лавочкина, ГКНПЦ им. М.В. Хруничева), так и зарубежных. На начало 2006 г. в составе КА в космос выведены 240 СПД, более половины из которых продолжают эксплуатироваться. Суммарная наработка этих двигателей составила более 20 тыс. часов.
Первые летные испытания СПД в России состоялись еще в 1970-х гг. Так, в 1971 г. электроракетная двигательная установка (ЭРДУ) на базе СПД-60 была испытана в
31
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
космосе в составе КА "Метеор”. В результате работы ЭРДУ в течение примерно 170 ч при тяге 21 мН и мощности 400 Вт исходная орбита спутника (апогей — 918,6 км, перигей — 879,7 км) была приближена к условно-синхронной. В 1978 г. КА "Метеор-Природа" с орбиты с параметрами: апогей — 905 км, перигей — 877 км с помощью ЭРДУ на базе СПД-50 за 200 ч ее работы был переведен на синхронно-широтную орбиту.
Штатная эксплуатация серийных холловских двигателей типа СПД начата в 1982 г., когда на борту геостационарного КА "Поток" разработки НПО ПМ была установлена ЭРДУ на базе СПД-70. В состав ЭРДУ входили четыре двигателя СПД-70, установленных на КА по два в восточном и западном направлениях. ЭРДУ обеспечивала суммарный импульс тяги ~ 150 кН-c и позволяла решать задачи приведения и коррекции орбиты в направлении запад—восток. В период с 1982 по 2006 г. на орбиту выведено 15 геостационарных КА серии "Космос" и "Луч" разработки НПО ПМ с 60 двигателями СПД-70. Эти двигатели были установлены также на геостационарном КА KazSat разработки ГКНПЦ им. М.В. Хруничева, выведенном на орбиту в 2006 г.
С 1994 г. в космосе эксплуатируются двигатели СПД-100 с номинальной тягой 83 мН в составе ЭРДУ геостационарных связных КА серий "Галс", "Экспресс", "Экспресс-А", "Экспресс-AM" и Sesat разработки НПО ПМ. ЭРДУ состоит из 8 двигателей и позволяет решать задачу поддержания точки стояния КА на орбите в направлениях север—юг и запад-восток, обеспечивая суммарный импульс тяги -2000 кН-c (для КА серий "Галс" и "Экспресс”). По состоянию на начало 2006 г. на геостационарную орбиту выведены два КА "Галс", два КА "Экспресс", три КА "Экспресс-А", пять КА "Экспресс-AM" и один КА, изготовленный по заказу организации "Евтелсат".
В целом за период с 1982 по 2005 г. на орбиту выведено 28 серийных геостационарных КА связи разработки НПО ПМ, в составе которых использовались и используются 164 СПД.
32
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
Кроме того, двигатели СПД-70 применялись и применяются для коррекции орбиты геостационарных связных КА "Купон" разработки НПО им. С.А. Лавочкина и КА "Ямал-100" и "Ямал-200" разработки РКК "Энергия". При эксплуатации в составе КА серии "Ямал" эти двигатели обеспечивают коррекцию орбиты как по долготе, так и по наклонению.
Применение ЭРДУ с СПД позволило увеличить срок активного существования КА серии "Галс" и "Экспресс" с 2...3 лет до 5...7 лет, КА серии "Экспресс-A", Sesat, "Ямал-100" — до 10 лет и КА серии "Экспресс-AM" — до 12 лет.
Начиная с 2005 г. СПД-100 также используются для коррекции орбиты низкоорбитального спутника дистанционного зондирования Земли "Монитор-Э" разработки ГКНПЦ им. М.В. Хруничева.
Двигатели СПД-70 и СПД-100, эксплуатируемые в настоящее время в космосе, имеют следующие основные параметры:
СПД-70 СПД-100
Тяга, мН .................................. 40	83
Удельный импульс тяги, с................... 1450	1600
Потребляемая мощность, Вт.................. 650	1350
КПД, % ....................................44	'	48
Экспериментально подтвержденный ресурс, ч. . . . 3100	9000
На рис. 2.1 и 2.2 [2.4] показаны двигательная установка на базе СПД-70 и внешний вид двигателя СПД-100 соответственно.
Кроме этого, в космосе испытываются некоторые новые российские разработки. Так, в 1998—1999 гг. были проведены первые летные испытания холловского двигателя типа ДАС на американском КА STEX. В результате работы двигателя TAL-WSF (рис. 2.3 [2.4]), созданного в ЦНИИмаш на базе двигателя Д-55, при мощности 650 Вт и тяге 30,7 мН за время работы 100 мин высота первоначальной орбиты спутника (апогей — 701 км, перигей — 671,5 км) была увеличена на 650 м.
3-1571
33
I
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
ни
Рис. 2.1. Двигательная установка на базе СПД-70
Рис. 2.2. Внешний вид двигателя СПД-100
34
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
Рис. 2.3. Двигатель TAL-IVSF/Д-ЗЗ
В июне 2002 г. были начаты летные испытания холловского двигателя КМ-5 разработки Центра Келдыша (рис. 2.4) в составе серийного геостационарного связного КА "Экспресс-А"
Рис. 2.4. Двигатель КМ-5
3’
35
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 2.5. Двигатель КМ-5 в составе серийного геостационарного связного КА "Экспресс-А ” № 4 разработки НПО ПМ
№ 4 разработки НПО ПМ (рис. 2.5). Номинальная мощность двигателя 2 кВт, однако испытывается двигатель при мощности 1,35 кВт, так как его работа обеспечивается штатной системой электропитания и управления, рассчитанной на режим двигателя СПД-100. Двигатель используется для коррекции орбиты в направлении север—юг. По состоянию на январь 2008 г. двигатель проработал на орбите 1400 ч при 800 включениях.
Кроме стационарных плазменных двигателей на российских спутниках нашли применение электронагревные двигатели. ЭРДУ на базе двигателей ДЭН-15 успешно эксплуатируются в космосе с 1981 г. в составе ДУ метеорологических КА. Ими комплектуются низкоорбитальные КА "Метеор-3", "Метеор-Природа", "Ресурс-О", а также системы коррекции и ориентации геостационарных КА "Электро". Всего в космос выведено 14 КА с ЭРДУ на базе ДЭН-15. В состав каждой ЭРДУ входят четыре двигателя (два основных и два резервных). Разработчик КА и двигателей — ВНИИ электромехани
36
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
К11 (г. Истра). Потребляемая мощность двигателя ДЭН-15, использующего в качестве рабочего тела аммиак, изменяется в диапазоне 100...400 Вт, уровень тяги составляет 50...300 мН, удельный импульс тяги — 210...270 с. Суммарный импульс тяги двигателя может достигать 500 кНс.
В настоящее время ряд ведущих космических держав, в частности США и Франция, следом за Россией приступают к практическому применению холловских ЭРД на своих КА. Так, в 2002 г. были предприняты попытки вывести на орбиту геостационарные КА Stentor (Французское космическое агентство) и Astra-IK (Alcatel) [2.5] с двигателями СПД-100 на борту. Оба аппарата были потеряны из-за невыполнения своей задачи ракетой-носителем.
В 2003 г. Европейским космическим агентством был запущен к Луне научный космический аппарат Smart-1, который достиг цели к концу 2004 г. В качестве маршевого двигателя использовался холловский двигатель PPS-1350 с номинальной тягой 68 мН [2.6]. Этот двигатель — результат совместной деятельности ОКБ "Факел" и французской компании Snecma. К моменту завершения миссии время работы двигателя составило около 5000 ч [2.7...2.9].
В 2004 г. начато штатное применение российских СПД-100 на серийных зарубежных КА (спутники на платформах LS-1300 (SS/Loral), Eurostar-3000 (EADS Astrium) и Spacebus-4000C3 (Alcatel)).
В 2006 г. впервые был испытан в космосе холловский двигатель, созданный в США. Двигатель ВНТ-200 мощностью 200 Вт, разработанный в компании Busek, был испытан на борту исследовательского маломассогабаритного КА Тас Sat-2 в рамках программы США по созданию перспективных плазменных двигателей собственной разработки. Параметры современных холловских двигателей, использующихся в космосе и прошедших летные испытания, представлены в табл. 2.1.
Наиболее активно в зарубежных космических программах используется другой тип ЭРД — ионные двигатели. Начало практическому применению ионных двигателей было положено в 1997 г. в США запуском спутников связи PAS-5 и
Таблица 2.1
Эксплуатируемые и прошедшие летные испытания современные ХД
Страна	Название (фирма-разработчик)	Мощность, кВт	Тяга, мН	Удельный импульс, с	Состояние разработки	КА	Назначение
Россия	СПД-100 (ОКБ "Факел")	1,35	83	1600	Эксплуатация (с 1994 г.)	Геостационарные связные КА серии "Галс", "Экспресс" и т.д.	Коррекция орбиты в направлениях север-юг и запад-восток
	СПД-70 (ОКБ "Факел")	0,65	40	1450	Эксплуатация (с 1982 г.)	Геостационарные связные КА серии "Поток", "Космос", "Луч" и Т.Д.	Коррекция орбиты в направлении запад-восток
	КМ-5/Т-120 (Центр Келдыша)	1,35	82	1570	Летные испытания (с 2002 г. по настоящее время)	Геостационарный связной КА "Экс-пресс-А" № 4	Коррекция орбиты в направлении север-юг
	TAL-WSF/fl-55 (ЦНИИМАШ)	0,58	36	1225	Летные испытания (1998-1999 гг.)	Исследовательский КА STEX (США)	Изменение параметров орбиты
Франция, Россия	PPS-1350 (Snecma совместно с ОКБ "Факел”)	1,19	68	1640	Эксплуатация (2003-2006 гг.)	Научный КА Smart-1 (Франция)	Работа в составе маршевой ДУ
США	ВНТ-200 (Busek)	0,2	13	1375	Летные испытания (2006 г.)	Исследовательский КА TacSat-2 (США)	Изменение параметров орбиты
Примечание. Параметры двигателя КМ-5/Т-120 соответствуют значениям, при которых двигатель испытывается в космосе. Номинальная мощность двигателя 2 кВт ± 500 Вт.
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
Galaxy-8i на платформе BSS-601HP компании BSS. Ионные двигатели XIPS-13 мощностью 0,45 кВт разработки той же компании применяются в составе ДУ КА для поддержания точки стояния в направлении север—юг, а также для создания моментов относительно двух связанных осей. В 2000 г. запущен спутник Galaxy-11 на платформе BSS-702 с ИД XIPS-25 мощностью 4,5 кВт, на котором впервые ДУ с ИД предназначена не только для коррекции орбиты, но и для выполнения межорбитальных переходов при выведении КА на рабочую орбиту. При номинальной мощности 4,5 кВт XIPS-25 обеспечивает тягу 165 мН при удельном импульсе тяги 3800 с [2.10...2.12].
В 1998 г. в США в рамках программы New Millennium был запущен аппарат Deep Space 1, предназначенный для исследования астероида 1992 KD, а также комет Борели и Вильсон Ханнингтон. Этот КА с маршевой ДУ на базе ИД открыл новый этап в применении перспективных ЭРДУ для решения исследовательских задач в дальнем космосе. Двигательная установка КА Deep Space 1 создавалась в рамках программы NSTAR (NASA Solar Electric Propulsion Technology Applications Readness). В ней используется 30-сантиметро-вый ксеноновый ионный двигатель XIPS-30 мощностью 2,3 кВт с номинальной тягой 92 мН, разработка которого велась в Центре Гленна (NASA), а затем в JPL и компании BSS. К началу миссии двигатель успешно прошел наземные ресурсные испытания продолжительностью 8200 ч. Полный импульс тяги во время испытаний составил 2,7-10б Н-с, а суммарный расход ксенона — 88 кг. Позднее наземные ресурсные испытания были продолжены до суммарной наработки 30 000 ч. Это максимальный огневой ресурс, когда-либо продемонстрированный при испытаниях ЭРД. К моменту завершения миссии в 2001 г. ИД на борту КА Deep Space 1 проработал в общей сложности 16 265 ч [2.13].
В Европе в 1992 г. ЭРДУ под названием RITA (Radiofrequency Ion Thruster Assembly) была впервые использована на борту исследовательской низкоорбитальной платформы EURECA для летной отработки ИД с радиочастотной иони
39
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
зацией RIT-10, созданного в Германии. А в 2001 г. RIT-10 (EADS Atrium, Германия) и ИД с электронной бомбардировкой UK-10 (EADS Astrium, Великобритания) были запущены на орбиту в составе ЭРДУ экспериментального геостационарного КА связи Artemis [2.14].
В Японии ионные двигатели использовались в составе ДУ экспериментальных геостационарных КА ETS-3, ETS-4 и COMETS, запущенных в 1982, 1994 и 1998 гг. соответственно. В 2003 г. был запущен межпланетный КА HAYABUSA (MUSES-C), на котором в качестве маршевой ДУ используются четыре 10-сантиметровых микроволновых ИД р.10 мощностью 0,4 кВт каждый разработки ISAS [2.15, 2.16]. К сентябрю 2007 г. суммарная наработка четырех двигателей составила 31000 ч, максимальное время работы одного двигателя — более 10 000 ч.
В табл. 2.2 представлены характеристики эксплуатируемых и прошедших летные испытания современных ионных двигателей.
Электротермические двигатели штатно используются в США. Так, ЭНД разработки Aerojet (MR-501, MR-502AH др.) эксплуатируются в США начиная с 1965 г. на борту более чем 75 КА. Электронагревный двигатель MR-501 при мощности 510 Вт обеспечивает тягу 330 мН. В качестве рабочего тела в этих ЭНД используется гидразин. Они применяются главным образом для поддержания точки стояния геостационарных КА в направлениях север—юг и запад—восток, а также для орбитального маневрирования и управления ориентацией КА ЭНД используются на геостационарных КА среднего класса, разрабатываемых фирмой Lockheed Martin на платформах серий 4000 и 5000, и на малых геостационарных КА связи, изготавливаемых фирмой Orbital Science Company на базе платформы StarBus (Cakrawarta-1 и др.), а также на малых космических аппаратах (МКА) низкоорбитальной многоспутниковой системы связи Iridium для довыведения КА на целевую орбиту. КА системы Iridium разработаны фирмой Lockheed Martin на базе платформы LM-700 [2.11, 2.12, 2.17].
Электродуговые двигатели MR-508, MR-509, MR-510 (Aerojet) используются в США с 1993 г. в составе более чем
40
Эксплуатируемые и прошедшие летные испытания современные ИД
Таблица 2.2
Страна	Название (фирма-разработчик)	Мощность, кВт	Тяга, мН	Удельный импульс тяги, с	Состояние разработки	КА	Назначение
США	XIPS-13(BSS)	0,43	-18	2568...2720	Эксплуатация	Г еостационарные КА на платформе BSS-601HP	Коррекция орбиты, разгрузка маховиков
	XIPS-25(BSS)	4,5	165	3800	Эксплуатация	Г еостационарные КА на платформе BSS-702	Довыведение, коррекция орбиты, ориентация КА, разгрузка маховиков
	NSTAR-30 (Центр Гленна, JPL, BSS)	0,42...2,3	19...92,7	1814...3127	Эксплуатация	Межпланетный КА Deep Space 1	Работа в составе маршевой ДУ
Великобритания	UK-10(T5) (EADS Astrium)	0,28...0,64	10...25	3000...3300	Летные испытания	Исследовательский геостационарный КА ARTEMIS	Коррекция орбиты
Германия	RTT-10 (EADS Astrium)	0,59	15	3000...3150			
Япония	XIES ( 0 12 cm) (Mitsubishi El. Corp.)	0,7	23,3	2900	Летные испытания	Исследовательские геостационарные КА ETS-III, ETS-IV, COMETS	
	plO (ISAS)	<0,4	8,1	2920	Эксплуатация	Межпланетный КА MUSES-C (HAYABUSA)	Работа в составе маршевой ДУ
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
30 геостационарных телекоммуникационных КА фирмы Lockheed Martin. В частности, в составе современной геостационарной платформы А2100ТМ применяется ЭДД MR-510 (мощность 2,2 кВт, удельный импульс тяги 585 с, рабочее тело — гидразин) для решения целого ряда задач: приведения КА в точку стояния на орбите, коррекции орбиты в направлениях север—юг и запад—восток, а также изменения параметров орбиты [2.11, 2.12, 2.17].
Таким образом, расширение применения ЭРД на космических аппаратах является одной из ведущих и закономерных тенденций космической деятельности в мире.
2.2. Основные тенденции развития космических аппаратов и требования к ЭРД нового поколения
Направления дальнейшего совершенствования ЭРД в силу их целевого назначения определяются перспективами развития космических средств. В связи с этим рассмотрим основные тенденции совершенствования КА в России и за рубежом.
В России одной из основных задач развития космических средств является восполнение орбитальных группировок космическими аппаратами нового поколения. Наиболее востребованными в настоящее время являются КА связи, вещания и ретрансляции. В этом направлении в качестве основной определена задача создания нового поколения платформ различной размерности с длительными сроками активного существования (САС) — до 15 лет и мощными эффективными источниками питания для изготовления на их основе конкурентоспособных на мировом рынке спутников связи, вещания и ретрансляции. Важнейшим фактором, способствующим развитию связных КА, является разработка и внедрение новейших технологий, обеспечивающих увеличение САС спутников и улучшение их массогабаритных характеристик.
Прогнозы мирового рынка коммерческих спутников связи на ближайшее десятилетие свидетельствуют о стабильном
42
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
развитии данного сектора космических технологий. В частности, по прогнозу аналитической компании Forecast International на период до 2014 г. в мире будет произведено 224 коммерческих спутника связи, базирующихся на геостационарной (ГСО) и средних орбитах [2.18]. Таким образом, в обозримой перспективе среднегодовое производство связных спутников составит примерно 20...25 штук. Данный прогноз представляется вполне реальным, так как, например, за шесть лет — с 1999 по 2004 г. — на ГСО выводилось в среднем по 23 КА (рис. 2.6 [2.19...2.24]). Наиболее продуктивным был 2002 г., когда было запущено 28 связных КА. При этом доля российских спутников связи составляет примерно 10 % и, видимо, эта доля сохранится в будущем.
Оценивая перспективы применения холловских ЭРД в, составе связных спутников, следует отметить начавшийся в 2004 г. заметный рост общего числа геостационарных телекоммуникационных КА с ЭРДУ на базе СПД за счет зарубежных КА. Так, в 2004—2005 гг. было запущено восемь зарубежных КА с холловскими ЭРД (в 2004 г. — четыре КА). За
Рис. 2.6. Статистика по запускам на ГСО спутников связи
43
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
этот же период в России был осуществлен запуск пяти спутников с холловскими ЭРД на борту (в 2004 г. — два КА). Таким образом, в 2004 г. на орбиту было выведено шесть КА с холловскими ЭРД, что составляет около 30 % от всех КА, запущенных в мире в том же году (19 КА). По состоянию на 2005 г. в космосе находился в активном состоянии 191 космический аппарат с ЭРДУ на борту [2.12].
Каковы же ведущие тенденции в развитии космических аппаратов? Прежде всего, это расширение номенклатуры КА как по массе, так и по целевому назначению. С одной стороны, усилия разработчиков перспективных спутников направлены на создание тяжелых КА с массой 3...5 т на ГСО. С другой стороны, активно создаются малые космические аппараты нового поколения (массой менее 1 т) и спутниковые системы на их основе различного целевого назначения, включая геостационарные КА.
Компанией Vista Advisers проведена оценка распределения рынка между геостационарными КА связи на платформах различного класса на период до 2012 г., результаты которой приведены на рис. 2.7 [2.25]. Из представленной диа-
Рис. 2.7. Распределение рынка между КА различной размерности, выводимыми на ГСО
44
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
граммы видно, что в течение ближайших лет ожидается дальнейший рост удельной доли тяжелых космических аппаратов с массой на геопереходной орбите (ГПО) более 4,5 т (масса на ГСО более 2,5 т). К 2012 г. КА этого класса могут стать доминирующими на ГСО, их доля может составлять более 50 % от всей совокупности КА. При этом прогнозируется заметное снижение доли средних КА с массой на ГПО 2...4,5 т (масса на ГСО ~1...2,5 т).
КА тяжелого класса уже начали применяться за рубежом: спутники на платформах LS-1300 (разработчик SS/Loral), Eurostar 3000 (EADS Astrium) и Spacebus-4000 (Alcatel), а в России находятся в стадии разработки: платформа "Экспресс-2000" (НПО ПМ) и КА "Ямал-300" (РКК "Энергия"). Спутники тяжелого класса характеризуются большим числом (до 100) ретрансляторов (РТР) с мощностью усилительных устройств 100 Вт и более на один РТР, мощной бортовой энергоустановкой (более 10 кВт) и длительным сроком активного существования (не менее 15 лет).
В основе интереса к маломассогабаритным КА лежит заметное снижение финансовых и временных затрат на их создание. Возможность использования ракет-носителей (PH) легкого класса для выведения МКА в космос ведет также к снижению стоимости программы в целом.
В НПО ПМ разрабатывается легкая космическая платформа нового поколения "Экспресс-1000" массой 400...600 кг, предназначенная для создания на ее базе малых КА массой до 850 кг [2.26]. В НПО ПМ считают, что данная платформа должна стать одной из трех базовых платформ нового поколения, на основе которых будут создаваться малые (платформа "Экспресс-1000"), средние (платформа "Экспресс-AM") и тяжелые (платформа "Экспресс-2000") спутники.
Кроме того, в России разрабатывается новый класс малых геостационарных КА, доставляемых на ГСО с помощью легких ракет-носителей, в частности конверсионных PH, с использованием электроракетной ДУ. При довыведении МКА с высокоэллиптической переходной орбиты на ГСО только использование ЭРДУ обеспечивает приемлемый уровень массы
45
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
полезной нагрузки (ПН). Затраты времени на переход КА на ГСО составят не более 120... 150 сут.
По оценкам, представленным в работе [2.27], при стоимости запуска ракет не более 7... 10 млн дол. эффективность малых КА при их довыведении с помощью ЭРДУ оказывается сопоставимой с эффективностью лучших современных зарубежных тяжелых КА, в частности КА серии Intelsat-9.
В ближайшие годы предполагается реализация проектов таких малых геостационарных КА связи массой на ГСО ~500 кг (масса ПН-120 кг) с ЭРДУ довыведения мощностью ~2,5...3,0 кВт с САС 10... 15 лет: проекты КА "Диалог" (ГКНПЦ им. М.В. Хруничева) и КА "Руслан-ММ" (НПО машиностроения) .
В проекте "Диалог" в качестве космической платформы КА предполагается использовать универсальную платформу "Яхта-ГСО". Запуск КА на промежуточную орбиту будет осуществлен с помощью конверсионной PH "Рокот" и твердотопливного разгонного блока (РБ). Перевод КА с промежуточной орбиты на ГСО предполагается осуществлять с использованием ЭРДУ на основе холловских двигателей.
Кроме того, в ГКНПЦ им. М.В. Хруничева по заказу республики Казахстан разработан легкий геостационарный КА связи и вещания KazSat со сроком службы 12 лет. Спутник выведен в космос в 2006 г. с помощью PH "Протон". Масса КА 820 кг.
Серию малых спутников "Руслан-ММ" предполагается создать также на основе легкой космической платформы. КА будут выводиться на промежуточную орбиту с апогеем 100 тыс. км с помощью PH "Стрела", созданной на базе конверсионной баллистической ракеты PC-18, и также твердотопливного РБ. Перевод КА с промежуточной орбиты на ГСО будет осуществляться с помощью ЭРДУ на базе холловских двигателей. Поддержание точки стояния и ориентация малых КА на ГСО будут обеспечиваться также с помощью ЭРДУ.
Малые космические аппараты могут эффективно применяться не только на геостационарной орбите, но и на низких околоземных орбитах для решения ряда целевых задач,
46
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
включая, в частности, связь, дистанционное зондирование Земли и навигацию.
Анализ задач, решаемых с помощью низкоорбитальных КА, показывает, что наиболее эффективным является их использование в составе многоспутниковых систем. Прорабатываются различные варианты глобальных навигационных систем и низкоорбитальных систем мобильной связи, которые по требованиям к двигательной системе во многом смыкаются между собой и в ряде случаев предполагают использование общих технических средств. В качестве примеров можно назвать проекты систем связи и коммуникации Teledesik, Iridium Plus, Skybridge, а также навигационную систему Galileo. Следует отметить, что в настоящее время некоторые экономические проблемы, связанные с работой уже созданных систем связи (Iridium и Globalstar), стали причиной приостановки разработки новых проектов, за исключением программы Galileo, которая продолжает развиваться.
ЭРДУ в составе низкоорбитальных спутников предполагается использовать для решения таких задач, как коррекция параметров рабочей орбиты, включая компенсацию аэродинамического сопротивления и поддержание параметров относительного положения в орбитальной группировке, а также выполнение межорбитальных переходов, включая довы-ведение на рабочую орбиту и увод с нее отработавших свой j срок спутников.
По числу используемых малых спутников на втором месте, после связных систем, находятся системы оперативного наблюдения и дистанционного зондирования Земли. Следует отметить, что планируется использовать низкоорбитальные КА с высотой орбиты 250 км и более. При полете спутника на такой высоте обеспечивается высокое разрешение изображений земной поверхности (вплоть до 1 м) даже при Умеренной апертуре средств наблюдения. Однако на этой высоте довольно существенное влияние на спутник может оказывать тормозящее действие атмосферы, в связи с чем главной задачей для ДУ подобных спутников является компенсация аэродинамического сопротивления.
47
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Для областей наиболее широкого применения МКА — связи и дистанционного зондирования — характерными параметрами МКА и выполняемых ими полетов являются: масса МКА — 250..|.750 кг; орбиты полета — круговые; высота орбиты — 250... 1500 км, наклонение орбиты — 45... 100°, САС — 2...7 лет. Характерной особенностью для отечественных разработок подобных КА является их ориентация на использование ЭРД в бортовой ДУ, которая помимо решения задачи коррекции орбиты обеспечивает также довыведение спутника на рабочую орбиту.
В 2005 г. с помощью PH "Рокот" в космос запущен экспериментальный спутник дистанционного зондирования Земли "Монитор-Э". Он относится к классу оптико-электронных КА и создан в ГКНПЦ им. М.В. Хруничева на базе унифицированной космической платформы "Яхта". Спутник с массой 750 кг выведен на солнечносинхронную орбиту высотой 540 км с наклонением 97,5° и рассчитан на работу в течение 5 лет. КА оснащен ЭРДУ с двумя СПД-100 для коррекции орбиты спутника.
Под эгидой Европейского космического агентства разработан КА GOCE, предназначенный для проведения измерений гравитационного поля Земли с высокой точностью [2.28]. Высота рабочей орбиты спутника 240...270 км. Остаточное атмосферное давление на этой высоте довольно велико, и для его компенсации необходимо использовать непрерывную тягу, направленную по вектору скорости. Для решения этой задачи в составе КА имеется ЭРДУ на базе ионного двигателя, созданного в компании QinetiQ (Великобритания).
Одним из важных направлений применения МКА за рубежом является апробация и демонстрация новых технологий, в том числе предназначенных для применения на больших спутниках. В частности, в 2006 г. в США на борту демонстрационного спутника TacSat-2 был испытан холловский двигатель малой мощности ВНТ-200, разработанный в американской компании Busek [2.29]. Демонстрационно-исследовательские МКА, как правило, имеют массу в диапазоне от 20 до 500 кг.
48
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
Малые околоземные научные спутники, широко внедряемые в зарубежную практику, характеризуются сходными с демонстрационно-исследовательскими МКА параметрами аппаратов и орбит. В нашей стране демонстрационно-исследовательские и научные МКА пока не внедрены в практику.
Из изложенного следует, что ЭРДУ могут решать довольно широкий спектр задач в космосе. Традиционным в настоящее время является применение плазменных двигателей в составе геостационарных спутников для коррекции орбиты в направлениях север—юг и запад—восток, а также для довыведения на рабочую орбиту. Кроме того, есть примеры применения холловских и ионных двигателей в составе маршевых ДУ легких межпланетных КА. Планируется использовать ЭРДУ не только для коррекции орбиты геостационарных КА, но и для их ориентации.
Применение на низкоорбитальных малых КА бортовой ЭРДУ позволяет решать такие задачи, как компенсация аэродинамического сопротивления; перевод КА с низкой опорной орбиты на высокую рабочую орбиту; довыведение на рабочую орбиту и разведение спутников в заданные позиции в случае разворачивания орбитальной группировки; компенсация возмущений орбитальных параметров, обусловленных солнечным давлением, гравитационными силами и т.д.; удаление КА с рабочей орбиты в случае отказа или выработки ресурса.
Прогресс в развитии средств бортовой энергетики ведет к заметному росту имеющейся на борту КА мощности, что делает целесообразным применение ЭРДУ для выполнения транспортных операций в космосе и на тяжелых КА. Типичным примером таких задач является межорбитальная транспортировка КА с низкой околоземной орбиты на геостационарную. После выведения спутника на рабочую орбиту бортовая ЭРДУ, применявшаяся на этапе межорбитального перелета, может быть использована для коррекции орбиты. Энергобаллистический анализ показывает, что перевод КА с орбиты на орбиту и коррекция рабочей орбиты характеризуются различными требованиями к выходным характеристи
4-1571
49
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
кам двигателей, в частности заметно различаются оптимальные значения удельного импульса тяги. Для межорбитального перелета удельный импульс тяги должен быть не более 2000 с, а для коррекции орбиты 3000 с и более. Это обусловливает целесообразность создания так называемых многорежимных двигателей. Многорежимные ЭРДУ должны допускать регулировку в широких диапазонах мощности, тяги и удельного импульса тяги в процессе полета КА, обеспечивая наибольшую эффективность выполнения каждой из задач.
Таким образом, можно утверждать, что еще одной характерной тенденцией в создании перспективных КА является появление новых задач для бортовой ЭРДУ. Причем в некоторых случаях речь идет о расширении круга задач, решаемых ЭРДУ на одном КА.
Следует отметить, что в настоящее время темпы роста инвестиций в космическую технику, имеющую практическое применение, со стороны коммерческих фирм превышают темпы роста государственного финансирования. Это обстоятельство напрямую связано с такими тенденциями в развитии КА как увеличение сроков активного существования и доли полезной нагрузки.
Совершенно очевидно, что прибыль от эксплуатации дорогостоящей космической техники тем выше, чем больше срок эксплуатации ее полезной нагрузки. В настоящее время себестоимость одного РТР (ствола) на борту геостационарного связного спутника составляет 2...3 млн дол. США, а ежегодный доход от эксплуатации одного ствола — 0,5... 1 млн дол. Следовательно, срок окупаемости такого КА может составлять около 5 лет. Этим, в частности, определяются приемлемый сегодня минимальный САС связных спутников 10 лет и стремление довести его до 15 лет и более.
Кроме того, в настоящее время космическая техника является одним из самых дорогостоящих продуктов человеческой деятельности. Стоимость 1 кг современного геостационарного связного спутника составляет 50...150 тыс. дол. США (для сравнения стоимость 1 кг самого совершенного автомобиля на три порядка меньше, стоимость 1 кг золота —
50
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
около 10 тыс. дол.). Сопоставимые со стоимостью конструкции космических аппаратов затраты требуются на их доставку в космос. Стоимость выведения полезного груза на низкую околоземную орбиту (высотой около 200 км) в настоящее время составляет около 10 тыс. дол. за 1 кг, на геостационарную орбиту — около 50 тыс. дол. В связи с этим начиная с первого искусственного спутника Земли основным показателем совершенства космической техники, определяющим эффективность ее использования, является доля полезной нагрузки в общей массе космического аппарата.
Очевидно, что увеличение этой доли может достигаться двумя путями. Первый путь заключается в увеличении массы ПН в пределах фиксированной массы КА за счет совершенствования его служебных систем. Второй путь — снижение массы КА при фиксированной массе ПН. Этот путь позволяет в ряде случаев увеличить число запускаемых тем же носителем КА или использовать для запуска КА более легкий (дешевый) носитель.
Высокая эффективность геостационарных связных спутников обеспечивается при массе полезной нагрузки, составляющей не менее 20 % от полной массы КА, для чего масса ДУ не должна превышать 20 %. При САС 10 лет и использовании в ДУ спутника ЖРД одна только масса необходимого топлива может составить 20 % от полной массы КА и возрастет до 30 % при САС 15 лет.
Снижение необходимых запасов топлива, обеспечиваемое переходом от ЖРД с удельным импульсом тяги, не превышающим 300 с, к элекгроракетным двигателям с удельным импульсом тяги не менее 1000 с, объясняет широкое внедрение ЭРД на геостационарных связных спутниках.
Еще одной из предпосылок для расширения масштабов применения ЭРД в составе перспективных КА являются успехи в совершенствовании бортовых систем энергоснабжения на базе солнечных батарей с использованием фотоэлектрических преобразователей, как правило, на основе арсенида галлия. Следствием этого является тенденция роста энерговооруженности спутников (отношения мощности системы
4*
51
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
энергоснабжения КА к его массе). Современный уровень энерговооруженности российских КА составляет около 1 Вт/кг. Энерговооруженность перспективных тяжелых КА планируется на уровне 4...5 Вт/кг, а малых КА — 3...4,5 Вт/кг. Высокая энерговооруженность является весомым аргументом в пользу широкого внедрения ЭРД в ДУ.
Суммируя изложенное, можно отметить следующие тенденции в разработке перспективных КА различного назначения:
расширение номенклатуры КА по массе, включая как ма-ломассогабаритные аппараты, так и тяжелые спутниковые платформы;
появление новых задач для бортовой ДУ, включая выполнение одной ЭРДУ нескольких задач;
увеличение доли полезной нагрузки;
увеличение сроков активного существования;
рост энерговооруженности.
К этому следует добавить ужесточение требований к двигателям с точки зрения их эффективности, надежности и совместимости с аппаратурой КА.
Все это стимулирует создание ЭРД нового поколения, отличающихся, прежде всего, более высокими значениями удельного импульса тяги. В разд. 1.2 было введено понятие оптимального значения удельного импульса тяги /удопт (выражение (1.6)), при котором энергодвигательная установка имеет минимальную массу. Видно, что эта величина растет с увеличением срока активного существования КА, КПД двигателя и снижением удельной массы ЭДУ. Рост САС и совершенствование бортовой энергетики, в том числе и в части улучшения удельных весовых характеристик, вполне соответствует основным тенденциям в создании современной космической техники.
Таким образом, объективно прогресс в развитии КА ведет к росту величины /удопт и, соответственно, расширению круга задач, которые можно решить с помощью ЭРД, обладающих высоким удельным импульсом тяги. Для большинства практически интересных задач в настоящее время требуемый
52
Глава 2. Применение ЭРД в космосе
удельный импульс тяги для искусственных спутников Земли находится в диапазоне 1000...3000 с, который наиболее выгоден для работы холловских и ионных двигателей. Требуемый удельный импульс тяги для ДУ межпланетных аппаратов может достигать 5000 с и более. Поэтому в книге рассматриваются состояние разработки холловских и ионных двигателей как наиболее эффективных двигателей из всего семейства ЭРД и перспективы их применения в составе КА.
Дальнейшее совершенствование холловских двигателей самым тесным образом связано с отмеченными выше тенденциями в развитии современных и перспективных КА и направлено на создание новых двигателей, отличающихся от уже созданных:
более высоким значением удельного импульса тяги (до 2000...3000 с);
способностью высокоэффективно функционировать в более широком диапазоне по мощности: как при низких уровнях энергопотребления (до 50... 100 Вт и ниже), так и при высокой мощности единичного модуля (до 50 кВт и выше);
повышенным огневым ресурсом (в некоторых задачах до 8000... 10 000 ч);
пониженным влиянием плазменной струи на функционирование систем КА.
Ключевыми проблемами при создании холловских ЭРД нового поколения являются:
определение способов оптимизации конфигурации ускорительного канала и магнитной системы для обеспечения высокоэффективной и долгоресурсной работы двигателя в Диапазоне напряжений разряда до 1000 В;
обеспечение эффективной работы двигателей малой мощности;
определение условий эффективной работы одного и того Же двигателя при различных уровнях мощности и напряжения разряда при условии обеспечения требуемого ресурса;
создание достоверных методов ускоренных (укороченных) ресурсных испытаний для снижения материальных и временных затрат на наземную отработку двигателя;
53
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
поиск конструкционных материалов, обеспечивающих длительную работу двигателя при сохранении его выходных характеристик на высоком уровне.
Следует отметить следующие направления дальнейшего совершенствования ионных двигателей, которые предполагается в основном использовать при осуществлении межпланетных миссий:
повышение мощности единичного модуля до 50 кВт и выше;
увеличение времени огневой работы до десятков тысяч часов;
поиск более дешевых, чем ксенон, альтернативных рабочих тел, обеспечивающих высокий уровень выходных характеристик.
На решение перечисленных задач направлена деятельность основных разработчиков ЭРД как в России, так и за рубежом.
Глава 3
ХОЛЛОВСКИЕ ДВИГАТЕЛИ С ЗАМКНУТЫМ ДРЕЙФОМ ЭЛЕКТРОНОВ
3.1.	Направления совершенствования холловских двигателей
В данном разделе рассматривается состояние разработки и исследований холловских двигателей (ХД) в диапазонах i параметров, наиболее востребованных в настоящее время и на ближайшую перспективу. Имеются в виду двигатели ма-1 лой мощности (до 500 Вт), средней мощности (до 2,5 кВт) и повышенной мощности (до 6 кВт). Причем для двигателей < средней мощности с учетом реальных потребностей россий-< ских разработчиков КА можно выделить два поддиапазона, В отличающихся сочетанием мощности и значения удельного Ж импульса тяги: 1 кВт/2000 с и 1,5...2,5 кВт/2500...3000 с. В Учитывая перспективность ХД в диапазоне мощности от Ж 100 Вт до 6 кВт, усилия по их созданию предпринимают ж практически все ведущие коллективы исследователей и раз- работчиков холловских ЭРД [3.1...3.3]. Поэтому в данном ® разделе речь пойдет об основных тенденциях совершенство-Ш вания ХД как таковых.
Ц. Ниже на примерах конкретных современных моделей № двигателей, созданных для работы в указанных диапазонах К мощности или близких к ним, анализируются результаты К. исследований, проведенных в России и за рубежом. Приво-В дятся выходные характеристики двигателей, рассматривают-В ся отдельные схемные решения. Следует отметить, что со
55
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
стояние разработок, как правило, соответствует уровню лабораторных моделей, для которых прежде всего решаются задачи достижения необходимых выходных характеристик. Примеры экспериментальных исследований ресурса двигателей малой мощности и с повышенным напряжением разряда практически отсутствуют. Холловские двигатели, разработанные в Центре Келдыша, рассматриваются в разд. 3.4.
Двигатели малой мощности
Исследования в области двигателей малой мощности развиваются в основном по следующим направлениям:
совершенствование схемы разрядной камеры и конструкции магнитной системы;
поиск новых способов организации конфигурации магнитного поля (внося последовательные изменения или путем кардинального изменения конструкции разрядной камеры и магнитной системы);
исследование новых материалов, обладающих повышенной стойкостью к ионному распылению (как в прианодной зоне, так и в области слоя ионизации и ускорения).
Среди российских разработок прежде всего следует отметить двигатели малой мощности ОКБ "Факел", имеющего наиболее богатый опыт разработок и летных испытаний СПД подобного класса мощности. Двигатели СПД-50 и СПД-60 с номинальной мощностью 350 и 500 Вт соответственно были испытаны в космосе еще в 1971—1977 гг. [3.4]. Это — первые разработки в области СПД. Создание современных СПД малой мощности осуществляется как масштабированием двигателей классической схемы (СПД-35), так и на основе модификации магнитной системы (СПД-20, СПД-25). Во втором случае работы выполняются в кооперации с НИИ ПМЭ.
Номинальная мощность разряда двигателя СПД-35 составляет 200 Вт (сила тока разряда ~1 А, напряжение разряда — 200 В). В работе [3.5] приведены данные 50-часовых эрозионных испытаний, по результатам которых прогнозируется ресурс двигателя на уровне 2000 ч. Полный КПД двигателя составил примерно 25 %.
56
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
В работе [3.6] приведены результаты исследований двигателя СПД-50 при мощности разряда 100 Вт (напряжение разряда 200 В, сила тока разряда 0,5 А). Показано, что в этом случае анодный КПД может быть обеспечен на уровне 28...33 % при анодном удельном импульсе тяги 1000... 1200 с.
Поскольку одной из основных проблем для малоразмерных СПД малой мощности является сложность одновременного создания оптимальной конфигурации магнитного поля и обеспечения его высокой напряженности, в двигателях СПД-20 и СПД-25 используется лишь одна катушка намагничивания, смещенная к задней крышке, в область за разрядной камерой (рис. 3.1 [3.7]). Следует отметить, что сходное решение применительно к внутренней катушке используется иногда и другими разработчиками. Параметрические испытания двигателей СПД-20 и СПД-25 показали, что в диапазоне разрядных мощностей 60... 100 Вт может быть получен анодный КПД 17...25 % при анодном удельном импульсе тяги 600...1000 с [3.8]. Позднее двигатель СПД-25 был доработан с целью снижения затрат мощности на создание магнитного поля. При мощности 100 Вт модифицированный двигатель обеспечивает тягу 5,3 мН, полный КПД 20 % и полный удель-
Рис. 3.1. Схема двигателя СПД-20:
1,2— внутренняя и внешняя стенки разрядной камеры соответственно; 3,4— внутренний и внешний магнитные полюсы соответственно; 5— магнитная катушка; 6— магнитопровод
57
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
ный импульс тяги 770 с [3.7]. Повышение мощности до 250 Вт сопровождается повышением КПД до 30 %. Кроме того, были исследованы особенности работы двигателя СЦД-25 со стенками разрядного канала из различных диэлектрических материалов [3.9]. Сравнивались три вида керамик — традиционно используемая в России БГП (композиция нитрида бора и окиси кремния BN—SiO2) и два типа АБН (композиция нитрида бора и нитрида алюминия BN—A1N), одна из которых создана в России, а другая — во Франции. Лучшие выходные характеристики двигателя были получены в случае применения БГП.
В целях дальнейшего совершенствования традиционной схемы СПД А.И. Морозовым с сотрудниками из МИРЭА предложен двигатель АТОН, основная особенность которого состоит в создании рельефа электрического поля, обеспечивающего "фокусировку" ионного потока (его отжатие от стенок камеры на середину канала) в зоне ионизации, где скорость ионов еще мала [3.10]. Для достижения этого силовые линии магнитного поля в прианодной зоне должны быть выпуклыми в сторону анода, для чего вблизи анода с помощью магнитной системы с тремя катушками намагничивания создается нуль магнитного поля. Идеальная картина силовых линий магнитного поля показана на рис. 3.2 [3.10]. Кроме
Рис. 3.2. Идеальная геометрия магнитных силовых линий в канале двигателя
58
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
того, для повышения однородности поступающего в канал потока атомов, а следовательно, и потока ионов, перед входом в разрядную камеру образован буферный объем с газо-распределителем.
В основе этих предложений лежит ранее сформулированная А.И. Морозовым идея о "термализованном" потенциале [З.П]. Дело в том, что создание в плазме фокусирующего электрического поля за счет формирования соответствующего магнитного поля возможно лишь в случае, когда экви-потенциали электрического поля совпадают с силовыми линиями магнитного поля. Условия, при которых это достигается, можно получить из анализа уравнения движения электронов, записанного в форме обобщенного закона Ома при условии малости члена je/c (Je — плотность электронного тока; о — локальная проводимость плазмы):
0 = ^+£+vexB,	(3.1)
пее
гдере— давление электронов; Е — напряженность электрического поля, Е = -gradcp, <р — потенциал электрического поля; В — магнитная индукция; ve — скорость электронов.
Интегрирование этого уравнения вдоль магнитной силовой линии в приближении максвелловского распределения электронов по скоростям дает
Ф (у) = ф(х)-Те In\^- ,	(3.2)
l«o J
где Ф*(у) — "термализованный" потенциал, величина, постоянная вдоль силовой линии; у — номер силовой линии; Те — температура электронов, эВ; пе — концентрация электронов; «о — произвольная постоянная.
Из формулы (3.2) следует, что магнитные силовые линии являются эквипотенциалями, если температура электронов стремится к нулю или если плотность электронов постоянна вдоль силовой линии. Член ТДп(ле/л0) в правой части выражения (3.2) является, по сути, термической поправкой к потенциалу, поскольку заметная величина по
59
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
правки приводит к рассогласованию между эквипотенциа-лями электрического поля и силовыми линиями магнитного поля. Из уравнения (3.1) видно, что причиной появления термической поправки является наличие градиента электронного давления Vpe. Это обусловливает стремление создать максимально равномерную плотность потока ионов в прианодной области, которая, кроме всего прочего, должна уменьшить градиент давления электронов вблизи анода, ослабив тем самым роль Vpe в законе Ома (3.1) и, как следствие, понизив значение термической поправки в выражении для "термализованного" потенциала (3.2). Все это должно привести к усилению фокусирующих свойств магнитного поля.
Следует отметить, что принципы СПД АТОН являются базовыми для двигателей с различным уровнем мощности, разрабатываемых в МИРЭА в кооперации с РНЦ "Курчатовский институт". В частности, для работы в диапазоне мощности 100... 150 Вт на его основе создан двигатель КМ-20М с внешним диаметром ускорительного канала 20 мм и высотой канала 4 мм [3.12]. Материал стенок разрядной камеры — боросил.
Основная отличительная особенность двигателя КМ-20М — конструкция магнитной системы, состоящей из одной катушки и обеспечивающей преимущественно радиальное магнитное поле вблизи среза двигателя с резким падением магнитной индукции по направлению к аноду, вблизи которого оно меняет свое направление и является в основном осевым. Магнитная катушка располагается вблизи внешнего полюсного наконечника и таким образом охватывает разрядный канал. На рис. 3.3 и 3.4 [3.12] приведены схема двигателя и распределение радиальной компоненты индукции магнитного поля на средней линии разрядной камеры.
Испытания двигателя КМ-20М в МИРЭА показали, что при мощности разряда 140... 150 Вт анодный КПД составляет 31.„34 % при анодном удельном импульсе тяги 1450.„1750 с. С учетом расхода ксенона в катод, который был равен 0,06 мг/с, КПД и удельный импульс тяги составили 26...30 %
60
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.3. Схема СПД КМ-20М:
1—диэлектрическая разрядная камера; 2— анод-газораспределитель; 3 — магнитная катушка; 4 — магнитопровод
Рис. 3.4. Распределение магнитного поля на средней линии разрядной камеры двигателя КМ-20М
и 1290...1460 с соответственно. В работе [3.13] представлены i результаты испытаний доработанной версии двигателя, в л которой в целях снижения угловой расходимости ионного потока и увеличения ресурса изменена конфигурация маг-fe нитного поля и увеличен до 24 мм внешний диаметр разряд-> ной камеры в выходной части двигателя. При работе на ксе-В ноне и использовании разрядной камеры из боросила вы-ходные характеристики двигателя существенно не отлича-ются от характеристик двигателя КМ-20М.
I'f Совместные работы МАИ и Центра Келдыша в середине $ 1990-х гг. привели к созданию холловского двигателя Х-40, Д- рассчитанного на диапазон мощности 100...500 Вт. Диаметр В разрядной камеры по средней линии равен 40 мм. Испытания g. двигателя Х-40 показали, что при мощности разряда около Ж 200 Вт может быть получен анодный КПД 38 % [3.14]. При К разработке двигателя Х-40 был использован опыт работы, Haff копленный в МАИ в ходе исследований модифицированных I	бТ
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Рис. 3.5. Схема двигателя Х-40:
1 — анод-газораспределитель; 2 — металлическая анодная камера; 3 — магнитопровод; 4, 5 — внешняя и внутренняя магнитные катушки соответственно; 6, 7— внешний и внутренний магнитные полюсы соответственно; 8,9— внешнее и внутреннее диэлектрические кольца соответственно
версий двигателей М-50 и М-70. Основное отличие двигателя Х-40 от традиционного СПД состояло в измененной конструкции разрядной камеры (рис. 3.5). Стенки камеры выполнены из металла, керамика (в виде колец) используется лишь на выходе из разрядной камеры, в зоне наиболее интенсивного роста индукции магнитного поля. Металлическая стенка разрядной камеры находится под плавающим потенциалом. При этом расстояние по радиусу между металлическими стенками больше, чем расстояние между диэлектрическими кольцами. Следовательно, в данном случае можно говорить о прианодном расширении разрядной камеры.
Основная цель указанных изменений состояла в том, чтобы повлиять на процессы в прианодной плазме для создания электрического поля, снижающего уход ионов на стенки и повышающего долю ионов, покидающих двигатель. Иными словами, как и в случае рассмотренного выше двигателя АТОН, речь идет, в конечном счете, о формировании фокусирующего электрического поля. Кроме того, прианодное
62
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
расширение за счет уменьшения концентрации атомов вблизи анода призвано понизить интенсивность наработки ионов в прианодной области, т.е. в той части разрядной камеры, где их образование энергетически невыгодно из-за низкой вероятности быть извлеченными из двигателя [3.15].
Следует отметить, что разрядная камера с электропроводящими стенками и диэлектрическими кольцами между полюсными наконечниками была предложена ранее. Основной целью нововведения было стремление повысить тяговые характеристики двигателя за счет подавления обратного (в направлении от анода) пристеночного тока электронов в прианодной области. Предполагалось, что металлическая стенка с отрицательным по отношению к плазме потенциалом способствует снижению обратного тока электронов вблизи нее за счет упругого отражения электронов от стенки. Кроме того, было отме-; чено, что применение металла вместо керамики ведет к сниже-' нию массы разрядной камеры, повышению ее механической прочности и снижению затрат на изготовление (диэлектрические кольца дешевле диэлектрической разрядной камеры).
Выполненные в Центре Келдыша исследования продемонстрировали перспективность выбранной схемы разрядной камеры для двигателей с различным уровнем мощности. К при-веденным выше аргументам можно добавить то, что при при-| менении металлической камеры вместо керамической имеет-|; ся меньше ограничений при миниатюризации двигателя. Это I также делает ее более пригодной для использования в двига-I телях с повышенным напряжением разряда, так как позволя-| ет полностью исключить возникновение высоковольтных к пробоев по телу стенки камеры. К тому же для двигателей по-I вышенной мощности изготовить керамические кольца зна-| чительно проще и дешевле, чем крупногабаритную разряд-L ную камеру, выполненную целиком из керамики.
Схема разрядной камеры с металлическими стенками и [ керамическими кольцами на выходе из камеры стала базо-| Вой для созданных в Центре Келдыша к настоящему време-[ ни холловских двигателей в диапазоне мощности от 50 Вт до | 6 кВт. Двигатели с такими конструктивными особенностями
63
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
в данной книге называются холловскими двигателями с гибридной схемой разрядной камеры.
Ведутся также исследования по двигателям с анодным слоем при низких уровнях энергопотребления. В ЦНИИмаш испытаны в диапазоне мощности 100...500 Вт двигатели Д-38 и Т-27 [3.16, 3.17], выполненные по традиционной схеме и имеющие средний диаметр разрядной камеры 38 и 27 мм соответственно. Показано, что при разрядной мощности 100...300 Вт двигатель Т-27 работает более эффективно, чем Д-38, и обеспечивает анодный КПД в диапазоне 20...44 %. Эрозионные испытания этих двигателей не проводились, но анализ их конструкции позволяет сделать вывод, что можно рассчитывать на достижение ресурса 1000 ч. Достижение более длительной огневой работы представляется проблематичным, так как в двигателях малого типоразмера, таких как Т-27 и Д-38, нереализуема схема с вынесением разряда за срез двигателя, когда заметно снижается эрозия защитных элементов и может быть обеспечен ресурс ДАС, сравнимый с ресурсом СПД.
Анализируя зарубежные работы в области холловских двигателей малой мощности, можно отметить, что наряду с исследованиями СПД традиционной схемы в ряде случаев предлагаются изменения схемы разрядной камеры двигателя, которые влекут за собой изменение как магнитной системы, так и конфигурации магнитного поля. При этом одним из направлений исследований является поиск новых материалов для разрядной камеры.
В США к работам по холловским двигателям подключились многие ведущие научные центры, включая Принстонский, Стэнфордский, Мичиганский университеты, а также Массачусетский технологический институт. Координаторами усилий в данном направлении выступают Исследовательский центр им. Гленна (NASA) и ВВС США. Среди организаций, нацеленных на создание коммерческих ХД, следует выделить, прежде всего, компанию Busek, которой разработан типоряд двигателей мощностью от 200 Вт до 20 кВт. Некоторые разработки переданы в компанию Aerojet с целью создания летных двигателей для коммерческого применения.
64
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.6. Базовая конфигурация двигателей серии ВНТ (Busek)
Ключевые особенности ХД компании Busek [3.18, 3.19] связаны с конструкцией разрядной камеры, которая схематично показана на рис. 3.6 [3.19]. Анод представляет собой сложный узел и состоит из внутреннего анода клиновидной формы, выполняющего также роль газораспределителя, и внешнего анода, являющегося, по сути, анодной камерой. Внешний анод имеет относительно большой объем и служит в качестве резервуара для рабочего тела, что способствует повышению однородности потока газа и снижению колебаний тока разряда. Внутренний и внешний аноды могут находиться под разными потенциалами, но, как правило, анодная камера электрически соединена с внутренним анодом-газорас-пределителем и находится под анодным потенциалом. Анодная камера также может быть выполнена из магнитного материала и выполнять функцию магнитных экранов для смещения максимума поля к выходной части двигателя. На выходе
5-1571
65
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
из разрядной камеры в зоне локализации слоя ионизации и ускорения между полюсными наконечниками установлены два кольца из диэлектрического материала (обычно нитрид бора). Следует отметить, что по таким ключевым признакам, как наличие металлической анодной камеры и диэлектрических колец на выходе, двигатели компании Busek весьма близки к холловским двигателям Центра Келдыша. Отличие состоит в потенциале анодной камеры. В двигателях Busek анодная камера имеет анодный потенциал, а в двигателях Центра Келдыша анодная камера находится под плавающим потенциалом. Однако опыт, накопленный в Центре Келдыша, показывает, что небольшая разность потенциалов между анодом и анодной камерой не является существенной и, как следствие, закорачивание анодной камеры на анод не оказывает заметного влияния на выходные характеристики двигателя.
Для работы в диапазоне мощности менее 500 Вт в компании Busek создан двигатель ВНТ-200 с номинальной мощностью 200 Вт. В диапазоне мощности 100...200 Вт двигатель обеспечивает полный КПД 15...35 % [3.20]. О ресурсных характеристиках двигателя данных нет, но в работе [3.21] отмечено, что основные усилия разработчиков в настоящее время направлены на увеличение его ресурса. Видимо, довольно высокая эффективность ВНТ-200 при низком уровне энергопотребления, достигается при использовании тонких диэлектрических стенок разрядной камеры в выходной части, что облегчает достижение оптимальной конфшурации поля, но снижает ресурс двигателя. Двигатель ВНТ-200 стал первым испытанным в космосе холловским двигателем, разработанным в США [3.22].
Другой промышленной фирмой, которая пытается выйти на рынок ЭРД в США с собственными разработками, является компания Pratt & Whitney, в которой, в частности, создается двигатель малой мощности Т-40 [3.23]. Отличительной особенностью двигателя Т-40 является конусообразный профиль разрядной камеры, расширяющейся от прианод-ной области к срезу двигателя за счет уменьшения диаметра внутренней стенки [3.24]. Это решение, по мнению разработчиков, должно обеспечить высокую плотность газа в зоне
66
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
ионизации (прианодная зона — узкий канал) и снизить потери ускоренных ионов на стенках в зоне ускорения (выход из двигателя — широкий канал). Такая конструкция разрядной камеры делает размещение внутренней катушки намагничивания на центральном сердечнике магнитопровода весьма затруднительным, поэтому она располагается за разрядной камерой, в тыльной части двигателя. Кроме того, утверждается, что в конструкции магнитной системы предусмотрены некоторые особенности для парирования известной проблемы малоразмерных холловских двигателей — сильной неоднородности магнитного поля, ведущей к росту угловой расходимости плазменной струи. Проектные параметры двигателя Т-40: мощность — 50...300 Вт, удельный импульс тяги — 900...1600 с; полный КПД — 30...45 %.
Примером существенного изменения традиционной схемы СПД является двигатель СНТ (Cylindrical Hall Thruster), исследуемый в Принстонском университете. Двигатель имеет цилиндрическую разрядную камеру вместо кольцевой [3.25... 3.29]. На рис. 3.7 [3.29] показаны схема двигателя и типичная картина силовых линий магнитного поля. Двигатель содер-
Рис. 3.7. Схема двигателя СНТ(а) и картина силовых линий магнитного поля (б)
5’
67
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
жит керамическую разрядную камеру из нитрида бора, кольцевой анод, являющийся также газораспределителем, две катушки намагничивания и магнитопровод, полюсные наконечники которого создают касповую конфигурацию магнитного поля вблизи стенки и среза двигателя. Цилиндрическая разрядная камера имеет короткую кольцевую зону и более протяжную цилиндрическую часть. Длина цилиндрической части выбирается примерно равной длине свободного пробега нейтральных атомов до ионизации. При этом большая часть осевого падения потенциала реализуется в цилиндрической части.
Предполагается, что при такой геометрии разрядной камеры удастся преодолеть некоторые физические и технологические ограничения, которые обычно возникают при масштабировании холловских двигателей в сторону уменьшения их геометрических размеров. В частности, отсутствие внутренней стенки (в цилиндрической части камеры) уменьшает отношение площади поверхности разрядной камеры к ее объему, что должно сопровождаться снижением суммарного потока частиц на стенки камеры и, следовательно, снижением эрозии стенок и нагрева элементов двигателя. Кроме того, утверждается, что выбранная конфигурация магнитного поля должна способствовать снижению потока электронов на стенки разрядной камеры за счет эффекта "магнитного зеркала".
Испытания двигателя СНТ с диаметром кольцевой части канала 3 см показали, что в диапазоне мощности 90... 185 Вт он развивает тягу 3...6 мН и анодный удельный импульс тяги 1100... 1650 с, что соответствует анодному КПД 20...27 % [3.26].
В Европе усилиями итальянской компании Alta S.p.A. в кооперации с университетом г. Пиза создается двигатель НТ-100. Его номинальная мощность 100 Вт. Двигатель должен сохранять удовлетворительное значение КПД при изменении мощности в диапазоне 60...160 Вт [3.30].
В конструкции двигателя НТ-100 в качестве источника магнитодвижущей силы используются два постоянных маг
68
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
нита. Применение постоянных магнитов вместо электромагнитов должно обеспечить снижение потребляемой мощности и температуры двигателя (как результат отсутствия джоулева тепловыделения), а также меньшие массогабаритные параметры двигателя. Для подстройки магнитного поля на стадии его оптимизации в конструкции двигателя предусмотрен корректирующий электромагнит.
Двигатель Н-100 был испытан в диапазоне мощности 10...235 Вт. Анодный КПД составлял (30±3) % при мощности более 130 Вт [3.30]. В настоящее время одним из направлений исследований по данному двигателю являются термоциклические испытания постоянных магнитов, так как это один из наиболее критичных узлов двигателя подобной конструкции.
В Японии, в университете г. Осака в течение ряда лет исследуются холловские двигатели малой мощности серии ТНТ. Наиболее современным является холловский двигатель THT-IV. Двигатель выполнен по традиционной схеме СПД. По размерам разрядной камеры он близок к двигателю СПД-70 разработки ОКБ "Факел". Внешний диаметр THT-IV составляет 70 мм, высота камеры — 14 мм [3.31]. Разрядная камера выполнена из нитрида бора. В ходе испы-> таний двигателя в диапазоне мощности 300...1300 Вт иссле-довалось влияние длины разрядной камеры и индукции маг-\ Нитного поля на выходные параметры двигателя. Наилуч-£ шие характеристики были получены при длине камеры £ 20 мм и максимальном значении индукции магнитного поля на оси 150 Гс. В частности, при мощности разряда примерно 1 450 Вт (напряжение разряда 200 В) анодный КПД составил 41 % и анодный удельный импульс тяги 1367 с.
Основные выходные характеристики ХД малой мощности, < рассмотренных в данном разделе, представлены в табл. 3.1. !, Анализ показывает, что при номинальной мощности раз-ряда, которая для разных двигателей обычно изменяется в | Диапазоне 100...300 Вт, достигается анодный КПД 20...40 %. S Прогнозируемый ресурс двигателей обычно не более 1000...
2000 ч. Информация о реальных ресурсных испытаниях дви-
69
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Таблица 3.1
Основные характеристики ХД малой мощности
Разработчик	Двигатель	Лр, Вт	Ц,,в	та, мг/с	мк, мг/с	R, мН	Г	р *УД«’ V
ОКБ "Факел", Россия	СПД-50	100	200	—	—	—	1000... 1200
	СПД-35	200	200	—	0,15	11,2—12,3	—
НИИ ПМЭ совместно с ОКБ "Факел", Россия	СПД-20	100	137	0,59	—	5,45	942
	СПД-25	100	125	0,8	0,2	5,3	—
		200	250	0,8	0,2	—	—
МИРЭА, Россия	КМ-20М	140...150	—	0,5	0,06	—	1450... 1750
		210	350	0,5	—	—	1850
МАИ совместно с Центром Келдыша, Россия	Х-40	ПО	200	0,5	—	5,8	1160
		189	320	0,5	—	8,5	1700
ЦНИИмаш, Россия	Д-38	109	102	1,11	—	7,3	862
		220	250	0,88	—	П,4	1336
		304	202	1,38	—	18	1357
	Т-27	109	120	0,87	—	7,06	849
		222	152	1,35	—	14,6	1129
		288	203	1,36	—	18,6	1427
Busek, США	ВНТ-200	100	192	0,35	—	3,8	1100
		200	300	0,7	—	11,4	1500
Princeton University, США	СНТ	90	—	0,29		3	1100
		185	—	0,38	—	6	1650
Alta S.p.A., Италия	НТ-100	130	—	—	—	5	1560
		230	—	—	—	9	1850
Osaka University, Япония	THT-IV	450	200	—	—	—	1367
70
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
гателей, как правило, отсутствует. Исключение составляет лишь двигатель разработки ОКБ "Факел" СПД-50, который проработал на мощности 320 Вт в ходе ресурсных испытаний 825 ч при 130 циклах [3.6].
Двигатели средней мощности
Исследования в области двигателей средней мощности сосредоточены в основном в двух направлениях. Наряду с модернизацией холловских двигателей обычной схемы исследуются также различные варианты двигателей, в которых зоны ионизации и ускорения разделены в пространстве. Такие двигатели принято называть двухступенчатыми в отличие от традиционных двигателей, где зоны ионизации и ускорения либо совмещены, либо пересекаются. В связи с этим двигатели традиционной схемы называют одноступенчатыми двигателями.
Основная идея двухступенчатого ХД состоит в создании оптимальных условий для реализации как процессов ионизации, так и процессов ускорения, которые различаются между собой требуемыми значениями силы тока и напряжения разряда. Достигается это использованием промежуточного электрода, располагаемого в канале двигателя между анодом и срезом двигателя. В этом случае используются два источника электропитания (вместо одного в одноступенчатом двигателе), которые коммутируются таким образом, что промежуточный электрод одновременно является катодом первой ступени и анодом второй ступени. Таким образом, двухступенчатый двигатель по схеме приближается к ионным двигателям, где наработка ионов и их ускорение реализуются в разных узлах — ионизация атомов рабочего тела происходит в газоразрядной камере, а ускорение ионов — в ионно-оптической системе.
Двухступенчатая схема, видимо, впервые была реализована в двигателях с анодным слоем в 1960-х гг., когда ставилась задача разработки мощных ЭРД с весьма высокими значениями удельного импульса тяги (до 10 000 с) в рамках программы пилотируемой экспедиции на Марс. В то время было показано, что при использовании в качестве рабочего
71
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
тела легкоионизируемых веществ (цезия, висмута и др.) возможно получение удельного импульса тяги 8000 с и КПД 80 % при мощности около 100 кВт.
Современные исследования двухступенчатых ДАС, работающих на ксеноне, свидетельствуют о том, что возможно достижение удельного импульса тяги 3000...3400 с при уровне мощности более 5 кВт с КПД более 50 % [3.32]. При мощностях до 2,5 кВт такие двигатели по эффективности и достигаемому удельному импульсу силы либо оказываются сравнимыми с одноступенчатыми вариантами СПД и ДАС, либо уступают им.
В разное время изучались также двухступенчатые схемы СПД. В частности, еще в 1970-х гг. был исследован СПД с промежуточным электродом, в качестве которого был использован полый катод, поставляющий электроны в разряд и обеспечивающий тем самым поддержание разряда в первой ступени без приложения полной разности потенциалов. Предполагалось, что в отличие от двухступенчатого ДАС, где разряд в первой ступени всегда поддерживается только при наличии полной разности потенциалов, такая схема будет более эффективной. Данное предположение основывалось на том, что в этом случае электроны не должны проходить весьма значительную разность потенциалов, приложенную ко второй ступени, что позволит избежать непроизводительных затрат энергии. Испытания СПД на ксеноне показали, что при ускоряющей разности потенциалов свыше 1000 В возможно достижение КПД 60 % и выше, но при напряжении во второй ступени 600 В КПД составлял всего 20 % [3.33].
Исследования двухступенчатых СПД возобновились в конце 1990-х гг. Они связаны в основном с разработкой так называемых многорежимных двигателей [3.34].
Общий результат многочисленных исследований двухступенчатых схем СПД состоит в том, что пока не удалось получить выигрыша в эффективности по сравнению с одноступенчатыми двигателями, по крайней мере в диапазоне мощности, рассматриваемом в данной книге.
72
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Что касается традиционных одноступенчатых холловских двигателей, то в настоящее время основные усилия исследователей направлены на обеспечение их высокой эффективности и основным инструментом при этом является, как правило, магнитное поле. Вопрос состоит в определении параметров магнитного поля в холловском двигателе, работающем при напряжении разряда до 1000 В и более.
Следует отметить, что практически во всех работах при определении параметров поля в качестве базовой используется концепция "плазменной линзы", связанная с возможностью фокусировать ионы в плазме в нужном направлении с помощью особой конфигурации магнитного поля. В основе идеи "плазменной линзы" лежит предположение о возможности совпадения в плазме эквипотенциалей электрического поля с силовыми линиями магнитного поля. Последнее означает наличие в плазме так называемого "термализованного" потенциала, который является инвариантом вдоль силовой линии магнитного поля. Условия существования "термализованного" потенциала и причины его отклонения от электрического потенциала уже обсуждались в данном разделе. Здесь лишь отметим, что мерой нарушения эквипо-тенциализации силовых линий магнитного поля является в основном электронная температура.
Характерная картина силовых линий магнитного поля для случая "плазменной линзы" показана на рис. 3.8 [3.35]. Для подстройки поля при увеличении напряжения разряда иногда используются две дополнительные катушки намагничивания — внутренняя и наружная. На рис. 3.9 представлена схема расположения основных и дополнительных катушек [3.36]. Дополнительная наружная катушка позволяет изменять магнитное поле за срезом двигателя, а внутренняя, располагаемая обычно между магнитными экранами, охватывающими разрядную камеру, оказывает влияние в основном на распределение магнитного поля внутри камеры. В зависимости от направления тока во внутренней дополнительной катушке можно либо уменьшать (направление тока, как в основных катушках), либо увеличивать
73
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИТА ТЕЛИ ДЛЯ КА
Рис. 3.8. Характерная картина силовых линий магнитного поля для случая "магнитной линзы"
Рис. 3.9. Схема расположения основных и дополнительных катушек намагничивания
74
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.10. Изменение радиальной компоненты индукции магнитного поля Вг вдоль оси разрядной камеры
(встречное направление тока) градиент магнитного поля на оси двигателя в области его нарастания от анода к срезу разрядной камеры. Для иллюстрации этого на рис. 3.10 [3.37] показано изменение вдоль оси разрядной камеры радиальной компоненты индукции магнитного поля, нормированной на ее максимальное значение на оси камеры, для трех случаев: с попутным (/) и встречным током (5) в дополнительной внутренней катушке, а также при ее отключении (2). Видно, что в случае встречного тока достигается наибольший градиент магнитного поля и может быть реализована инверсия магнитного поля, т.е. смена его направления. В этом случае также возможно существенное изменение конфигурации магнитного поля, состоящее, в частности, в увеличении кривизны силовых линий поля вблизи зоны ионизации и ускорения (рис. 3.11 [3.35]). Предполагается, что это улучшает фокусировку ионов в направлении к выходу из двигателя.
Перейдем к рассмотрению конкретных примеров двигателей, работающих в диапазоне мощности до 2,5 кВт при напряжении разряда до 1000 В.
75
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Рис. 3.11. Увеличение кривизны силовых линий вблизи зоны ионизации и ускорения
В середине 1990-х гг. в ОКБ "Факел" были проведены испытания серийного двигателя СПД-100 (номинальная мощность 1350 Вт, напряжение разряда 300 В) в диапазоне разрядных напряжений 300...700 В при мощности до 3,6 кВт [3.6]. О каких-либо доработках двигателя не сообщается. Была продемонстрирована стабильная работа двигателя при расходах ксенона от 4,3 до 5,6 мг/с. Полный КПД практически не изменялся с увеличением напряжения разряда при постоянном расходе ксенона и находился в пределах 44...52 %, повышаясь с ростом расхода рабочего газа. Максимальное значение удельного импульса тяги при мощности 2 кВт составило 2100 с и соответствовало расходу ксенона 4,3... 4,95 мг/с и напряжению разряда 500 В.
В НИИ ПМЭ разработан двигатель СПД-115, первоначально рассчитанный на диапазон мощности 1,5...3,0 кВт при напряжении разряда 350...400 В [3.38]. Позднее двигатель был адаптирован для работы при высоких разрядных напряжениях и испытан в диапазонах расходов ксенона 2...4 мг/с и напряжений разряда 200...1100 В, что соответствует мощности 0,5...3,6 кВт [3.39].
76
Глава 3. ХДс замкнутым дрейфом электронов
Интенсификации исследований в области холловских двигателей с высоким удельным импульсом тяги за рубежом способствовала деятельность Центра Гленна. В 2000 г. в рамках программы работ NASA по холловским двигателям было признано актуальным создание холловского двигателя, способного конкурировать с ионным двигателем при мощности 2,3 кВт, обеспечивая удельный импульс тяги 3200 с и тягу 100 мН. Требуемый ресурс составлял 8000 ч.
В рамках этой программы в Центре Гленна были испытаны два российских двигателя — SPT-1 разработки ОКБ "Факел" и двухступенчатый ДАС Д-80, созданный в ЦНИИмаш. Кроме того, в компании Busek был разработан и испытан холловский двигатель BHT-HD-1000, специально спроектированный для достижения данных параметров.
Двигатель SPT-1 выполнен на базе СПД-100, но в отличие от последнего имеет разрядную камеру гибридной схемы [3.40], состоящую из металлической анодной камеры и диэлектрических колец на выходе из двигателя. Внешний диаметр разрядной камеры 100 мм. Двигатель был испытан в диапазоне мощности от 1,0 до 3,2 кВт при изменении расхода ксенона через анод в диапазоне 2,4...5,4 мг/с и разрядном напряжении 300... 1250 В. Испытания показали, что существует максимум в зависимости анодного КПД от напряжения разряда, т.е. начиная с некоторого значения разрядного напряжения анодный КПД снижается. С повышением расхода ксенона и, следовательно, мощности максимальное значение КПД увеличивается и смещается в сторону меньших значений разрядного напряжения, находясь в диапазоне Up ~ 500...700 В. При мощности свыше 1,5 кВт в режимах с постоянным энергопотреблением повышение удельного импульса тяги на 500...600 с сопровождается заметным снижением КПД (на 10... 15 %). Так, при мощности двигателя ~2 кВт наиболее высокое значение полного удельного импульса тяги составляет ~2600 с при полном КПД 41 %, а лучшее значение КПД 55 % соответствует удельному импульсу тяги -2000 с.
77
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Двухступенчатый ДАС Д-80 имеет средний диаметр разрядной камеры 80 мм и может функционировать как в одноступенчатом, так и в двухступенчатом варианте. Поскольку испытания Д-80 в Центре Гленна [3.32] не выявили сколько-нибудь заметной разницы между этими вариантами в интересующем нас диапазоне мощности, ограничимся рассмотрением работы двигателя в одноступенчатом режиме.
Двигатель был испытан в диапазоне мощности от 1 до 8,7 кВт при напряжении разряда 300... 1600 В. При этом максимальная мощность, соответствующая приемлемым тепловым нагрузкам на конструкцию двигателя, составила примерно 4 кВт. Тенденции изменения удельного импульса тяги и КПД Д-80 схожи с отмеченными для двигателя SPT-1. В целом же выходные характеристики Д-80 в диапазоне мощности 1,0...2,5 кВт уступают характеристикам SPT-1.
Двигатель BHT-HD-1000 разработан компанией Busek с использованием схемы разрядной камеры, типичной для двигателей этой фирмы и рассмотренной выше. Диаметр по средней линии разрядной камеры BHT-HD-1000 составляет 68 мм. Двигатель испытывался как в одноступенчатом, так и в двухступенчатом варианте [3.32, 3.41... 3.43]. Так же, как и в случае Д-80, параметры двигателя для этих двух схем существенно не различались. При этом следует отметить, что зависимость КПД от напряжения разряда при некотором варьировании расхода ксенона не имела выраженного максимума. Скорее всего можно говорить о насыщении этой зависимости с незначительным снижением КПД при Up > 450...500 В. В связи с этим режимы с максимальным удельным импульсом тяги и максимальным КПД при постоянной мощности заметно не отличались друг от друга.
Позднее компания Busek разработала новый двигатель ВНТ-1500 [3.44] с целью достижения указанного выше режима при мощности 2,3 кВт. Двигатель был испытан при мощности разряда до 3 кВт, при которой был полу-
78
Глава 3. ХДс замкнутым дрейфом электронов
I? чей максимальный анодный КПД 60 % при анодном удельном импульсе тяги -3100 с. В диапазоне мощности до 2 кВт двигатель ВНТ-1500 сопоставим по удельному импульсу тяги с BHT-HD-1000, несколько уступая по-е след нему по КПД.
f В Центре Гленна совместно с компанией Aerojet разраба-I тывается высоковольтный холловский двигатель HIVHAC I (High Voltage Hall Accelerator) для использования в составе | научных межпланетных КА. Специфика применения КА с солнечными батареями предполагает заметное изменение В уровня энергопотребления в течение всей миссии. В связи Ж с этим двигатель специально создается для работы в широ-® ком диапазоне мощности: 0,3...2,8 кВт. Анализ эффектив-ности применения ЭРД для решения конкретных задач К межпланетных перелетов [3.45] указывает на необходимость  иметь КПД двигателя 40...50 % при мощности до 1 кВт и К 50...60 % при мощности свыше 1 кВт. Проектный ресурс К двигателя 8000 ч.
 В работе [3.46] представлены результаты параметриче-К ских испытаний двигателя HIVHAC при мощности 0,2... ж 2,9 кВт (расход ксенона через анод 1,3...3,6 мг/с, напряже-I ние разряда 200...800 В). При мощности свыше 1 кВт мак-симальные значения КПД двигателя находятся в диапазоне В 50...54 %. Тяга изменяется в диапазоне 40... 105 мН, удель-К ный импульс тяги составляет 2000...2700 с. При энергопо-Н треблении, сравнимом с энергопотреблением рассмотрен-К ных выше двигателей этого класса, режимы HIVHAC с К максимальным значением КПД не всегда совпадают с ре- жимами, оптимизированными с целью достижения макси-И мума удельного импульса тяги. Характер зависимости пол- ного КПД от напряжения разряда для разных расходов газа  традиционно различается.
К В Европе наиболее активные позиции в освоении техно-К логии холловских ЭРД с высоким удельным импульсом тяги К занимает французская компания Snecma, которая в коопе- рации с ОКБ "Факел" разработала двигатель PPS-1350 с но-К минальной мощностью 1,5 кВт и напряжением разряда I	79
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
350 В [3.47]. Именно этот двигатель использовался в составе маршевой двигательной установки на космическом аппарате Smart-1 Европейского космического агентства, предназначенном для исследования Луны [3.48].
С учетом интереса к холловским двигателям с высоким удельным импульсом тяги на базе двигателя PPS-1350 был создан двигатель PPS-1350-MLM, специально рассчитанный на работу при напряжении разряда до 1000 В. Для обеспечения стабильной работы двигателя в высоковольтном режиме была создана новая магнитная система, позволяющая получать более высокие абсолютные значения индукции магнитного поля, а также управлять положением зоны ионизации и угловой расходимостью ионного потока с помощью специально подобранной конфигурации магнитного поля. В состав магнитной системы кроме традиционно используемых двух соленоидов входит третий электромагнит для управления конфигурацией поля.
Двигатель PPS-1350-MLM был испытан в НИИ ПМЭ при та — 2,5...4,5 мг/с и Up = 200... 1000 В [3.49]. В диапазоне мощности разряда 1,5...2,5 кВт анодный удельный импульс тяги изменялся от 2000 до 3000 с, а анодный КПД составил 50...62 %. Наиболее высокое значение КПД при данной мощности достигается при максимальном секундном массовом расходе ксенона через анод и соответствует удельному импульсу тяги -2700 с, а наивысшее значение удельного импульса тяги зафиксировано при минимальном секундном массовом расходе ксенона и соответствует КПД -50 %.
Другим способом достижения повышенных значений удельного импульса тяги является использование более легких по сравнению с ксеноном газов. В качестве альтернативных рабочих тел обычно рассматриваются различные инертные газы, например криптон, аргон, а также криптон-ксеноновые смеси. В частности, применение криптона вместо ксенона при одинаковом ускоряющем напряжении теоретически позволит увеличить величину удельного
80
Глава 3. ХДс замкнутым дрейфом электронов
_  ---------------------------—__—__ ---
импульса тяги в д/^хеМЛл раз, т.е. на 28 % (атомный вес ксенона МХе = 131,29; атомный вес криптона Л/Кг = 83,80). Кроме того, актуальность исследования работы ХД на альтернативных рабочих телах связана с ограниченностью производства ксенона и, как следствие, его дороговизной, что может сдерживать применение ксеноновых ЭРД в космосе для осуществления широкомасштабных транспортных операций.
Однако все указанные альтернативные рабочие тела уступают ксенону по комплексу параметров: выше потенциал ионизации, более сложная система хранения и подачи рабочего тела. В результате тяговоэнергетические характеристики ЭРД на данных рабочих телах становятся хуже: ниже КПД, выше энергетическая цена тяги, более тяжелая система хранения и подачи рабочего тела. Это, естественно, ведет к ухудшению энергомассовых характеристик ЭРДУ в целом.
Основная причина снижения КПД двигателя при переходе с ксенона на другое рабочее тело состоит, как правило, в понижении эффективности ионизации рабочего тела. Например, сечение ионизации ст, криптона, который обеспечивает выходные характеристики двигателя, наиболее близкие к характеристикам ксенона, заметно меньше сечения ионизации ксенона во всем практически интересном диапазоне изменения энергии электронов Ее. В частности, при Ее ~ 50 эВ сечение ионизации для ксенона примерно в два раза выше. В результате константа скорости ионизации (ozve) для сопоставимых значений температуры электронов в случае криптона в 1,5...2 раза ниже, чем для ксенона.
Экспериментальные исследования работы холловского двигателя СПД-115 в диапазоне мощности 2...4 кВт на криптоне показали, что при одинаковых расходе рабочего тела и мощности разряда в диапазоне Ur= 400...800 В КПД двигателя на 10... 15 % ниже, чем при работе на ксеноне. Прирост удельного импульса тяги при переходе на криптон (при Uf = = const) составил лишь 11... 14 % вместо теоретически воз
6-1571
81
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
можных 28 %. А снижение КПД кроме всего прочего ведет к увеличению распыляющего потока ионов на стенки разрядной камеры, что ухудшает ресурс двигателя.
Более эффективная работа двигателя может быть обеспечена при использовании в качестве рабочего тела ксенон-криптоновой смеси. Практический интерес представляет ксенон-криптоновая смесь природного состава (криптон 86 %, ксенон 7 %) в силу доступности и дешевизны этого продукта. Сравнение выходных характеристик СПД-100 при работе на ксеноне и ксенон-криптоновой смеси природного состава проведено в работах [3.51, 3.52]. В частности, показано, что при ограничении на располагаемую мощность 2...2,5 кВт и замене ксенона на криптон-ксеноновую смесь удельный импульс тяги двигателя СПД-100 может быть увеличен примерно на 10...20 % по сравнению с удельным импульсом тяги этого двигателя на ксеноне. Однако уровень анодного КПД оказывается при этом примерно на 10 % ниже.
К изложенному следует добавить, что при переходе на новое рабочее тело требуются отдельный анализ и решение проблем, возникающих при создании легкой и надежной системы хранения и подачи рабочего тела.
В табл. 3.2 приведены основные параметры двигателей средней мощности для трех уровней энергопотребления: около 1,5; 2,0; 2,5 кВт. С учетом актуальности создания высокоимпульсных двигателей в рассматриваемом диапазоне мощности для всех двигателей представлены режимы с максимальными значениями удельного импульса тяги. Видно, что 1уд увеличивается с ростом мощности и достигает значений 2700...2800 с при КПД около 50 % (напряжение разряда составляет 800... 1000 В). Следовательно, вопрос обеспечения высокоэффективной работы ХД в режиме с повышенным удельным импульсом тяги и в условиях ограниченной мощности остается открытым. Необходимо отметить, что в публикациях практически отсутствуют результаты экспериментальных исследований ресурсных характеристик высокоимпульсных двигателей.
82
Таблица 3.2
Основные характеристики ХД средней мощности
Разработчик	Двигатель	АР, Вт	ир, в	та, мг/с	тк, мг/с	N, Вт	R, мН	Ад>с	П, %
ОКБ "Факел", Россия	SPT-1	1500	701	2,42	0,43	1528	63,8	2277	42
		2071	900	2,42	0,43	2105	73,9	2637	41
		2553	1051	2,42	0,43	2587	79,7	2844	39
ЦНИИмаш, Россия	Д-80	1630	500	4,0	0,4	1633	83	1933	48
		2043	900	3,0	0,4	2045	78	2370	45
		2532	1200	3,0	0,4	2534	81	2431	38
Busek, США	BHT-HD-1000	1517	650	2,51	0,25	—	66,22	2689*	57*
		1946	850	2,51	0,25	—	74,05	3007*	56’
		2455	950	2,76	0,27	—	85,44	3156*	54*
Центр Гленна совместно с Aerojet, США	HIVHAC	1410	600	2,66	0,23	1422	66,6	2346	54
		1969	800	2,66	0,4	1988	78,3	2608	50
		2590	751	3,55	0,4	2615	105,5	2723	54
Snecma, Франция совместно с ОКБ "Факел", Россия	PPS-1350-MLM	1784	500	3,5	0,29	—	85,1	2480*	58*
		1895	707	2,51	0,21	—	71	2890*	53*
		2654	710	3,5	0,29	—	104,5	3045’	59*
* - приведенные значения не учитывают расход рабочего тела через катод и затраты мощности на работу магнитной системы.
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Двигатели повышенной мощности
Двигатели повышенной мощности обычно разрабатываются как многорежимные двигатели, допускающие изменение выходных характеристик в широких пределах. Номинальные режимы двигателей этого класса обычно лежат в диапазоне мощности 4...6 кВт. В настоящее время в разработке находятся холловские двигатели всех известных схем — СПД, ДАС (как одноступенчатые, так и двухступенчатые), а также с гибридной схемой разрядной камеры. В ОКБ "Факел" проводится отработка двигателя СПД-140, предназначенного для использования в составе перспективных транспортных модулей и КА в целях их выведения на высокоэнергетические орбиты, включая ГСО. Продолжительность транспортной операции не должна превышать 180 сут, САС КА составляет 12... 15 лет.
Двигатель СПД-140 выполнен по классической схеме СПД и должен функционировать в двух режимах — с высокой тягой (межорбитальный перелет) и с высоким удельным импульсом тяги (коррекция рабочей орбиты КА). Диапазоны изменения параметров в режиме с высокой тягой: мощность — 3,5...5,0 кВт; напряжение разряда — до 300 В; тяга — 220...300 мН; удельный импульс тяги — 1600... 1750 с. Максимальные значения параметров в режиме с высоким удельным импульсом тяги: мощность — 4,5 кВт; напряжение разряда — 600 В; тяга — 200 мН, удельный импульс тяги — 2300 с. Для всех режимов КПД составляет около 50 %. Суммарный импульс тяги 4,5-106 Н с.
Ранее СПД-140 был испытан в диапазоне мощности от 2 до 6,75 кВт при напряжении разряда 250...450 В. Тяга изменялась в диапазоне от 134 до 350 мН, удельный импульс тяги составил 1700...2410 с. Практически для всех режимов КПД был свыше 50 % [3.53].
В ЦНИИмаш на базе ускорителей с анодным слоем разработаны двигатели Д-100-1 (одноступенчатый) и Д-100-2 (двухступенчатый). Двигатели Д-100-1 и Д-100-2 были испытаны в широких диапазонах мощности: 1,3...7,5 и 3,5... 15,0 кВт соответственно [3.54].
84
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
В Центре Гленна (США) была разработана лабораторная модель двигателя NASA-173Mv2 5-киловаттного класса для изучения рабочих процессов в высокоимпульсных холловских двигателях. Двигатель выполнен по схеме СПД. Разрядная камера изготовлена целиком из керамики, высота камеры 25 мм. Двигатель был испытан в диапазоне мощности 1,30...9,95 кВт при напряжении разряда 300...1000 В. При мощности 5 кВт и напряжении разряда 1000 В был получен максимальный удельный импульс тяги 3140 с, КПД составил около 50 %. Максимальная тяга составила 350 мН при мощности 6 кВт (напряжение разряда 400 В), КПД — около 60 % [3.55].
Холловские двигатели ВРТ-4000 и ВНТ-8000, разрабатываемые в США, имеют разрядную камеру с металлическими стенками, снабженными диэлектрическими концевыми вставками. В соответствии с принятой в данной книге терминологией эти двигатели относятся к холловским двигателям с гибридной схемой разрядной камеры.
Двигатель ВРТ-4000 создается в компании Aerojet для коммерческого использования с целью решения задач довы-ведения и последующей коррекции орбиты тяжелых геостационарных КА. Лабораторная модель двигателя была разработана в компании Busek (США). Двигатель ВРТ-4000, про- шедший весь цикл наземной отработки, является наиболее отработанным из всех двигателей повышенной мощности, рассматриваемых в данном разделе. Рабочий диапазон двигателя по мощности составляет 3...4,5 кВт при напряжении разряда 300...400 В. Диапазоны изменения тяги 174...291 мН и удельного импульса тяги 1719—2020 с. КПД двигателя для всех режимов составляет 55—56 %. В ходе наземной отработки двигатель прошел ресурсные испытания длительностью 5800 ч, что соответствует суммарному импульсу тяги 4,9-ю6 Н с [3.56].
Двигатель ВРТ-4000 был также отобран NASA в качестве ' одного из возможных кандидатов для использования в со-’ ставе маршевых ДУ межпланетных КА научного назначения. Для такого применения проводятся дополнительные
85
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
испытания двигателя с целью расширения рабочего диапазона по мощности в сторону ее снижения (до 1 кВт) и увеличения суммарного импульса тяги двигателя.
В компании Busek создана лабораторная модель двигателя ВНТ-8000 с номинальной мощностью 8 кВт. Диаметр разрядной камеры по средней линии 170 мм. ВНТ-8000 был испытан в диапазоне мощности разряда 2... 10 кВт при напряжении разряда 300...400 В [3.57]. При изменении мощности разряда от 4 до 6 кВт тяга находилась в пределах 242...389 мН. Значения анодного удельного импульса тяги были в пределах 1895...2235 с, анодный КПД для всех режимов превышал 60 %.
При поддержке французского и европейского космических агентств французская компания Snecma ведет разработку 5-киловаттного многорежимного холловского двигателя PPS-5000. Спецификация на двигатель была сформирована, прежде всего, с учетом его потенциального применения в составе перспективной европейской спутниковой платформы @bus. Технологическим прототипом двигателя PPS-5000 является двигатель PPS-X000, базовая конструкция которого была создана совместно с ОКБ "Факел". Двигатель выполнен по схеме СПД. Его особенностью является наличие расширения к срезу разрядной камеры, выполненного за счет уменьшения диаметра внутреннего изолятора. Технологический демонстратор был испытан при мощности разряда до 6,5 кВт и напряжении разряда до 1000 В [3.58]. Максимальное значение анодного удельного импульса тяги составило 3240 с. Максимальная тяга 335 мН была получена в режиме 6 кВт/300 В. Максимальный анодный КПД двигателя 58 % зафиксирован при мощности разряда 5 кВт и напряжении разряда 650 В.
Выходные характеристики рассмотренных двигателей повышенной мощности представлены в табл. 3.3.
Для данного класса холловских двигателей в целом можно сделать вывод, что при мощности разряда 4...6 кВт и напряжении разряда до 1000 В полный удельный импульс тяги находится в пределах 1500...3000 с. В зависимости от расхода
86
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Таблица 3.3
Основные характеристики ХД повышенной мощности
Двигатель	Разработчик	АР, кВт	ир, в	R, мН	Ад’ С
СПД-140’	ОКБ "Факел", Россия	3,5...5,0	300...600	200...300	1600...2300”
Д-100-1	ЦНИИмаш, Россия	1,3...7,5	—	80...340	1450...2800
Д-100-2	ЦНИИмаш, Россия	3,3...15	—	80...650	1800...4250
NASA-173Mv2	Центр Гленна, США	3,4...6,0	300...1000	137...350	1800...3140”
ВРТ-4000	Aerojet, США	3,0...4,5	300...400	174...291	1719...2020”
В НТ-8000	Busek, США	4,0...6,0	300...400	242...389	1895...2235
PPS-X000	Snecma, Франция	3,0...6,0	300...1000	145...335	1800...3100
* — для двигателя приведены проектные параметры. ” — значения не учитывают расход рабочего тела через катод и затраты мощности на работу магнитной системы.					
рабочего тела, который обычно поддерживается в пределах 5...20 мг/с, ЭРД обеспечивает тягу в диапазоне 140...400 мН. В области минимальных значений удельного импульса тяги 1500...2000 с, оптимальной для рабочих режимов двигателя на этапе выведения КА, могут быть реализованы тяги в диапазоне 220...400 мН при потребляемой мощности 4...6 кВт с полным КПД около 55 %.
Область максимальных значений удельного импульса тяги 2800...3000 с, ограниченная прикладываемым напряжением до 1000 В, реализуется с уровнем тяги 140...250 мН при расходах рабочего тела от 5 до 10 мг/с и потребляемой мощности 4...6 кВт с КПД ~50 %. Эта область значений удельных импульсов является оптимальной для холловских двигателей, используемых в задачах коррекции орбиты геостационарных КА среднего и тяжелого классов с длительным САС.
87
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
3.2.	Основные физические процессы в холловских двигателях
3.2.1.	Параметры эффективности холловского двигателя
Основным параметром, характеризующим эффективность холловского двигателя, является анодный КПД, который определяется соотношением (1.4). При детальном анализе структуры потерь мощности и рабочего тела анодный КПД удобно представить в виде произведения нескольких коэффициентов. Потери, связанные с неполной ионизацией поступающего в двигатель потока атомов рабочего газа, характеризуются коэффициентом использования рабочего тела т]г,
Пг =^т1к/та,	(3.3)
к
где rhik — поток массы ионов с кратностью ионизации к на выходе из двигателя. Неполное использование рабочего тела имеет несколько причин. Во-первых, могут существовать атомы, прошедшие разрядную камеру и не испытавшие ионизации. Во-вторых, некоторая доля ускоренных ионов может попадать на поверхность стенок разрядной камеры. При этом они возвращают анодному блоку приобретенный импульс, т.е. не участвуют в создании тяги, и после рекомбинации на стенке изолятора покидают двигатель в виде нейтральных частиц.
Выражение для тяги можно записать в виде произведения идеальной тяги, которую создавали бы ионы, если бы они все проходили разность потенциалов, соответствующую напряжению разряда 1/р, и двигались параллельно оси двигателя, на коэффициент у, который характеризует потерю тяги, обусловленную тем, что ионы покидают двигатель с различными по величине и направлению скоростями:
R =	лrik ’	<3-4)
V м к	V м к
где цЛ — доля ионов кратности к в массовом потоке ионов на выходе из двигателя, цЛ	.
/ к
88
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Ток разряда складывается из электронного тока, поступающего в анодный блок из катодной плазмы, и тока ионов. Если бы каждый электрон, поступающий в анодный блок, инициировал лавину электронов, число которых удваивается после прохождения разности потенциалов, равной потенциалу ионизации, доля электронного тока в токе разряда могла бы быть ничтожной. Однако электроны тратят свою энергию не только на ионизацию, но и на другие неупругие столкновения с частицами и со стенками анодной камеры, и электронный ток по величине оказывается сравнимым с током пучка. Для учета этих потерь используется параметр гр, равный отношению силы тока ионов Jn к силе тока разряда
e^kmik
Вводя коэффициент потери напряжения т)г= у2 и учитывая, что JVP = t/pJp, из соотношений (3.3)...(3.5) можно получить выражение для анодного КПД:
Л« =Лг Л/Лс/Л«>	(3-6)
где гр — коэффициент потери КПД, связанный с наличием в плазменной струе ионов различной кратности, гр = = л/Адь	. Значения анодного КПД и тяги опре-
X к	У / к
деляют интегральную характеристику эффективности процессов ионизации и ускорения. Знание коэффициентов ц,, Лъ Ли Л« позволяет детально анализировать структуру потерь эффективности, что очень важно при оптимизации конструкции двигателя.
Расчет эффективности использования рабочего тела
Характерные зависимости коэффициента использования рабочего тела гр от геометрических размеров разрядной камеры, индукции магнитного поля, напряжения разряда и расхода рабочего тела могут быть получены на основе упро-
89
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 3.12. Характерные формы распределений потенциала плазмы <р, индукции магнитного поля) Bj и температуры электронов Те по длинеразрядной камеры
щенного анализа процессов в слое ионизации и ускорения в одномерном приближении. Согласно имеющимся экспериментальным данным основное падение потенциала в холловском двигателе сосредоточено в области максимальной индукции магнитного поля, а область с максимальной скоростью ионизации расположена там, где потенциал плазмы достаточно высок и близок к потенциалу анода. На рис. 3.12 приведены в безразмерном виде типичные распределения индукции магнитного поля В, потенциала плазмы ср и температуры электронов Те на средней линии разрядной камеры ХД (анод расположен слева, максимум индукции магнитного поля — вблизи среза разрядной камеры).
Предположим, что слой ионизации и ускорения состоит из двух отдельных зон. В первой зоне с перепадом потенциала Ut происходит ионизация нейтральных атомов, поступающих в разрядную камеру со стороны анода. Во второй зоне с перепадом потенциала UA ионизации нет, а происходит только ускорение ионов. Такое разделение области разряда на зоны достаточно условно, однако позволяет получить основные закономерности изменения параметров эффективности двигателя при изменениях его геометрии и режимов работы.
90
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Оценим характерную плотность потока нейтрального газа, при которой в ХД может быть обеспечена высокая степень ионизации. Режим течения нейтрального газа в разрядной камере близок к свободномолекулярному. Это означает, что атомы движутся практически без взаимных столкновений, отражаясь только от стенок камеры, а в области разряда они сталкиваются с ионами и электронами. Если нейтральный атом движется со скоростью v„ через область, занятую плазмой с концентрацией электронов пе, то средняя длина пробега до ионизации X, определяется выражением
Z,. =
(3.7)
где — произведение сечения ионизации на скорость электрона, усредненное по функции распределения электронов по скоростям
—J/(ve)oz(ve)vcdve.
(3.8)
Пусть L, — длина зоны ионизации. Вероятность ионизации атома в этой области, которая, по сути, равна коэффициенту использования рабочего тела, определяется следующим образом:
щ = l-expf~—^ = l-expf-^^^-Y	(3.9)
I К J I v„ )
где для краткости записи используется обозначение Р, =
В выражении (3.9) фигурируют параметры плазмы, усредненные по области ионизации. Чтобы оценить характерное значение концентрации электронов, воспользуемся условием квазинейтральности пе« л„ а концентрацию ионов л, оценим, разделив плотность тока ионов у, на их заряд и характерную скорость:
I м eV, е y2el/j
(3.10)
91
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Вероятность ионизации г] определяет отношение плотности потока ионов у„ выходящих из области ионизации, к плотности потока нейтрального газа на входе в эту область:
е та
-Пг-----
м sc
(3.11)
где Sc — площадь сечения канала в области ионизации, Sc = = dc — диаметр разрядной камеры по средней линии, hc — высота камеры.
Подставляя выражение (3.10) в (3.9) с учетом уравнения (3.11), получим уравнение для параметра т)г
Hr
= 1-ехр -г)г
Р, j та vJleMU, 1 Sc ?
(3.12)
Таким образом, если пренебречь потерями ионов на стенках, коэффициент использования рабочего тела будет определяться параметром
vJleMU, ' Sc ’
Уравнение (3.12) имеет ненулевое решение при условии £, > 1. График функции т]г(^), полученный в результате числен-
Р.
(3.13)
Рис. 3.13. Зависимость коэффициента использования рабочего тела т]г от параметра ----точное решение; — аппроксимация
92
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
него решения этого уравнения, показан на рис. 3.13. Эту функцию можно приближенно аппроксимировать выражением
Hr
»1-ехр
3
-D
(3.14)
тогда оценка газовой эффективности принимает вид
Hr
®1-ехр
зГ р,(^) L
2[v„yl2eMUI 1 Sc ?
(3.15)
Чтобы получить формулы, пригодные для практического применения, необходимо оценить значения величин £;, С/, и определить, как меняется температура электронов Те при различных режимах работы двигателя. Размер зоны ионизации определяется размером области с высоким значением индукции магнитного поля [3.59], которая, в свою очередь, пропорциональна межполюсному расстоянию, близкому по величине к высоте разрядной камеры. Поэтому при проведении качественного анализа интегральных характеристик принято считать, что длина зоны ионизации пропорциональна высоте разрядной камеры: L, = KLhc, где KL — некоторый коэффициент.
Зависимость p,(^L) может быть рассчитана по формуле (3.8), если известны сечение ионизации рабочего газа и функция распределения электронов по скоростям. Зависимость сечения ионизации атомов ксенона от энергии электронов показана на рис. 3.14. В случае максвеллов-
Рис. 3.14. Зависимость сечения ионизации ксенона от энергии электронов
93
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 3.15. Зависимость ^(Те) для ксенона
ского распределения электронов по скоростям зависимость p,(7L) имеет вид, показанный на рис. 3.15.
Результаты зондовых измерений в области разряда свидетельствуют о том, что средняя температура электронов в области ионизации растет с увеличением напряжения разряда приблизительно по линейному закону: Те« KTUP. Если предположить, что величина падения потенциала в области ионизации пропорциональна напряжению разряда: £7,= KVUV, то выражение для коэффициента использования рабочего тела принимает вид
т)г »1-ехр
зГ 1 KL ^KTUy) ma t 2^2л2еЛ/
(3.16)
Экспериментальные данные показывают, что с ростом напряжения разряда отношение средней энергии ионов к энергии, соответствующей напряжению разряда eUp, увеличивается. Это свидетельствует о том, что перепад потенциала в зоне ионизации возрастает медленнее, чем напряжение разряда. В предельном случае Ut= const зависимость величи-
ны т]г от параметров разряда принимает вид
Hr
«1-ехр
3	1	% PiWrUp) та
2 кл/2л2еМ л/СЛг” Nndc
-1
(3.17)
94
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Анализируя полученные выражения, можно сделать выводы об основных тенденциях изменения эффективности ионизации и анодного КПД двигателя при изменении напряжения разряда и расхода рабочего тела.
Закономерности изменения эффективности ХД
Как следует из выражений (3.16), (3.17), коэффициент использования рабочего тела снижается при уменьшении расхода рабочего тела. Это снижение можно компенсировать, уменьшая средний диаметр разрядной камеры, однако независимое изменение только одного этого размера в холловском двигателе невозможно. Анализ требований оптимальности конфигурации магнитного поля, которому посвящен следующий раздел данной главы, показывает, что обеспечение эффективной работы двигателя возможно только при так называемом "фотографическом" масштабировании, когда все размеры магнитной системы и разрядной камеры изменяются в одинаковой пропорции: hc -э- k,hc, dc -> k,dc и L, кД,. Пусть секундный массовый анодный расход рабочего тела уменьшается в кт раз: та —> ктта. Для сохранения постоянного значения параметра цг при "фотографическом" масштабировании необходимо все линейные размеры двигателя уменьшить пропорционально кт (к, — кт), однако реализация такого варианта масштабирования наталкивается на ограничения, связанные с тепловым состоянием двигателя и его ресурсом. Обобщение многочисленных экспериментальных данных показывает, что величина теплового потока на элементы конструкции примерно пропорциональна мощности разряда Np: Q « 0,35(1 - т]й)Ар. Поэтому при "фотографическом" масштабировании плотность теплового потока на элементы конструкции будет изменяться примерно пропорционально кт /к} и при к= кт< 1 будет возрастать. Это может привести к перегреву конструкции. Еше более серьезные проблемы возникают с ресурсом двигателя. Основным процессом, определяющим ресурс разрядной камеры ХД, является ионное распыление ее керамических стенок. Если предположить, что линей
95
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
ная скорость распыления изоляторов пропорциональна мощности двигателя, отнесенной к площади распыляемых поверхностей, то эта скорость должна изменяться пропорционально кт /к?. С учетом того, что высота керамических стенок разрядной камеры пропорциональна kh ресурс двигателя будет уменьшаться пропорционально к?/кт. Для сохранения постоянной плотности теплового потока на элементы конструкции масштабирование должно проводиться в соответствии с соотношением к, =-/к^, однако в этом случае значение параметра £, изменится в -Jk^ раз и во столько же раз изменится оцениваемый ресурс двигателя.
Из изложенного следует, что при традиционных конструкциях разрядной камеры и магнитной системы снижение мощности двигателя неизбежно сопровождается снижением коэффициента использования рабочего тела и ресурса. Поэтому при разработке ХД малой мощности основные усилия должны быть направлены на оптимизацию конфигурации магнитного поля, при которой обеспечивается максимальное значение параметра а также на поиск керамических материалов с повышенной стойкостью к ионному распылению.
Разработка ХД с повышенным удельным импульсом тяги требует повышения напряжения разряда. Зависимость коэффициента использования рабочего тела от напряжения разряда согласно выражениям (3.16) и (3.17) имеет сложный характер. На рис. 3.16 показаны зависимости коэффициента ц, от напряжения разряда при Uj — KL,UP и при Uj — const для нескольких значений отношения секундного массового расхода та к диаметру разрядной камеры по средней линии dc при v„= = 250 м/с. Представленные графики демонстрируют характерный вид зависимостей и, конечно, носят оценочный характер. В частности, коэффициент использования рабочего тела уменьшают потери ионов на стенках разрядной камеры, которые не учитывались в данном упрощенном рассмотрении.
Если 64 не зависит от напряжения разряда, то при фиксированном расходе рабочего тела величина т]г растет с увеличе-
96
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.16. Зависимость г\Т(17р):
a — KL = 1; Kv= 0,3; Кт =	KL = 1; U,= 100 В; Кг= 0,05
нием напряжения разряда. Если Ut = KLUV, то коэффициент использования рабочего тела при увеличении напряжения разряда может как возрастать, так и убывать. Характер его изменения в данном случае зависит от того, с какой скоростью
7-1571
97
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
возрастает функция $,(KTIQ — быстрее или медленнее, чем ^Up. Основная проблема разработки ХД с повышенным удельным импульсом тяги возникает при необходимости повышения напряжения разряда при фиксированной мощности двигателя. Так как повышение напряжения разряда необходимо компенсировать снижением расхода рабочего тела, в этом случае падение параметра т]г практически неизбежно.
Метод определения структуры КПД
Измерение коэффициентов, определяющих структуру анодного КПД, является нетривиальной задачей. В отличие от ионных двигателей поток ускоренных ионов в ХД не является моноэнергетическим, а сила ионного тока не поддается прямому измерению. Рассмотрим подход, позволяющий найти коэффициенты т)г, г|7, гц по результатам определения энергетического и углового распределений ионов в ускоренной плазменной струе [3.60]. Для этого используется зонд с задерживающим потенциалом. Принцип действия зонда основан на электростатическом разделении ионов и электронов отсечной сеткой с последующим электростатическим торможением ионов анализирующей сеткой.
Пусть j,*(0, U) — плотность тока ионов кратности к на коллектор зонда, расположенного на вращающейся штанге длиной L„ повернутой на угол 0 относительно оси двигателя, при величине задерживающего потенциала U. Если пучок аксиально-симметричен, ток, переносимый ионами с энергией в диапазоне е[1/, Г+ J[/] и в диапазоне углов [0, 0 + J0], определяется выражением
= -2 лхД sinQ^^^dUde,	(3.18)
где % — прозрачность сеток зонда.
Тяга, которую создают эти ионы,
лок т т2 • л	\2kell сД (0,U)	о.
dRk = -2nZ/7sin0cos0—J---' v 'dUdti, (3.19)
key M cU
98
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
а полная тяга, создаваемая ионами с кратностью к, определяется следующим образом:
Rk = -2л£| J^pt/ j J6 sin 6cos6	.	(3.20)
V Ле •	•	dU
При выводе выражения для тяги предполагается, что прозрачность % не зависит от энергии ионов, а процессы перезарядки на длине £г слабо изменяют исходные угловое и энергетическое распределения ионов на выходе из двигателя. Если бы все ионы имели одинаковую энергию, соответствующую напряжению разряда Up, они бы создавали тягу
RkE = -2п£2г^^^ JdOsinOcosO ;*(0,0),	(3.21)
а при отсутствии у этих ионов углового разброса их тяга составила бы
Rka =	ре sine;,* (6,0).
(3.22)
Таким образом, для коэффициента потери тяги получаем выражение
f^pesinecose^^6^
Rk J J	QU
Rk	л/2
JtT^pe sine;,* (e,0)
0
(3.23)
Если предположить, что ионы различной кратности имеют одинаковые угловые и подобные энергетические распределения, выражение для коэффициента потери тяги примет вид
R
Res
ptXesinecose^^)
J J	QU
о о _____
л/2
Jde sine;,. (6,0)
0
(3.24)
7*
99
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
где У,(0, U) — суммарная плотность тока ионов на зонд при запирающем потенциале U.
Для анализа закономерностей работы двигателя это выражение можно условно представить в виде произведения двух коэффициентов: у = у£уе, первый из которых описывает снижение тяги, обусловленное разбросом ионов по энергиям:
R
J J	dU
о о_____________________
___те/2
Jt/GsinGcosG J, (0,0) о
а второй — эффект угловой расходимости пучка:
те/ 2
J JO sin6cos6 ji (6,0)
о_____________________
те/2
JjGsinG jj (G, 0)
о
(3.25)
(3.26)
Рассчитанные по формулам (3.25) и (3.26) коэффициенты потери тяги при известных значениях долей ионов различной кратности и измеренных значениях напряжения разряда, мощности и тяги двигателя позволяют найти коэффициент использования рабочего тела т]г и параметр тр.
В качестве примера приведем результаты измерения параметров эффективности холловского двигателя КМ-88 с диаметром разрядной камеры по средней линии 88 мм при увеличении напряжения разряда с 300 до 1000 В. Зависимости параметров тр, тр, у£, уе, рассчитанные по этой методике при двух различных значениях анодного расхода рабочего газа (ксенона): 2,35 и 2,80 мг/с, показаны на рис. 3.17.
На основании полученных данных были сделаны следующие выводы об изменении эффективности работы двигателя с повышением напряжения разряда. Наиболее суше-
100
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.17. Параметры эффективности холловского двигателя: а — та= 2,35 мг/с; б — т0 = 2,80 мг/с
ственный вклад в величину КПД вносит параметр т],, который в основном определяет заметный рост КПД двигателя в диапазоне Up = 300...400 В. При увеличении напряжения
101
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
разряда свыше 400...500 В коэффициенты уе и у£ монотонно возрастают, что свидетельствует об уменьшении угловой расходимости плазменной струи и "сужении" распределения ионов по энергии. При напряжении выше 400 В коэффициент использования рабочего тела т]г с увеличением напряжения разряда монотонно уменьшается, что согласно изложенному выше может свидетельствовать о возрастании перепада потенциала в области ионизации U, либо об увеличении потерь ионов на стенках канала. Параметр гр также монотонно уменьшается, что является результатом возрастания доли электронного тока в токе разряда из-за увеличения поперечной проводимости плазмы.
3.2.2. Моделирование разряда в холловском двигателе
Результаты измерений параметров ионного потока в ускоренной струе могут быть использованы не только для расчета структуры КПД, но и для анализа распределения параметров плазмы в разряде ХД. Экспериментальным исследованиям закономерностей поведения локальных и интегральных характеристик ХД при изменении мощности и разрядного напряжения посвящено большое число теоретических и расчетных работ, однако в настоящее время формирование теории газового разряда в этих устройствах далеко от завершения. Основной проблемой, которая препятствует построению законченной теории или разработке достаточно быстрого и надежного численного алгоритма, является сложность динамики электронной компоненты. Функция распределения электронов по скоростям в плазме ХД сильно отличается от равновесной. Это в значительной степени снижает достоверность описания динамики электронов в гидродинамическом приближении. При использовании кинетического приближения и базирующихся на нем численных методов, таких как метод частиц в ячейках, основные проблемы возникают из-за огромной разницы пространственно-временных масштабов, характеризующих динамику электронов и тяжелых частиц. Поэтому в настоящее время
102
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
; численные модели не могут служить надежным инструмен-। том предсказания параметров двигателя на стадии его про-; ектирования. В такой ситуации более продуктивным может оказаться полуэмпирический подход, при котором аналити-* ческая или численная модель плазмы строится с использо-I ванием экспериментальных данных. Это позволяет упро-£ стить теоретическую модель и избежать использования в ней I плохо обоснованных упрощений.
Одним из наиболее продуктивных источников информа-L ции о процессах, происходящих в плазме ХД, является рас-I пределение ускоренных ионов по энергии. Энергетический | спектр непосредственно связан с конфигурацией электриче-| ского поля и пространственным распределением скорости [i образования ионов в разрядной камере двигателя. Поэтому г измерение энергетического спектра ионов можно рассмат-| ривать как способ дистанционного зондирования плазмы г ХД. Рассмотрим возможности использования эксперимен-| тальных данных о распределении ионов по энергии в уско-I ренной плазменной струе для анализа плазмодинамических | характеристик двигателя [3.61...3.63].
| Пусть х — координата, отсчитываемая вдоль продольной I оси ускорителя в направлении от анода к выходному срезу. | Примем максимальный потенциал анодной плазмы равным ср0 । и будем считать, что при х > 0 потенциал монотонно убывает. Г Уравнение непрерывности потока нейтрального газа имеет вид
i	d(n„V„)
!	v -^-^ = ~P,h„h,
ах
Г где п„, V„ — концентрация и средняя скорость нейтральных Г частиц соответственно.
1 Для описания динамики ионов будем использовать кине-| тическое уравнение
I	df, е dtp df] п .
I	V,—-------- — = p,«„«e8(v,),
I;	дх М dx av,.
I где v, — скорость ионов;/— функция распределения ионов по I скоростям; ср(х) — потенциал; 5(v,) — дельта-функция Дирака.
(3.27)
(3.28)
103
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Следствием уравнения (3.28) является уравнение непрерывности плотности тока ионов J, = en,V.
^- = е$1п„пе.	(3.29)
ах
Из уравнения (3.28) также можно получить значение концентрации ионов:
п; (х) = ./S Пе^ n^ds-	(3.30)
V2eJ0 д/ф(5)-ф(х)
Для замыкания системы уравнений воспользуемся экспериментальными данными об энергетическом распределении ионов в вытекающей из двигателя плазменной струе. Эти данные могут быть получены, например, при использовании стандартного зонда с задерживающим потенциалом. В одномерном стационарном приближении плотность тока ионов, регистрируемого этим зондом, может быть найдена из выражения
Л(ф,) = е Jp,(s)«e(s)«„(s)tfc,	(3.31)
о
где фг — задерживающий потенциал; х(срг) — координата точки, в которой потенциал равен фг.
В дальнейшем будем использовать безразмерную зондовую характеристику
^(ФГ) = Л(ФЭ/Л,	(3.32)
где jic —	— плотность тока на зонд при нулевом задержи-
вающем потенциале, т.е. плотность ускоренного пучка ионов в точке расположения зонда. Будем считать нулевым потенциал плазмы в точке расположения зонда. Сложение выражений (3.27) и (3.29) дает
ennV„ +ji =j„0,	(3.33)
104
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
где jm = en„aV„ — эквивалентная плотность тока нейтральных частиц при х = 0. Из выражений (3.27)...(3.33) можно найти концентрацию нейтрального газа:
nn=jna -ЛЛф(х)],	(3.34)
eVn
концентрацию электронов:
п 1 dji - Vn j«F'^ di? (3 35) dx p, (x) jna-jlcF(ip) dx’
где F'(<p) = JF(cp)/J(p, и концентрацию ионов:
ГОГ. F'(y) .	.....
п, = ~А Ь-уА I ~т=^Ф ,	(3.36)
v2<? ivv-Ф
(Функция F(v) является убывающей, поэтому значение концентрации nt в (3.36) положительно.)
Используя полученные выражения для концентрации ионов и электронов, можно определить пространственное распределение потенциала либо из уравнения Пуассона, либо из условия квазинейтральности. С учетом полученных соотношений уравнение Пуассона имеет вид
^2Ф = еДг VnF’(.q) dip +	7 F’(\p)
dx2 е0 Р,(1-т1гГ(ф)) dx \2е3 "° рф-ф
(3.37)
где т]г = jic/jna — коэффициент использования рабочего тела;
е0 — диэлектрическая проницаемость вакуума.
Согласно многочисленным экспериментальным данным и
результатам расчетов длина слоя ионизации и ускорения в ХД значительно превышает как дебаевский радиус, так и характерную длину ускорения, определенную по закону Чайлда-Ленгмюра. Поэтому для расчета потенциала более правильно использовать не уравнение Пуассона, а плазменное приближение, записывая условие квазинейтральности пе — п'.
Ж? = _	Р.^ t1 ~Чг ^(ф)] "f ^'(ф)
dx \2е3 V„ F'(ip) ' д/ф-ф'
105
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
Как было сказано выше, функция F(cp) может быть измерена в эксперименте. В этом случае численное интегрирование уравнения (3.38) позволяет восстановить распределение потенциала и из выражений (3.34), (3.36) найти nt и пп, если известны зависимости скорости нейтрального газа V„ и константы скорости ионизации 0, от координаты или потенциала, а также значение газовой эффективности цг.
Метод экспериментального определения параметра цг был описан выше. Для оценки скорости нейтрального газа V„ можно воспользоваться следующими соображениями. Газодинамические условия на границе анодной плазмы для нейтрального газа подобны условиям, возникающим при истечении разреженного газа в вакуум. Количество частиц, движущихся навстречу основному потоку, при приближении к слою ионизации быстро уменьшается из-за их "выгорания", поэтому средняя скорость потока на анодной границе близка к скорости звука. В рамках рассматриваемой здесь упрощенной одномерной модели можно считать среднюю скорость нейтрального газа постоянной вдоль слоя и равной скорости звука.
Зависимость 0,(ср) не поддается столь же простой оценке. Более того, данные экспериментальных исследований [3.64] показывают, что эта зависимость имеет немонотонный характер, и использование экспериментально определенной функции Г(ср) не позволяет полностью избавиться от необходимости моделировать динамику электронной компоненты, так как функция 0,(ср) зависит от распределения электронов по энергии. В то же время рассмотренный подход позволяет существенно упростить задачу моделирования слоя, так как при сделанных допущениях константа скорости ионизации остается единственной функцией, для которой необходимо задать закон зависимости от потенциала. Экспериментальные данные, полученные путем непосредственных зондовых измерений внутри разрядной камеры, чаще всего говорят о немонотонной зависимости температуры от потенциала. Тем не менее, для оценочных расчетов можно
106
г
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
принять один из наиболее простых вариантов зависимости, предложенный в [3.65]:
кТе =а£ф,	(3.39)
где а — эмпирический коэффициент; к — постоянная Больц-

мана.
Была сделана попытка уточнить эту зависимость путем учета "охлаждения" электронов в результате неупругих соударений со стенками разрядной камеры и эффекта вторичной электронной эмиссии [3.66]. Получено выражение
Те =т; 1-ехр — е ч	*- I » гг: *
I кТ„
(3.40)

где Т’ — критическая электронная температура, которая зависит от свойств материала стенок. Согласно оценке авторов [3.66], для диэлектрических стенок, выполненных из керамики на основе нитрида бора, Т* = 16,5 эВ.
Граничные условия задачи вытекают из представлений о зоне ионизации и ускорения как о слое, который разделяет области анодной плазмы с потенциалом, близким к потенциалу анода, и плазмы ускоренной струи. Поэтому напряженность электрического поля должна стремиться к нулю как при ср ф0, так и при ф -> 0. Рассмотрим, каким требованиям должна удовлетворять правая часть уравнения (3.38), чтобы выполнялись эти условия.
В случае стационарного состояния плазмы и при отсутствии столкновений, приводящих к появлению многократно заряженных ионов, в пучке не должно быть ионов с энергией, превышающей еф0, т.е. вблизи границы с анодной плазмой при ф -> ф0 функция Г(ф) должна стремиться к нулю. Если при этом функция Г'(ф) ограничена, для уравнения квазинейтральности справедливо асимптотическое выражение
(3’41) dx V е V„
Таким образом, уравнение квазинейтральности обеспечивает выполнение первого из перечисленных условий — равен-
107
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
ство нулю напряженности электрического поля на анодной границе слоя.
При ср —> 0 интеграл в выражении (3.38) является конечной величиной и при ц,< 1 напряженность электрического поля определяется значением отношения Pi(<p)/F’(q>). В типичных для ХД экспериментально определенных энергетических распределениях ионов при 0 < ср < (0,2...0,4)<ро функция F(cp) —> 1, а ее производная в пределах погрешности измерений равна нулю. Для получения решения, имеющего физический смысл, необходимо учесть, что вблизи этой границы существует слой, в котором энергия подавляющего большинства электронов еще недостаточна для ионизации нейтральных частиц. Если при ср -> 0 функция р,(ср) стремится к нулю быстрее, чем F'(cp), в решении уравнения (3.38) будет обеспечено плавное уменьшение напряженности электрического поля.
Описанная полуэмпирическая модель была протестирована при обработке экспериментально определенного энергетического распределения ионов в плазменной струе холловского двигателя КМ-60. Уравнение (3.38) решалось численно методом Рунге—Кутта 4-го порядка. Расчеты проводились при скорости нейтрального газа 290 м/с.
Способ тестирования алгоритма состоял в сравнении рассчитанного и экспериментально определенного распределений потенциала плазмы. Для измерения параметров плазмы в разрядной камере двигателя было установлено пять ленгмюровских зондов и еще три зонда было размещено снаружи разрядной камеры вблизи ее выходной кромки. Эксперименты проводились при двух режимах работы двигателя, различающихся расходом ксенона в анод и напряжением разряда. В первом режиме расход ксенона был равен 3,0 мг/с при напряжении разряда 300 В, во втором — 1,6 мг/с при напряжении 500 В. Коэффициент использования рабочего тела для этих режимов составил 0,84 и 0,76 соответственно. Результаты расчетов потенциала плазмы и зондовых измерений, а также распределения радиальной компоненты
108
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.18. Осевые распределения измеренного потенциала плазмы (1), рассчитанных потенциалов плазмы для модели (3.39) (2) и модели (3.40) (3) и радиальной компоненты индукции магнитного поля (4): а — Up = 300 В, та = 3,0 мг/с; б — Up = 500 В, та = 1,6 мг/с
магнитного поля вдоль средней линии разрядной камеры показаны на рис. 3.18.
Расчет параметров плазмы по формулам (3.34)...(3.36) не позволяет определить пространственное положение функций осевого распределения плотности плазмы и потенциала. Для того чтобы сделать возможным сравнение результатов расчетов и измерений, можно воспользоваться данными экспериментальных наблюдений, согласно которым основной перепад потенциала в СПД локализован в области с максимальной индукцией магнитного поля. В соответствии
109
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
с этим рассчитанные распределения были расположены так, чтобы максимум напряженности электрического поля совпадал с максимумом радиальной компоненты индукции магнитного поля на средней линии разрядной камеры. Как видно из полученных результатов, такой подход позволяет достаточно точно определить пространственное расположение слоя ускорения. Результаты расчета с использованием зависимости (3.40) более правильно отражают тенденцию изменения длины зоны ионизации и ускорения при изменении напряжения разряда и расхода нейтрального газа.
Существуют, по крайней мере, два способа практического применения данной модели. Во-первых, для анализа распределения электронов по энергиям внутри канала при совместном использовании модели и зондовых измерений. Модель энергетического распределения электронов может быть выбрана исходя из условия наилучшего совпадения рассчитанного и определенного экспериментально распределений потенциалов. Во-вторых, при адекватном выборе энергетического распределения электронов модель позволяет проводить экспресс-анализ параметров плазмы в разрядной камере ХД без использования технически сложных зондовых измерений.
Двумерная численная модель
Разработка численной модели, позволяющей получать количественно точное описание параметров плазмы в разряде холловского двигателя, представляет собой чрезвычайно сложную задачу. Средние длины пробега электронов для всех типов столкновений превышают как ларморовский радиус, так и характерный размер разрядной камеры, и функция распределения электронов по скоростям не является равновесной. Ионы в области разряда движутся практически без столкновений, поэтому их функция распределения также далека от равновесной и определяется видом пространственных распределений потенциала плазмы и объемной скорости ионо-образования. Кроме того, плазма в ХД характеризуется высокими градиентами температуры и концентрации в радиальном и осевом направлениях, а также широким спектром осе
НО
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
вых и азимутальных колебаний с частотами в диапазоне 104... 109 Гц. Поэтому адекватные результаты могут быть получены только при решении нестационарных кинетических уравнений в трехмерной расчетной области. Для численного решения такой задачи возможностей современных вычислительных средств недостаточно. Существующие кинетические модели, позволяющие получить результат за приемлемое расчетное время, строятся с использованием сильного упрощения задачи. Это приводит к значительному отличию результатов моделирования от экспериментальных данных.
Работы по созданию численных моделей разряда в ХД, как правило, преследуют следующие цели:
выделение из всего многообразия физических процессов, протекающих в разряде, наиболее важных и упрощение физико-математической модели таким образом, чтобы при существующих возможностях вычислительной техники добиться близкого к реальности результата. Наиболее часто встречающимися упрощениями являются решение задач в двумерных областях с осевой симметрией; описание динамики электронов в гидродинамическом приближении; расчет электрических полей в плазме исходя из условия квазинейтральности;
моделирование отдельных явлений, наблюдаемых в разряде, одним из которых являются азимутальные колебания плазмы, по современным представлениям, оказывающие определяющее влияние на электронную проводимость в области спадающего магнитного поля за срезом разрядной камеры. Большое число расчетных работ посвящено исследованию взаимодействия неравновесной плазмы с диэлектрическими и металлическими стенками разрядной камеры. Разрабатываются модели процессов в области наиболее интенсивной ионизации и в так называемой области ускорения, в которой происходит основное падение потенциала;
разработка упрощенных численных моделей с визуализацией результатов расчетов, которые позволят получить более наглядное представление о структуре разряда и использовать эти знания при анализе основных закономерностей работы двигателя.
111
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
В качестве примера рассмотрим подход к построению алгоритмов и некоторые результаты, полученные при помощи численной модели, которая была разработана для расчета параметров плазмы холловского двигателя [3.67, 3.68].
Функции распределения нейтральных атомов, ионов и электронов в модели являются двумерными в пространстве координат и трехмерными в пространстве скоростей. Кинетическое уравнение для нейтральных атомов включает в себя модельные интегралы столкновений, описывающие процессы ионизации и рекомбинации ионов и нейтральных атомов:
+v„	= -пе la i ve \f„ +	ехс (v „ )v„ft (v „) - /ст № V,. )/„, (3.42)
St dr '	'	'	'
где f„,f— функции распределения нейтральных атомов и ионов соответственно; г — радиус-вектор, определяющий положение частицы; <зехс — сечение резонансной перезарядки; а, — сечение ионизации; ve, v, , v„ — скорости электронов, ионов и нейтральных атомов соответственно.
Функция распределения ионов удовлетворяет кинетическому уравнению с интегралами столкновений, описывающими процессы ионизации и рекомбинации,
dfi - dfj е - „ Sfi I \ j. .
+v,: ~+—(Е +[v, х Я])^ = пе (aiуе )f„ (v,) +
St dr М	Sv,
+ О ехс (V,. )V,. [и, fn (v	(3.43)
где Е — напряженность электрического поля; В — индукция магнитного поля; М — масса иона.
При расчете функции распределения электронов учитываются процессы ионизации и возбуждения, а также упругие столкновения с нейтральными атомами:
d/e - dfe е , г,	dfe
—+ve—---------(E+[ve хБ])-5г- =
dt dr me	8ve
= I Q+n„ ne [(ст ve )(F; + Ff)+(p ex ve )Fex +
+	+стех +a J,	(3.44)
112
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
₽ где f — функция распределения электронов; а,,,— сечение уп-| ругих столкновений; <зех — сечение возбуждения электрона-| ми нейтральных атомов; F',(ye )d ve — вероятность того, что в I результате ионизационного столкновения первичный элек-| трон приобретет скорость в диапазоне [ve, ve +JvJ; функ-1 ции F”, Fex, Fel характеризуют аналогичные вероятности для 1, вторичного электрона и первичных электронов после столк-| новения с возбуждением и упругого столкновения с атомом | соответственно; IQ — интеграл кулоновских столкновений.
Распределение электрического потенциала определяется при помощи уравнения Пуассона, которое решается методом , последовательной верхней релаксации с ускорением по Чебышеву. Магнитное поле задается перед началом решения и считается фиксированным, т.е. влияние электрических токов !! в плазме на его индукцию игнорируется. Для моделирования • плазмы используется метод частиц в ячейках [3.69]. Уравне-' ния движения интегрируются методом "leap-frog" [3.70]. Столкновения электронов с нейтральными атомами модели-руются методом Монте-Карло.
На непроницаемых стенках для нейтральных атомов используется условие диффузного отражения с равновероятно направленной скоростью, определяемой температурой стенки. Для ионов на непроницаемых стенках предполагается процесс рекомбинации, и со стенки эмиттируется нейтральный атом со случайным направлением скорости и энергией, определяемой температурой стенки. Ионы покидают область моделирования через прозрачные границы; значения переносимого ими потока импульса суммируются для расчета тяги двигателя.
Для электронов задаются следующие граничные условия. На границах, соответствующих поверхности анода, электроны поглощаются; их заряды суммируются для расчета тока разряда. При столкновении с металлической или диэлектрической поверхностью в зависимости от энергии электрона может происходить либо его упругое отражение от пристеночного дебаевского скачка потенциала, либо его поглощение и, возможно, эмиссия вторичных электронов. Плаваю-
8-1571	ИЗ
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
щий потенциал металлической стенки определяется по суммарному накопленному заряду и затем используется в качестве граничного условия при решении уравнения Пуассона. На диэлектрической стенке пристеночный скачок потенциала рассчитывается в приближении плоского конденсатора. Электроны поступают в область расчета через поверхности, ограничивающие ее со стороны катодной плазмы. Величина потока электронов рассчитывается исходя из условия под держания квазинейтральности в узлах расчетной сетки, непосредственно примыкающих к граничной поверхности. Температура поступающих электронов задается как один из параметров решения.
Решение кинетических уравнений (3.42).„(3.44) проводится методом "частица—сетка". Перед началом основных итераций в расчетной области моделируется свободномолекулярное течение нейтральных атомов рабочего тела. После этого в область моделирования загружаются макрочастицы плазмы. Макрочастица представляет собой совокупность нейтральных атомов, ионов или электронов, число которых варьируется в зависимости от параметров задачи и обычно составляет 106...1010. Каждой частице приписываются координата и скорость так, чтобы распределение макрочастиц соответствовало заданному начальному распределению частиц плазмы в фазовом пространстве. Затем выполняется основной итерационный цикл. Заряды частиц раздаются в узлы сетки. Вычисленные в узлах плотности зарядов и рассчитанные граничные условия используются для решения уравнения Пуассона. Затем решаются уравнения движения, вычисляются новые координаты макрочастиц и разыгрываются столкновения, после чего итерационная процедура повторяется.
Для обеспечения устойчивого решения при моделировании плазмы методом частиц в ячейках шаг сетки не должен превышать радиус Дебая, который при параметрах плазмы, характерных для холловских двигателей, может составлять от нескольких десятков до нескольких сотен микрон. Задание расчетной сетки с таким шагом приводит к неприемлемо большому времени расчета. Решение этой проблемы дос-
114
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
к
л тигается путем использования специального приема [3.71], ' суть которого сводится к искусственному увеличению диэлектрической проницаемости вакуума е0. Это позволяет j. увеличить шаг сетки за счет увеличения модельного радиуса | Дебая. Кроме того, при увеличении параметра е0 в модели д уменьшается частота плазменных колебаний, что позволяет Й. увеличить шаг интегрирования по времени.
Приведем некоторые результаты моделирования параметров ХД с номинальной мощностью 200 Вт. Относительно малые размеры разрядной камеры позволили получить ква-зистационарные решения за приемлемое расчетное время. [. Вычислительные эксперименты проводились для двух режимов: с напряжением разряда 250 и 500 В при фиксированном  секундном массовом расходе ксенона в анод 0,8 мг/с. Изме-; ренные и полученные в результате моделирования инте-j гральные характеристики двигателя приведены в табл. 3.4.
Таблица 3.4
Измеренные и полученные в результате моделирования интегральные характеристики ХД с номинальной мощностью 200 Вт (эксперимент/расчет)
[ в	Ар, Вт	/₽, А	R, мН	А'дл’ £	По
f 250	165/137	0,66/0,55	8,5/10,1	1087/1288	0,275/0,467
! 500	360/292	0,72/0,58	14,1/15,9	1800/2030	0,347/0,544
При фиксированном расходе нейтрального газа в ХД наблюдается рост КПД и удельного импульса тяги при увеличении напряжения разряда. Эта тенденция была получена и с помощью численной модели. Однако рассчитанные значения тяги и удельного импульса тяги оказались выше полученных в эксперименте в среднем на 13 %, что привело к завышению расчетного КПД в среднем на 18 %. Ток разряда в ХД слабо зависит от разрядного напряжения и в основном определяется расходом нейтрального газа. Так, согласно экспериментальным данным при фиксированном расходе сила тока разряда выросла с 0,66 до 0,72 А при повышении
в-	115
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
напряжения разряда с 250 до 500 В. В результате численного моделирования были получены значения силы тока разряда в пределах от 75 до 85 % от измеренных. Основные причины различия результатов численного моделирования и экспериментальных данных выявляются при анализе структуры анодного КПД. Параметры эффективности, входящие в выражение для анодного КПД (3.6), приведены в табл. 3.5.
Таблица 3.5
Структура анодного КПД для ХД мощностью 200 Вт (эксперимент/расчет)
ир, в		Пг	П/	
250	0,275/0,467	0,758/0,938	0,681/0,991	0,533/0,503
500	0,347/0,544	0,805/0,987	0,674/0,98	0,640/0,563
Наиболее сильное расхождение получено для коэффициента т]7, расчетное значение которого близко к единице, тогда как для двигателей малой мощности характерные значения этого параметра обычно не превышают 0,6...0,7. Завышенные значения ц, можно объяснить несколькими причинами. Во-первых, решая задачу в двумерной аксиально-симметричной области, невозможно смоделировать азимутальные колебания, которые, как отмечалось выше, могут приводить к увеличению проводимости электронов. Поэтому в современных численных моделях для получения близкого к реальному тока разряда одной только классической проводимости электронов поперек магнитного поля оказывается недостаточно. Наряду с проводимостью, обусловленной столкновениями электронов с атомами и ионами плазмы, в двумерных моделях приходится вводить искусственную проводимость, величина которой является, как правило, варьируемым параметром задачи. Так как в описываемой модели для электронов предполагаются только классические механизмы проводимости, ток разряда оказывается ниже реального, что повышает параметр гр. Во-вторых, в алгоритме используется упрощенный подход
116
Глава 3. ХДс замкнутым дрейфом электронов
к моделированию пристеночных процессов. В частности, падение потенциала в пристеночных дебаевских слоях учитывается только в граничных условиях, поэтому падение потенциала в предслое, ширина которого сравнима с шириной разрядной камеры, в модели отсутствует. В результате образующиеся в зоне ионизации ионы "не чувствуют" расфокусирующего электрического поля вблизи стенок изолятора. Это приводит к занижению потерь ионов на стенках, росту тока ионов, покидающих ускорительный канал, что также приводит к увеличению значения ц,. По этой же причине оказывается завышенным и значение коэффициента использования рабочего тела цг.
Несмотря на значительное различие реальных и смоделированных значений коэффициентов эффективности (составляющих полного КПД) модель правильно отражает тенденции изменения параметров двигателя при изменении напряжения разряда. Рост анодного КПД при увеличении напряжения разряда в основном связан с ростом коэффициента использования рабочего тела цг. Эта тенденция объясняется главным образом повышением температуры электронов и соответствующим увеличением частоты ионизации нейтрального газа. Другой причиной повышения анодного КПД при увеличении мощности является монотонный рост эффективности использования напряжения разряда (цД.
Полученные в расчете пространственные распределения концентрации ионов плазмы, потенциала плазмы и температуры электронов для обоих режимов показаны на рис. 1...3 вклейки (г, z — координаты в радиальном и осевом направлениях соответственно). Наряду с изотермами на рис. 3 белым цветом показаны силовые линии магнитного поля. Видно, что распределения параметров плазмы схожи для обоих напряжений разряда. Можно выделить так называемое ядро ионизации — область, в которой рождающиеся ионы имеют сравнительно низкую скорость и, соответственно, высокую концентрацию. При увеличении напряжения разряда концентрация ионов плазмы падает, а зона ионизации становится более короткой в осевом направлении.
117
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Максимальное значение температуры электронов в разрядной камере возрастает при увеличении напряжения разряда. В прианодной области средняя температура электронов слабо зависит от напряжения разряда и находится в пределах 2...8 эВ. Можно отметить, что в обоих смоделированных режимах максимум температуры располагается вблизи седловой точки магнитного поля, т.е. точки, в которой радиальное распределение индукции магнитного поля достигает минимума, а осевое — максимума. В области катодной плазмы вплоть до среза разрядной камеры, а также в прианодной зоне с высоким значением потенциала плазмы линии равной температуры электронов близки к силовым линиям магнитного поля, т.е. градиент температуры электронов вдоль силовой линии магнитного поля мал. Это свидетельствует о том, что функция распределения электронов в этих областях близка к равновесной. Там, где энергия электронов высока, имеется заметный градиент температуры вдоль силовых линий магнитного поля.
Таким образом, рассмотренная модель позволяет анализировать основные тенденции изменения интегральных характеристик ХД и параметров разряда при изменениях режима работы двигателя. Существование полученного в расчете ядра ионизации, которое локализовано в области нарастания индукции магнитного поля от анода к срезу разрядной камеры, подтверждается многочисленными экспериментами, включая прямые зондовые измерения [3.64]. Проведенные расчеты подтвердили тесную взаимосвязь между пространственным распределением параметров плазмы и конфигурацией магнитного поля.
3.2.3. Поведение слоя ионизации и ускорения
Оценки зависимости параметров эффективности двигателя от напряжения разряда и расхода рабочего тела позволяют понять общие закономерности процессов в разряде, однако многие детали при этом выпадают из рассмотрения. Так, например, ни один из описанных выше под
118
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
ходов не позволяет точно определить пространственное расположение ядра ионизации и слоя ускорения, в то время как эта информация является очень важной при оптимизации конструкции двигателя. Глубина расположения ядра ионизации относительно выходного среза разрядной камеры влияет на величину потерь ускоряемых ионов на стенках разрядной камеры и, как будет показано ниже, на ресурс ХД. Поэтому для исследования пространственных распределений параметров разряда в канале ХД, а также закономерностей изменения этих распределений при изменении напряжения разряда и расхода рабочего тела необходимы прямые зондовые измерения. В данном разделе приведены результаты экспериментального исследования параметров плазмы в холловском двигателе [3.72], выполненного при помощи пристеночных ленгмюровских зондов.
В экспериментах использовалась лабораторная модель ХД КМ-8 8 с номинальной мощностью 1,5 кВт. Диаметр разрядной камеры по средней линии равен 88 мм. Стенки разрядной камеры изготовлены из керамики БГП-10. Внешний вид двигателя приведен на рис. 3.19, а на рис. 3.20 бо-
Рис. 3.19. Внешний вид лабораторной модели ХД КМ-88, оснащенной пристеночными зондами
119
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Рис. 3.20. Разрядная камера, оснащенная пристеночными зондами
лее крупно показана внешняя стенка разрядной камеры с установленными в ней зондами. Всего было использовано 12 зондов: 9 размещено в камере и 3 — снаружи, вблизи среза двигателя. Внутри разрядной камеры зонды установлены заподлицо со стенкой с шагом I мм по оси и смещены по азимуту на 7,5° каждый по отношению к соседнему зонду, т.е. все 9 зондов размещены в пределах 60°. Внешние зонды расположены на одной линии вдоль оси разрядной камеры и отстоят от среза двигателя на 3, 9 и 15 мм. Внутренние зонды выполнены из вольфрам-рениевой проволоки диаметром 0,5 мм, внешние — из вольфрамовой проволоки диаметром 1,0 мм.
Как показали эксперименты, присутствие зондов не оказало заметного влияния на режим работы и выходные характеристики двигателя. Наряду с зондовыми измерениями в разрядной камере в процессе экспериментов измерялись параметры плазменной струи двигателя. Для этого использовался зонд с задерживающим потенциалом и термоэмиссионный зонд, расположенные на расстоянии 1500 мм от среза двигателя. Типичная вольт-амперная характеристика (ВАХ) ленгмюровского зонда, расположенного на стенке разрядной камеры, показана на
120
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
рис. 3.21. Потенциал плазмы определялся по положению перегиба в ВАХ, т.е. в точке, где первая производная ВАХ достигала максимума. Обычно этой же областью ВАХ пользуются для определения электронной температуры, что может приводить к серьезным погрешностям. Дело в том, что при больших токах на зонд происходит его разогрев, в результате изменяется ток его термоэмиссии, что приводит к искажению получаемых результатов. В этом случае для определения электронной температуры удобнее пользоваться участком ВАХ в области плавающего потенциала [3.73] и определять электронную температуру с помощью формулы
\n(dJ/dU) = const+UlTe,	(3.45)
где J — сила тока на зонд; U — потенциал зонда.
Следует отметить, что полученное значение может лишь качественно отражать среднюю энергию хаотического движения электронов. Дело в том, что при такой обработке результатов не учитывается неравновесный характер функции распределения электронов по скоростям, а также влияние на вольт-амперную характеристику магнитного поля. По
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
этому все графики, приведенные в данном разделе, следует рассматривать скорее как качественные данные, позволяющие проводить сравнительную оценку различных режимов разряда в ХД.
Измерения локальных параметров плазмы проводились при напряжениях разряда 300... 1000 В и массовых секундных расходах ксенона через анод 1,5...3,5 мг/с. Типичные результаты обработки зондовых измерений: распределения вдоль стенки разрядной камеры потенциала плазмы, отнесенного к напряжению разряда (£4л/Ц,), напряженности электрического поля Е и температуры электронов Те представлены на
Рис. 3.22. Изменения относительного потенциала плазмы (а), напряженности электрического поля (б) и температуры электронов (в) вдоль разрядной камеры двигателя КМ-88 в зависимости от напряжения разряда при постоянном анодном расходе ксенона (та = 2,5 мг/с):
-О- ир = 300 В; —A— Up = 700 В; -*- Up = 1000 В
122
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.23. Зависимость максимального значения температуры электронов от напряжения разряда для различных значений анодного расхода ксенона:
—О— та = 1,5 мг/с; —та = 2,5 мг/с; — А— та = 3,5; линейная аппроксимация Те = 0,1078 Т/р + 11,777
рис. 3.22, 3.23. Анализируя полученные результаты, можно заметить следующие закономерности.
При повышении напряжения разряда и постоянном расходе происходит рост величины U^JUp, а для значений Up~ 790... 1000 В начинает формироваться зона с наличием максимума в распределении потенциала. Максимальное значение напряженности электрического поля Етах растет, а зона с большими значениями напряженности электрического поля (слой ускорения) расширяется как в сторону катодной, так и в сторону анодной плазмы. Осевое положение максимального значения напряженности электрического поля практически не меняется, за исключением режима с расходом 3,5 мг/с, когда при повышении Up с 300 до 500 В происходит смещение положения Етах к срезу двигателя на 4—5 мм, что, по-видимому, связано с перестроением режима работы двигателя. Температура электронов растет практически линейно (см. рис. 3.23) по закону
ТЛэВ]~0,1еГр[В]+12.	(3.46)
123
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Отклонения от этого закона возникают из-за снижения темпа роста Те с возрастанием Up в диапазоне Up = = 400...500 В (для та = 1,5 и 2,5 мг/с) на уровне 55...60 эВ, а также в диапазоне Up > 700 В на уровне 100... НО эВ. При этом зона с высокими значениями Те расширяется с некоторым смещением осевого положения Тетах на малых расходах (1,5 мг/с) в сторону среза двигателя, а на больших (3,5 мг/с) — в сторону анода. В то же время при та — 2,5 мг/с эта область расширяется в обе стороны, а положение Тстах на оси разрядной камеры практически не изменяется.
При увеличении анодного расхода и постоянном напряжении разряда не происходит заметного изменения значения Етах. В некоторых режимах (например, при Up ~ 500, 700 В) происходит смещение Етах по оси разрядной камеры на 5...7 мм в сторону среза двигателя. Размер зоны с заметным значением Е существенно не изменяется. Максимальное значение Те слабо зависит от анодного расхода газа.
Тенденции изменения пространственных распределений параметров плазмы при увеличении напряжения разряда и постоянной его мощности продемонстрированы на рис. 3.24. Представлены результаты исследования двух режимов с мощностью 885 Вт: Up — 300 В, та = 3,5 мг/с и Up — 790 В, та = 1,5 мг/с. На графиках показаны значения Um, Tf и Е, нормированные на их максимальные значения, которые были получены при высоком напряжении. Сравнивая полученные результаты, можно отметить, что при повышении напряжения разряда относительный потенциал на анодной границе зоны ускорения заметно повышается и формируется максимум в распределении потенциала со значением Um/Up > 1. Более чем в три раза возрастает максимальное значение напряженности электрического поля, положение Етах на оси разрядной камеры практически не меняется, а зона с заметным значением Е расширяется в основном в сторону анода. Максимальное значение электронной температуры растет примерно пропорционально Up, а зона с высокими значениями Те расширяется в сторону как анодной, так и катодной плазмы.
124
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.24. Распределения нормированных параметров плазмы вдоль разрядной камеры при двух значениях напряжения разряда и анодного расхода и фиксированной мощности разряда:
—О— Up = 300 В, та = 3,5 мг/с; —Ц, = 790 В; та = 1,5 мг/с
Большой практический интерес представляют осевые распределения объемной скорости образования ионов dn,	/ \
—-=пеп„(с/Уе), так как наряду с интенсивностью иониза-dt	'	'
ции они характеризуют положение ядра ионизации и его протяженность. При использовании традиционных методов зондовой диагностики данная характеристика плазмы не может быть измерена, так как для этого требуется информация о распределении концентрации нейтральных частиц вдоль канала. Поэтому для определения скорости ионообра-зования использовалась полуэмпирическая модель, описанная в предыдущем разделе, которая позволяет проводить
125
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
оценку пространственных распределений параметров плазмы на основе измеренных энергетических распределений ионов в плазменной струе. Некоторые полученные результаты приведены на рис. 3.25, 3.26.
Рис. 3.25. Изменение объемной скорости образования ионов вдоль разрядной камеры двигателя КМ-88 в зависимости от напряжения разряда при постоянном анодном расходе ксенона (та = 2,5 мг/с): -----ир = 300 В; — Up = 700 В;--- Up = 1000 В
Рис. 3.26. Изменение объемной скорости образования ионов вдоль разрядной камеры при различных значениях напряжения разряда и анодного расхода и фиксированной мощности разряда:
-----Up = 790 В, та = 1,5 мг/с;--Up = 300 В, та = 3,5 мг/с
126
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
При постоянном массовом секундном расходе рабочего тела через анод (та — const) зона ионизации практически не смещается, за исключением режимов с ти = 2,5 мг/с и Up равным 300 и 1000 В, когда зона ионизации заметно смещена к аноду. При постоянном напряжении разряда (Ц, = const) и увеличении анодного расхода максимальное значение скорости ионообразования растет примерно пропорционально квадрату расхода рабочего тела (dnjdt ~ т2а). При этом зона ионизации сжимается и смещается к срезу двигателя. Сравнение данных, полученных для режимов с одинаковой мощностью и различными напряжениями разряда, показывает, что скорость образования ионов изменяется примерно пропорционально та, зона ионизации при увеличении напряжения уширяется в обе стороны, а положение максимального значения скорости образования ионов смещается в сторону анода.
Полученные качественные данные о влиянии напряжения разряда и анодного расхода рабочего тела на характеристики ядра ионизации и слоя ускорения продемонстрированы на рис. 3.27.
ПАРАМЕТРЫ ДВИГАТЕЛЯ	ТЕМПЕРАТУРА ЭЛЕКТРОНОВ	ПОВЕДЕНИЕ ЗОНЫ ИОНИЗАЦИИ	ПОВЕДЕНИЕ ЗОНЫ УСКОРЕНИЯ
Т Up; та = const	Те~0,1е1Ур		J^max У * i	_
		const	const
Up = const;	Te ~ const	, dni Д2 Ж' К срезу двигателя	—... К срезу двигателя
Wp; lma (Np= const)	Те~0,1е(7р	dn: Д2	Тяглах Каноду<—J j 1 const
		К аноду	const
Рис. 3.27. Влияние напряжения разряда и анодного расхода рабочего тела на ядро ионизации и слой ускорения
127
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
3.3. Ключевые проблемы создания новых двигателей
3.3.1. Оптимизация конфигурации магнитного поля
Конфигурация магнитного поля в ХД является определяющим фактором с точки зрения формирования структуры разряда и обеспечения эффективности работы ускорителя. Проведенные ранее исследования [3.74] показали, что свойства разряда существенно зависят от закона изменения радиальной компоненты магнитного поля вдоль разрядной камеры. Было экспериментально обнаружено, что наименьший ток разряда достигается при таком пространственном распределении индукции магнитного поля, когда ее радиальная компонента Br(z) увеличивается по мере удаления от анода (yzBr > 0) и достигает максимального значения вблизи выхода из разрядной камеры. При < 0 наблюдалось возрастание силы тока разряда и увеличение амплитуды его колебаний. Теоретические исследования этого эффекта [3.75] показали неустойчивость потока, в котором индукция магнитного поля уменьшается в направлении движения ионов.
В большинстве последующих работ, посвященных исследованию влияния конфигурации магнитного поля на параметры разряда и выходные характеристики двигателя, основное внимание уделялось вопросам фокусировки ускоряемых ионов [3.76, 3.77]. Возможность управления распределением напряженности электрического поля в разряде ускорителя обусловлена эффектом "термализации потенциала" [3.11]. В типичных условиях холловского разряда подвижность электронов поперек магнитного поля существенно ниже их подвижности вдоль силовых линий. Двигаясь вдоль силовых линий магнитного поля, электроны находятся в "больцмановском" равновесии: действие силы, обусловленной градиентом давления, уравновешивается силой электрического поля. При низких температурах изменение потенциала вдоль силовой линии магнитного поля мало, а сама силовая линия совпадает с эквипотенциальной линией электрического поля, поэтому, изменяя форму силовых линий магнитного поля, можно воздействовать на электрическое поле
128
Рис. 1. Распределение концентрации ионов плазмы: а - Up = 250 В; б - Up = 500 В
г, мм
и^в
б)
Рис. 2. Распределение потенциала плазмы: а - Ц, = 250 В; б - Up = 500 В
Рис. 3. Распределение температуры электронов: а - Up = 250 В; б-Up = 500 В
JB/JH=0,7
JE/JK = 1,0	Br, Гс
Л/.4=1,5	в„тс
Рис. 4. Конфигурации магнитного поля при различных соотношениях сил токов в магнитных катушках
г, мм
FB(r) , Гс/мм
м 40
Рис. 5. Результаты расчета функции FB (г) (я) и концентрации ионов (б)
JV!JV=O,1	F„(г), l c/мм
Рис. 6. Силовые линии магнитного поля и линии постоянного уровня функции FB(r) при различных соотношениях сил токов в магнитных катушках

0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7 Pl
а)
0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7 Pl
б)
Рис. 7. Выходные характеристики двигателя при р4 = 3 мм: а - анодный КПД; б - анодный удельный импульс тяги
f с
л уд «’ v
1 2050
2030
2010
Д 1990
й- 1970
| 1950
I 1930
I 1910
I" 1890
1870
1850
FB(r\ Гс/мм
 18
I 17
I 16
I 15
I 14
-	13
-	12
I 11
 10
p
I 4
I 3 b
 0
Св(г), Гс/мм
I 15
I 14
I 13
s 12
В ii
7 io
I8
I
I 13
2
1
О
Рис. 8. Силовые линии магнитного поля и функция FB (/*) : а - Pi = 0,3; Pi = 0,2; б-р1 = 0,4; р2 = 0,3
Рис. 9. Экспериментальные значения анодного удельного импульса тяги и вычисленные значения параметра G
Рис. 10. Конфигурация магнитного поля в области разрядной камеры и границы зон эрозии наружного (А) и внутреннего (Б) изоляторов
Рис. 11. Холловский двигатель
КМ-88 в работе
Рис. 12. Ионный плазменный двигатель в работе
Потенциал, В
Рис. 13. Распределение параметров плазмы в ИД: а - потенциал плазмы; б - плотность плазмы; в - температура электронов
г, мм
20	30	40	50
60	70	80 z,мм
Рис. 14. Пример обработки результатов зондовых измерений. Синим цветом показаны силовые линии магнитного поля; звездочками - область ГРК, в которой образуются ионы, достигающие плазменного электрода
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
и управлять потоком ионов, добиваясь его наилучшей фокусировки. Основная идея фокусировки состоит в создании такого магнитного поля, силовые линии которого имеют выпуклую форму и формируют "плазменную линзу", что позволяет минимизировать потери ионов на стенках и обеспечить высокие коэффициент использования рабочего тела и КПД двигателя.
Как показывает практика, конфигурация магнитного поля, обеспечивающая наилучшие выходные характеристики ХД, не всегда соответствует представлениям об оптимальной форме "плазменной линзы". Наиболее вероятной причиной этого является нарушение условий, для которых было введено понятие "термализованный" потенциал. В реальном разряде электроны характеризуются неравновесной функцией распределения, а их температура достаточно высока. Это приводит к возникновению радиальных электрических полей и существенному нарушению условия эквипотенциальности силовых линий магнитного поля. Зондовые измерения [3.64], а также результаты численного моделирования показывают, что условия "термализации" потенциала реализуются только в области анодной и катодной плазмы, т.е. там, где температура электронов невелика. В области ускорения ионов температура электронов имеет высокий градиент в радиальном направлении, а форма эквипотенциальных линий существенно отличается от формы силовых линий магнитного поля.
Условия положительного градиента магнитного поля и вогнутости силовых линий в сторону анода являются качественными и не накладывают строгих ограничений на конструкцию магнитной системы ХД. В то же время хорошо известно, что небольшие изменения конфигурации магнитного поля иногда могут приводить к значительным изменениям выходных характеристик и перестроению разряда. Исследования зависимости выходных характеристик двигателя от соотношения сил токов в магнитных катушках показывают, что в оптимальном режиме силовые линии магнитного поля должны быть симметричны относительно средней линии разрядной камеры. При нарушении симметрии наблюдаются возрастание силы тока разряда и увеличение угловой расходимости ионного пуч
10-1571
129
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
ка. Однако критерий симметрии силовых линий также достаточно субъективен и дает только качественное представление об оптимальной организации магнитного поля.
В качестве примера рассмотрим конфигурацию магнитного поля в одной из моделей холловского двигателя, магнитная система которого имеет традиционную геометрию с полюсными наконечниками, расположенными вблизи внешнего среза разрядной камеры, и магнитными экранами, формирующими так называемую "магнитную линзу" (рис. 4 вклейки). Кроме силовых линий на рис. 4 вклейки цветом показана напряженность магнитного поля. Три представленных варианта различаются соотношением силы тока во внутренней JB и наружной JH катушках. Эксперименты показали, что при фиксированных напряжении и мощности разряда максимальная тяга достигается при конфигурации, соответствующей JB/JH = 1,0.
На первый взгляд, различия конфигураций довольно незначительны. Можно отметить изменение наклона силовых линий по отношению к средней линии разрядной камеры, однако варианты, соответствующие значениям JB/JH 1,0 и 1,5, одинаково хорошо удовлетворяют качественному критерию "симметрии". Также практически идентичны осевые распределения радиальной компоненты индукции магнитного поля на средней линии разрядной камеры (рис. 3.28).
Рис. 3.28. Осевые распределения радиальной компоненты индукции магнитного поля при различных соотношениях токов в магнитных катушках
130
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Доля потерь ионов на стенках разрядной камеры, очевидно, зависит не только от пространственного распределения потенциала плазмы, но и от положения ядра ионизации. Если ядро ионизации находится не вблизи средней линии разрядной камеры, а смещено в направлении одной из его стенок (например, так, как на рис. 1, б вклейки), наименьшие потери ионов на стенках будут достигнуты при некотором наклоне эквипотенциалей в противоположном направлении. Большое количество экспериментальных данных, включая прямые зондовые измерения, свидетельствует о том, что наиболее интенсивная ионизация нейтрального газа происходит в области, осевое положение которой совпадает с положением максимума градиента \7гД, вычисленного на средней линии разрядной камеры. Для выяснения взаимосвязи конфигурации магнитного поля и пространственного положения ядра ионизации в работе [3.78] была введена функция координат г, которая равна производной от абсолютной величины индукции магнитного поля |^|, взятой вдоль нормали п к силовой линии, проходящей через точку г (рис. 3.29). Математически эту величину можно
Рис. 3.29. Схема к расчету функции FB(r)
10*
131
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
представить как проекцию градиента величины |Б| на направление, перпендикулярное к вектору В\
р (Я) = l^(r)xVl^(f)ll	(3.47)
|2?(г)|
На рис. 5 вклейки показаны результаты расчета этой функции для конфигурации магнитного поля, которая использовалась в численной двумерной модели, описанной в предыдущем разделе. Здесь же приведено распределение концентрации ионов, полученное в расчете. Представленные результаты показывают, что область максимума функции FB(r) расположена примерно там же, где находится ядро ионизации. Если предположить, что положение ядра ионизации вблизи средней линии разрядной камеры обеспечивает минимальные потери ионов на стенках, то критерием оптимальности магнитного поля может быть близость к средней линии максимума функции FB (г). Вернемся еще раз к трем конфигурациям магнитного поля, показанным на рис. 4 вклейки, и рассчитаем для них пространственные распределения FB(r). Результаты такого расчета приведены на рис. 6 вклейки.
Сравнивая полученные результаты, можно отметить, что по мере изменения соотношения токов в катушках происходит смещение области максимального градиента магнитного поля в радиальном направлении. Оптимальному магнитному полю (вариант JB/JH = 1,0) соответствует положение максимального градиента вблизи средней линии разрядной камеры. Однако обнаруженная корреляция требует тщательной проверки, так как может быть специфическим свойством одной конкретной магнитной системы.
Рассмотрим результаты экспериментов, посвященных всестороннему систематическому исследованию влияния конфигурации магнитного поля на интегральные характеристики ХД [3.78, 3.79]. Для проведения этих исследований была разработана специальная лабораторная модель холловского двигателя КМ-64-4К, конструкция которой позволяет кардинально менять конфигурацию магнитного поля в ходе эксперимента.
132
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
—Катушка №4
Ш/. 7//////М
WSSSSSSSSSSSSSt
/ I . W-*	Г
< zz/z/zz/z/zz/z/z^
Магнитопровод
—Катушка №3

Анод
-Разрядная камера
।---Катушка №2
шглшшгггшш
----Катушка №1
w
Рис. 3.30. Схема лабораторной модели ХД КМ-64-4К
Магнитная система двигателя, схема которого показана на рис. 3.30, состоит из магнитного контура и четырех коаксиально расположенных магнитных катушек — двух основных и двух дополнительных. Дополнительные катушки довольно широко используются в лабораторных моделях холловских двигателей для расширения возможностей управления магнитным полем [3.38, 3.80, 3.81]. Наиболее часто применяется так называемая "подрезывающая" катушка, которая позволяет изменять положение максимума и величину градиента радиальной компоненты индукции магнитного поля со стороны анода. Новизна приведенной на рис. 3.30 схемы состоит в том, что в ней использована дополнительная пара магнитных экранов. Они обеспечивают возможность изменять не только величину градиента \7Д и положение максимума Вг на средней линии разрядной камеры, но также и форму силовых линий при фиксированном положении максимума индукции магнитного поля. Диаметр разрядной камеры по средней линии ХД был выбран равным 64 мм при высоте камеры 16 мм.
Систематическое исследование всех возможных конфигураций магнитного поля в двигателе является трудновыполни
133
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
мой задачей. Управление четырьмя независимыми катушками методом последовательного изменения токов в каждой из них потребовало бы огромного количества измерений. Для того чтобы сузить область поиска и получить необходимую информацию за приемлемое время, была выработана следующая методика проведения экспериментов. Описание различных вариантов конфигурации магнитного поля проводилось при помощи четырех параметров, т.е. по числу степеней свободы магнитной системы. Первые два параметра: рх и р2 — это отношения числа ампер-витков в первой и второй магнитных катушках соответственно к общему числу ампер-витков. Параметр р2 может принимать отрицательные значения, так как учитывается направление токов в катушках. Положительным считается направление тока в первой катушке. В качестве третьего параметра — р2 было выбрано максимальное значение радиальной компоненты индукции магнитного поля на средней линии разрядной камеры. Четвертый параметр — рА равен расстоянию от положения этого максимума до внешней кромки изоляторов разрядной камеры.
Эксперименты состояли из отдельных серий. В каждой серии фиксировался параметр рА. На области возможных изменений параметров рх и р2 задавалась прямоугольная сетка. В каждом узле этой сетки экспериментально подбиралось оптимальное значение параметра р2. Оптимальным считалось значение, обеспечивающее наибольший анодный КПД при фиксированных расходе рабочего тела и напряжении разряда. По результатам каждой серии строились зависимости тяги, анодного удельного импульса тяги и анодного КПД от двух переменных: р} и р2. Затем, на этапе анализа экспериментальных данных, на той же сетке параметров проводились расчеты магнитного поля и исследовалась корреляция коэффициентов эффективности двигателя с различными характеристиками магнитного поля.
Эксперименты проводились при напряжении разряда 500 В и секундном массовом расходе ксенона через анод 1,6 мг/с. На рис. 7 вклейки в качестве примера представлены результаты измерения анодного КПД и анодного удельного
134
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
импульса тяги двигателя при р4 = 3 мм. Значения параметров показаны цветом. Необходимо отметить, что не при всех комбинациях параметров рх и р2 удалось добиться устойчивой работы двигателя. Поэтому измерения тяги проводились только для стабильных режимов с достаточно высокими выходными характеристиками. Видно, что в области параметров рх, р2 имеется оптимум по КПД и удельному импульсу тяги. Можно условно выделить два ортогональных направления (см. рис. 7, б вклейки): % — вдоль которого изменения незначительны и находятся в пределах погрешности измерений и у — вдоль которого изменения более существенны.
Сравним конфигурации магнитного поля и значения функции FB(r) в двух точках А и Б, отмеченных на рис. 7, б вклейки. На плоскости параметров рх, р2 этим точкам соответствуют следующие значения: А (0,3; 0,2) и Б (0,4; 0,3). Взаимное расположение этих точек позволяет проанализировать изменения конфигурации магнитного поля в направлении, близком к направлению у. Более высокие характеристики были получены в точке А — анодный удельный импульс тяги для нее выше, чем для точки Б, на 100 с, а анодный КПД — на 1,5 %. Значения функции FB(r) для этих двух вариантов конфигурации показаны на рис. 8 вклейки. Из рисунка видно, что выделить какой-либо из двух вариантов, используя критерий близости максимума функции FB(r) к средней линии разрядной камеры, довольно сложно. Таким образом, расчет функции FB(r) может быть полезен с точки зрения оценки положения ядра ионизации, однако на базе только этой функции нельзя построить критерий оптимальности конфигурации магнитного поля.
Одним из ключевых факторов, определяющих значения КПД и анодного удельного импульса тяги, является степень ионизации рабочего тела. При фиксированных напряжении разряда и расходе рабочего тела это влияние наиболее явно проявляется в изменении удельного импульса тяги. Поэтому формирование хорошо сфокусированного ионного потока не является единственным условием обеспечения высокого удельного импульса тяги. Напротив, эксперименты показы
135
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
вают, что изменения удельного импульса тяги при различных режимах работы двигателя в гораздо большей степени обусловлены изменением степени ионизации рабочего тела.
Основное назначение магнитного поля в ХД состоит в том, чтобы ограничить скорость дрейфа электронов к аноду и увеличить эффективность ионизации. Одной из причин, обусловливающих возможность электронов покидать зону ионизации, являются столкновения с керамическими стенками разрядной камеры. Дрейф электронов поперек магнитного поля, происходящий в результате их незеркального отражения от стенок [3.82, 3.83], получил название пристеночной проводимости. Незеркальное отражение электронов может быть следствием их рассеяния на пристеночном скачке потенциала, если поверхность стенки неидеально гладкая, или может происходить в результате вторичной элекгрон-элекгронной эмиссии.
В традиционных холловских двигателях индукция магнитного поля минимальна вблизи средней линии разрядной камеры и возрастает по мере приближения к керамическим стенкам изоляторов. Такая конфигурация поля формирует так называемую "магнитную бутылку", которая удерживает некоторую группу электронов от соударения со стенками (рис. 3.31).
Рис. 3.31. Конфигурация магнитного поля в ХДи эффект "магнитной бутылки"
136
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Эффективность удержания электронов в неоднородном магнитном поле характеризуется углом конуса потерь. Пусть абсолютное значение индукции магнитного поля в некоторой точке г0 равно Во. При движении вдоль силовой линии магнитного поля электрон может достичь стенки только в том случае, если вектор его скорости наклонен к силовой линии магнитного поля в точке г0 под углом, меньшим чем 0О. Этот угол определяется соотношением sin20o = Вй/Вт где Вк — значение индукции магнитного поля в точке пересечения силовой линии со стенкой.
Двигаясь в разрядной камере, электроны испытывают столкновения с ионами и нейтральными атомами, в результате которых их скорость изменяется по величине и направлению. Для того чтобы охарактеризовать вероятность удержания в "магнитной бутылке" электрона, испытавшего столкновение, введем функцию, равную отношению телесного угла, внешнего по отношению к конусу потерь, к полному телесному углу. После преобразования эта функция будет иметь вид
П(г,г) = -
\ BK(z,r)’
О ;
B(z,r)< BK(z,r);
B(z,r)> BK(z,r).
(3.48)
Согласно сделанным предположениям более высокое среднее значение функции (3.48) в области ионизации должно соответствовать более высокой эффективности удержания электронов. Чтобы получить количественный критерий, характеризующий конфигурацию магнитного поля ХД в целом, найдем интеграл от функции (3.48) по области, в которой предположительно происходит ионизация:
L< Ъ
о Г,
(3.49)
где Г], г2 — радиусы внутренней и наружной стенок разрядной камеры соответственно; z — осевая координата, отсчитываемая от анода; Lc — длина разрядной камеры.
137
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Прежде чем перейти к расчету параметра G, вернемся еще раз к методу вычисления функции Q(z, г). В выражении (3.48) значение индукции магнитного поля Вк, определяющее условие столкновения электрона со стенкой разрядной камеры, соответствует точке пересечения с этой стенкой магнитной силовой линии. Строго говоря, такой подход справедлив только при бесконечно малом ларморовском радиусе вращения электрона. В реальном разряде энергия электронов может достигать нескольких десятков электрон-вольт. При такой энергии их ларморовский радиус rL составляет несколько миллиметров, поэтому его необходимо учитывать при вычислении конуса потерь. Так как траектория электрона не совпадает с силовой линией, а как бы наматывается на нее, то электрон может удариться о стенку раньше, чем силовая линия пересечет ее поверхность. Поэтому при расчете угла конуса потерь величину Bw(r, z) необходимо вычислять не в точке пересечения силовой линии со стенкой, а в некоторой точке А (рис. 3.32), соответствующей моменту касания стенки и ларморовской окружности.
Аккуратный учет ларморовского радиуса электронов при вычислении угла конуса потерь представляет собой чрезвычайно сложную задачу, так как электроны движутся с различными скоростями, а их функция распределения далека от равновесной. Кроме того, не все столкновения электронов со стенкой приводят к дрейфу поперек магнитного поля. Одним из условий возникновения пристеночной проводимости является незеркальное отраже-
ние. 3.32. Столкновение замаг-ниченного электрона со стенкой
138
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
ние электронов от поверхности. Это может произойти в том случае, если отражение происходит от пристеночного потенциального барьера и характерный размер шероховатости поверхности значительно больше ширины пристеночного падения потенциала. В случае зеркального отражения электрон останется на той же силовой линии, даже если траектория изначально лежала внутри конуса потерь. Другой механизм, приводящий к дрейфу электро-, нов, связан со вторичной электронной эмиссией. Учесть 5 все эти эффекты можно только средствами кинетического моделирования.
{ Для того чтобы получить уточненную оценку парамет-’ pa G в рамках анализа конфигурации магнитного поля, можно задать некоторое усредненное значение энергии j электронов, соответствующее их характерной температу-i. ре. Зададим характерную энергию электронов 50 эВ и вы-1 числим значения параметра G для режимов работы хол-£ ловского двигателя КМ-64-4К, показанных на рис. 7 I' вклейки. Результаты такого расчета представлены на | рис. 9 вклейки. Можно отметить корреляцию вычислен-|ного параметра G и измеренного значения анодного удельного импульса.
Недостатком критерия G является произвольный выбор пределов интегрирования по координате z- Кроме того, параметр G является размерной величиной, зависящей от вы-; соты разрядной камеры и длины зоны ионизации, что не i дает возможности использовать его для сравнения двигателей, имеющих разные размеры разрядной камеры. Обобщение результатов теоретических и экспериментальных исследований позволяет сформулировать следующие законо-мерности пространственного расположения области ионизации. На выходе ускорителя в области, где VzBr < 0, перенос электронов, по-видимому, обеспечивается азимутальной электронной дрейфовой волной [3.84], электронная проводимость высока и потенциал плазмы близок к потенциалу катода. Ускорение ионов происходит в области с максимальными значениями индукции магнитного поля и,
139
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
соответственно, малыми значениями градиента VzBr. Зона наиболее интенсивной ионизации расположена в области с высоким положительным градиентом радиальной компоненты индукции магнитного поля VzBr. В прианодной области, там, где электрическое поле ускоряет образующиеся ионы в сторону анода, абсолютное значение индукции магнитного поля и градиент 4zBr малы. Таким образом, при вычислении параметра G область интегрирования необходимо ограничить значениями продольной координаты z, для которых выполняется условие VzBr > 0. Кроме того, целесообразно ввести весовую функцию, достигающую максимума в области, где предположительно локализовано ядро ионизации. Для этого воспользуемся отмеченным выше сходством пространственных распределений функции FB и плотности плазмы (см. рис. 5 вклейки) и запишем новый критерий в виде [3.85]
jdzjdrFB(z, r)Cl(z, г)
Я =	----------,	(3.50)
[dzfdrFB(z, г) О г,
где L+ — длина области с положительным градиентом магнитного поля (7Д > 0).
Так как функция FB(z, г) в условиях, типичных для магнитных систем современных ХД, быстро уменьшается в направлении от среза разрядной камеры к аноду, критерий, определяемый выражением (3.50), менее чувствителен к длине разрядной камеры Lc, чем критерий G. Это делает его более универсальным и дает возможность проводить сравнение магнитных систем ускорителей, имеющих различные размеры и конструктивные особенности разрядных камер.
Расчет значений критерия Н для холловского двигателя КМ-64-4К показал наличие корреляции между этим критерием и КПД двигателя (рис. 3.33). Аналогичные расчеты были проведены для нескольких ХД, которые различаются
140
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.33. Корреляция между параметром Н и анодным КПД
размерами и уровнем номинальной мощности: КМ-32 (средний диаметр разрядной камеры 32 мм, номинальная мощность 200 Вт); КМ-45 (45 мм, 300 Вт); КМ-60 (60 мм, 900 Вт); КМ-88 (88 мм, 1550 Вт). На рис. 3.34 представлены результаты расчетов, которые также свидетельствуют о хорошей корреляции между эффективностью ХД и значением критерия Н.
Рис. 3.34. Критерий Ни анодный КПД для типоряда ХД сразличной мощностью
141
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
3.3.2. Обеспечение длительного ресурса огневой работы двигателя
Одним из важнейших этапов при разработке холловских двигателей является подтверждение их ресурсных характеристик. В настоящее время возможности проведения полноразмерных статистических ресурсных испытаний ХД крайне ограничены из-за их чрезмерной длительности и дороговизны. С увеличением необходимого ресурса ХД задача подтверждения ресурсных характеристик двигателя становится все более трудновыполнимой, а временные и материальные затраты на оценку и подтверждение ресурса становятся настолько велики, что могут многократно превышать затраты на разработку и изготовление изделия. Поэтому сокращение объема ресурсных испытаний является одной из наиболее актуальных задач при разработке летных образцов холловских двигателей.
Методика укороченных ресурсных испытаний
Основной причиной, ограничивающей ресурс ХД, является распыление керамических изоляторов разрядной камеры под воздействием ионной струи. Изменения геометрии разрядной камеры и магнитопроводов приводят к перестройке режима работы двигателя и выходу его рабочих параметров за пределы допустимых значений. Для расчета процесса эрозии необходима информация о параметрах плазмы в разрядной камере и, в частности, о свойствах ускоряемого ионного потока. В настоящее время отсутствуют надежные методы расчета параметров плазмы в холловском двигателе. Поэтому при математическом моделировании эрозии стенок разрядной камеры в качестве исходной информации используются экспериментальные данные об изменении профилей изоляторов во времени. В модели рассчитываются параметры ионного потока, которые обеспечивают скорость и характер распыления стенок, полученные в эксперименте. Используя эти данные, можно прогнозировать износ изолятора вплоть до полной выработки ресурса.
142
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
При создании методики проведения укороченных ресурсных испытаний [3.86] необходимо решить две основные задачи: построить модель взаимодействия ионного потока со стенкой и определить параметры ионного потока вблизи поверхности изолятора.
Для описания взаимодействия ионов со стенкой разрядной камеры используется зависимость коэффициента распыления от энергии и угла падения ионов. Согласно имеющимся экспериментальным данным [3.87] коэффициент объемного распыления S, по определению равный объему распыленного вещества, приходящемуся на один падающий ион, может быть представлен в виде произведения двух функций:
5ф,^) = 5р(Р)5И^),	(3.51)
где функция 5р(Р) характеризует зависимость коэффициента распыления от угла падения, а функция Sf(E) - от энергии ионов.
Параметры ионного потока вблизи поверхности изолятора в случае осевой симметрии можно охарактеризовать функцией распределения ионов по скоростям, зависящей от пяти переменных: трех компонент скорости ионов и двух координат. В такой постановке задача восстановления параметров ионного потока по известным профилям распыленных изоляторов не может быть решена однозначно. Поэтому для описания интенсивности потока ионов на стенку используется упрощенная модель, в которой ионный поток представляется истекающим из некоторого кольцевого источника, имеющего радиус Rs, расположенного коаксиально со стенками разрядной камеры (рис. 3.35).
Распределение потока ионов по углам и энергиям характеризуется функцией J(P, Е), которая определена так, что J(P, £)|jp|JE — число ионов с энергией в диапазоне [Е, Е + + dE\, испускаемых условным источником в единицу времени в пределах угла [р, р + jp]. В единицу времени с линейного элемента поверхности, находящегося в пределах угла Jp,
143
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
Рис. 3.35. Геометрия моделируемой области
Е tn
распыляются ионы объемом jj£5(0+<p, E)J(0, £)d0, где О
Ет — максимальная энергия ионов. Этот объем пропорцио-ог , нален скорости смещения поверхности изолятора —az, по-dt
этому уравнение для расчета изменения формы поверхности со временем можно представить в виде
8r(z,t) dt
dz = р£Д0, £)S(0 + cp, £)б/0.
О
(3.52)
Проведя необходимые тригонометрические преобразования, можно получить окончательное выражение для скорости распыления изолятора
— =(r Rs)- Zs^r/dzs	+ф)Г(р)	(3.53)
St (r-Rs)2+(z-Zs)2
где Д0) — функция мощности распыления, £(0) = = |4(£)J(0, E)dE.
0
144
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
s Функция ДР) содержит в себе практически всю информацию как о свойствах используемого материала изоляторов, так и о параметрах модельного ионного потока. Единственный параметр, зависящий от свойств материала стенки и не вошедший в эту функцию, — зависимость коэффициента распыления материала от угла падения ионов. Однако, как отмечалось выше, эта функция имеет сходный вид для большинства материалов, применяемых при изготовлении стенок разрядной камеры холловских двигателей. Поэтому рассмотренный алгоритм позволяет свести задачу определения параметров ионного потока к отысканию одной единственной функции ДР), зависящей от одной переменной.
Метод прогнозирования ресурсных характеристик двигателя на базе кратковременных ресурсных испытаний основан на подборе такой функциональной зависимости ДР), при которой профили изоляторов, полученные в результате решения уравнения (3.53), наилучшим образом согласуются с экспериментальными данными. Выбранный вид функции ДР) используется для моделирования процесса дальнейшего распыления. При этом предполагается, что энергетическое и угловое распределения ионного потока с течением времени не меняются.
Изложенная методика прогнозирования ресурса реализована в программе для ЭВМ, которая позволяет решать прямую задачу, т.е. при известной функции ДР) проводить расчет эволюции поверхности изоляторов со временем, а также решать обратную задачу, т.е. проводить расчет функции ДР) по известному набору измеренных профилей изоляторов.
На этапе эрозионных испытаний двигателя при наличии данных об изменении профиля стенок разрядной камеры после наработки нескольких десятков часов выполняется следующая последовательность шагов: задается зависимость коэффициента распыления материала стенки от угла падения ионов 5р(Р); задается некоторое начальное приближение функции мощности распыления ДР), которое может быть
11-1571
145
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
взято из результатов моделирования других двигателей или быть нулевым, что повлияет только на скорость сходимости алгоритма оптимизации; вводятся данные о профилях стенки разрядной камеры, измеренных в различные моменты времени; задаются параметры численного алгоритма; выполняется расчет, в ходе которого итерационным методом вычисляется функция ДР) и строится прогноз дальнейшего развития эрозии стенки разрядной камеры на заданный интервал времени.
Результатом прогнозирования является профиль стенки разрядной камеры, который может быть использован при механической обработке, воспроизводящей спрогнозированный характер износа керамической стенки камеры. Таким образом, обеспечивается решение основной задачи разработанного алгоритма — построение прогноза развития эрозии для использования результата в поэтапной методике укороченных ресурсных испытаний.
Поэтапная методика укороченных ресурсных испытаний холловских двигателей была предложена в работе [3.88]. Данная методика реализуется путем циклического повторения следующих основных шагов: экспериментальное измерение скорости износа изоляторов разрядной камеры и выходных характеристик двигателя; математическое прогнозирование дальнейшего износа изоляторов за некоторый выбранный интервал времени; изготовление изоляторов, имеющих форму, соответствующую сделанному прогнозу, и определение выходных характеристик двигателя. В результате указанных действий определяется прогнозируемый характер изменения выходных характеристик двигателя в процессе выработки ресурса и устанавливается момент времени, в который двигатель перестает удовлетворять требованиям технического задания. Содержание отдельных этапов методики, а также особенности их реализации подробно описаны в работе [3.86].
Экспериментальные исследования достоверности рассмотренной методики были проведены в ходе прямых и укороченных испытаний двигателя КМ-60 при мощности 900 Вт
146
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.36. Профили внутреннего изолятора, полученные входе ресурсных испытаний
[• и напряжении разряда 500 В. Испытания проводились на двух двигателях, работавших в номинальном режиме. При этом один двигатель (заводской № 4) проходил огневые ре- сурсные испытания продолжительностью 500 ч, а на втором , (заводской № 3) проверялась методика укороченных ресурс-I ных испытаний. Полученные в ходе испытаний профили изо-I ляторов и интегральные характеристики двигателей сравни-Е вались между собой. На двигателе № 4 были измерены на-| чальные профили внутреннего и наружного изоляторов, а [ также профили после наработки 43 и 99 ч. На рис. 3.36 в каче-Е стве примера показаны результаты измерения профиля внут-I реннего изолятора.
К На основе полученных данных был спрогнозирован [ профиль изолятора после 130 и 500 ч работы двигателя. I Изоляторы двигателя КМ-60 № 3 были расточены сначала ь в соответствии с прогнозом на 130 ч, а затем — на 500 ч, и । в обоих случаях были проведены измерения выходных ха-[ рактеристик. Параллельно продолжались огневые испыта-I Ния двигателя КМ-60 № 4 до достижения времени огне-[ вой работы 502 ч. Результаты измерения профиля внутрен-I Него изолятора двигателя КМ-60 № 4 после наработки
и*
147
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 3.37. Профили внутреннего изолятора на момент наработки 502 ч
502 ч и спрогнозированный профиль показаны на рис. 3.37. Графики изменения удельного импульса тяги двигателя КМ-60 № 4 в течение реальных ресурсных испытаний и двигателя КМ-60 № 3 в ходе укороченных ресурсных испытаний показаны на рис. 3.38.
Следует отметить в целом хорошее согласие результатов прямых и укороченных ресурсных испытаний. Применение
Рис. 3.38. Изменение удельного импульса тяги двигателей КМ-60 №3и№4 во время ресурсных испытаний:
* — прямые испытания, двигатель № 4; ▲ — укороченные испытания, двигатель № 3
148
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
разработанной методики дало возможность достоверно спрогнозировать характеристики двигателя после 500 я работы на основе данных, полученных в ходе 100-часовых укороченных испытаний, т.е. достичь пятикратного сокращения времени ресурсной отработки двигателя.
Границы зоны ионного распыления и конфигурация магнитного поля ‘ Оценка ресурса при помощи укороченных испытаний, как . правило, проводится на поздних стадиях разработки двигате-|ля, после того как получены необходимые интегральные характеристики. Неудовлетворительные результаты таких испытаний вынуждают проводить повторные циклы модернизации конструкции и приводят к существенному увеличению времени и стоимости отработки ХД. Для сокращения этих затрат необходимо иметь возможность оценивать предполагаемый ресурс двигателя еще на стадии его проектирования.
Одним из критериев, позволяющих оценивать ресурсные ; характеристики двигателя, является глубина расположения .. границ зон эрозии стенок разрядной камеры относительно ее i выходного среза. С увеличением этой ' глубины возрастает поток ионов на стенки канала, что ведет к снижению не толь- ко ресурса двигателя, но и степени ионизации рабочего тела. Одним из признаков окончания ресурса двигателя иногда счи-' тают момент начала бомбардировки ион-। ным потоком магнитных полюсов. Поэтому важной с точки зрения обеспечения ресурса характеристикой является взаимное расположение границ зон распыления и магнитных полюсов двигателя
' (рис. 3.39). Чем меньше расстояние меж-
Рис. 3.39. Границы зон распыления на наружном (1) и внутреннем (2) изоляторах:
£нар, Дш ~ длины зон распыления соответственно наружной и внутренней стенок разрядной камеры
149
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
ду границей зоны распыления и внешней плоскостью магнитного полюса, тем выше предполагаемый ресурс двигателя. Положение границ зон распыления зависит от многих факторов, в их числе конфигурация магнитного поля, напряжение разряда, расход рабочего тела, материал стенки разрядной камеры, и поэтому точно определить расстояния £вн и £нар можно только экспериментальным путем. Однако отмеченная в предыдущем разделе связь между положением ядра ионизации и конфигурацией магнитного поля позволяет предположить, что именно магнитное поле является главным фактором, определяющим положение границ эрозии разрядной камеры.
Серия экспериментов, посвященных исследованию этого вопроса, была проведена на двигателе КМ-60 [3.85]. В ходе испытаний исследовалось положение зон эрозии на внутренней и наружной стенках разрядной камеры при различных соотношениях токов в магнитных катушках двигателя и при изменении геометрии полюсных наконечников. Некоторые результаты, полученные в ходе экспериментов, продемонстрированы на рис. 10 вклейки. На диаграммах показаны магнитные силовые линии, а также линии равного уровня функции FB(z, г) при четырех различных конфигурациях магнитного поля. Абсолютные значения функции FB(z, г) обозначены цветом. Границы начала зон распыления на внутренней и наружной стенках разрядной камеры отмечены стрелками. Анализируя представленные данные, можно заметить, что на всех диаграммах точка, в которой функция FB(z, г) достигает максимального значения, расположена между двумя магнитными силовыми линиями, которые проходят через границы зон распыления внутренней и наружной стенок камеры. Эти линии на диаграммах отмечены красным цветом. При изменении конфигурации магнитного поля расстояние между этими линиями, а также их расположение относительно точки максимума функции FB{z, г) изменяются. Тем не менее, обнаруженная корреляция является чрезвычайно важной с точки зрения оценки влияния различных конструктивных изменений магнитной системы и разрядной камеры на ресурсные характеристики ХД.
150
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Оптическая диагностика скорости эрозии
Наиболее надежным способом определения ресурсных характеристик ХД являются длительные ресурсные испытания. Продолжительность таких испытаний составляет тысячи часов, а стоимость сопоставима с затратами на разработку самого изделия. Существуют методы укороченных ресурсных испытаний, позволяющие проводить прогноз ресурсных характеристик на основании информации о скорости эрозии разрядной камеры в течение некоторого начального времени работы. Однако даже для проведения укороченных испытаний требуется значительное время огневой работы двигателя — до сотен часов.
Скорость эрозии зависит от большого числа параметров, и выбор режима с наилучшими ресурсными характеристиками на ранних этапах отработки ХД является очень кропотливой и дорогостоящей задачей. Поэтому актуальной является диагностика скорости эрозии разрядной камеры в режиме реального времени. Одним из видов такой диагностики является эмиссионная спектроскопия. Ее суть состоит в измерении скорости эрозии по интенсивности излучения атомов и ионов распыляемого материала в истекающей из двигателя плазменной струе. Далее излагаются основные особенности этого подхода и некоторые результаты, полученные в ходе проверки его применимости для оценки скорости эрозии разрядной камеры ХД. Подробное изложение методики содержится в работах [3.89...3.91].
При работе ХД распылению подвержена выходная часть разрядной камеры, выполненная из керамического изоляционного материала. Для того чтобы установить взаимосвязь скорости эрозии с интенсивностью спектральных линий распыляемых элементов, необходимо решить две задачи: связать скорость эрозии с концентрацией распыляемых частиц и связать концентрацию распыляемых частиц с интенсивностью излучения их спектральных линий.
151
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Концентрация распыляемых частиц ns в области наблюдения зависит от коэффициента массового распыления разрядной камеры Sm и распределения распыляемых частиц по скоростям /. При ионной бомбардировке керамических материалов значительная доля частиц может распыляться в ионизованном виде. Таким образом, при наблюдении за нейтральной и ионизованной компонентами необходимо принимать во внимание зарядовый состав распыляемых атомов и,/и„:
п, =	1п„).	(3.54)
Энергетический спектр распыляемых частиц так же, как и зарядовый состав для данного материала, определяется прежде всего энергией распыляющих ионов [3.87, 3.92]. Исследование процесса распыления является довольно сложной задачей, и в области энергий до 1 кэВ надежная информация по зарядовому составу и энергетическим спектрам распыляемых из керамического изоляционного материала (нитрида бора) частиц отсутствует. В связи с этим на данном этапе придется ограничиться рассмотрением режимов работы двигателя с постоянными энергиями распыляющих ионов, предполагая, что они определяются в основном напряжением разряда.
В работе [3.93] представлено угловое распределение атомов бора, распыленных из разрядной камеры ХД. По мере эрозии разрядной камеры происходит существенное изменение углового распределения и интенсивности потоков распыленных частиц в струе ХД. Такое перераспределение связано прежде всего с изменением формы распыляемой поверхности в первые часы работы двигателя. Для учета перераспределения потоков распыленных частиц спектроскопические исследования следует проводить, охватывая всю область поперек среза двигателя. В процессе работы двигателя изменяется также и химический состав поверхностных слоев распыляемых частей разрядной камеры [3.94], поэтому для получения надежных результатов необходимо проводить исследования после определенного времени работы двигателя (наиболее сильные изменения топографии и со
152
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
става поверхностных слоев происходят в первые 10...20 ч работы). Таким образом, с учетом указанных ограничений предполагается, что концентрация распыляемых атомов вблизи среза ХД прямо пропорциональна коэффициенту массового распыления разрядной камеры:
ns~Sm.	(3.55)
Далее необходимо связать концентрацию распыленных атомов у среза двигателя с интенсивностью излучения их спектральных линий. Наблюдаемая интенсивность излучения спектральной линии определяется локальными параметрами плазмы (концентрациями частиц, распределениями частиц по энергиям), оптической прозрачностью плазмы и вероятностью перехода в данной линии. Интерпретацию интенсивности излучения спектральной линии можно проводить только в рамках определенной столкновительно-из-лучательной модели. В рассматриваемой методике исследования проводятся в области катодной плазмы вблизи среза ХД, где традиционным приближением считается модель ко-ронального равновесия [3.95].
Суть корональной модели состоит в том, что при расчете скорости образования ионов учитываются только ионизация из основного состояния электронным ударом и радиационная рекомбинация. При расчете заселенностей уровней в рамках этой модели учитываются только возбуждение из основного состояния электронным ударом и радиационное опустошение. Предполагается также максвелловское распределение электронов по скоростям:
«< «(z, g)Qex (g, р, Те) = n(z, р)^ ’	(3.56)
где пе, п — концентрации электронов и атомов (ионов) соответственно; q, z — зарядовое состояние; Qex(g, р, Те )=(рехуе} — коэффициент скорости возбуждения — эффективное сечение возбуждения уровня р с основного уровня g, умноженное на скорость электронов и усредненное по функции распределения электронов по скоростям; Те — температура электронов;
153
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Ам — коэффициент Эйнштейна для спонтанного излучения при переходе с уровня р на лежащий ниже уровень.
В условиях корональной модели плазма считается оптически тонкой. Для оптически тонкой плазмы интенсивность спектральной линии Ipq, соответствующей переходу с уровня р на уровень q, определяется выражением
h\/
I^^A^n&pydl,	(3.57)
где h — постоянная Планка; vw — частота перехода; /0 — длина луча вдоль линии наблюдения.
Учитывая соотношения (3.56, 3.57), получим выражение для интенсивности излучения спектральной линии в рамках корональной модели:
/iVf .Л
U) = - ”	пеn(z, g)Qex (g, р, те)dl.	(3.58)
Как видно из этого соотношения, для установления взаимосвязи между концентрацией распыленных элементов разрядной камеры ХД и интенсивностью спектральных линий этих элементов необходима информация о концентрации плазмы и температуре электронов в области наблюдения. Для определения этих величин можно воспользоваться результатами зондовых измерений [3.96], однако данный метод имеет ряд недостатков. Так, при зондовых измерениях определяются локальные величины, а при определении характера изменения этих величин вдоль всей линии наблюдения зондовые измерения значительно усложняются. Однако даже если концентрация плазмы и температура электронов определены, всегда остается большая степень неточности, связанная с коэффициентом скорости возбуждения. Дело в том, что сечения возбуждения редко известны с точностью, превышающей 50... 100 %.
Другой метод, позволяющий избавиться от подобных ограничений, предложен в работе [3.97] и основан на исполь
154
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
зовании опорных спектральных линий ксенона (см. также [3.98, 3.99]). Запишем соотношение (3.58) для спектральных линий распыленных элементов (индекс "5") и рабочего тела двигателя (индекс "Хе") — опорных линий:
1о
\nens(z,g}QexS(g,P,T.)dl
= const • -°-------------------.	(3.59)
I (z)	0
Xev	\nenXe(z,g)QexXe(g,i,Te)dl
о
Концентрации частиц резко уменьшаются при удалении от среза ХД, благодаря чему значения концентраций в уравнении (3.59) можно заменить некоторыми эффективными средними значениями вблизи среза ХД и концентрации плазмы в правой части равенства сокращаются:
Igpq^ = const n.^z,^9‘xS^g,p,Te\..	(3.60)
I Xeij (г)	«Xe(^,g)CexXe(g,t,71e)
Для определения скорости эрозии можно использовать спектральные линии любого распыляемого элемента (основным элементом в составе керамики разрядной камеры является нитрид бора), однако, так как азот входит в состав остаточного газа вакуумной камеры, использование его спектральных линий нежелательно. Спектральные линии ионизованного бора обладают очень малыми интенсивностями. Кроме того, при малых энергиях ионов распыление происходит преимущественно в виде нейтральных атомов [3.92]. Наиболее интенсивные спектральные линии нейтрального бора (BI) находятся в ближней ультрафиолетовой области спектра (249,68; 249,77 нм) и соответствуют резонансному дублетному переходу с уровня 3s2 S на уровни 2р2Р0 [1/2] и 2р2Р0 [3/2].
В связи с большой вероятностью поглощения линии при резонансном переходе необходимо оценить оптическую толщину плазмы в резонансных линиях бора. Для такой оценки можно воспользоваться формулой для средней оптической толщины линии, выведенной в работе [3.95], при предполо
155
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
жении о том, что уширение линии обусловлено эффектом Доплера. Средняя оптическая толщина плазмы на частоте v0, соответствующей центру спектральной линии при переходе с основного уровня g на уровень р:
VTtAvn с
(3.61)
где n(g) — концентрация частиц на нижнем уровне; Avn — доплеровская ширина линии; D — средний линейный размер плазмы; h — постоянная Планка; с — скорость света; В(р, g) — коэффициент Эйнштейна для поглощения.
Характерная скорость распыления керамики для двигателей средней мощности, таких, например, как СПД-70, составляет ~10-5 г/с [3.92]. Средняя энергия распыляемых частиц -10 эВ [3.100]. Для оценки сверху выберем D = 1 м. Тогда средняя оптическая толщина т0 « 0,03 « 1. Таким образом, плазму можно считать оптически тонкой в резонансных линиях бора.
Правомерность применения корональной модели к плазме ХД в линиях нейтрального (Хе!) и однократно ионизованного ксенона (ХеП) изучалась в работах [3.101...3.104]. Отсутствие самопоглощения в линиях атомарного и однократно ионизованного ксенона было подтверждено экспериментально при изучении ХД в работе [3.105]. В этой работе также показано, что при использовании атомарных линий корональная модель справедлива для всех исследуемых областей плазмы ХД, за исключением зоны ионизации и возбуждения в разрядной камере двигателя. Использование ионных линий применительно к модели коронального равновесия правомерно вблизи анода, где идет первоначальная ионизация электронным ударом.
Сложность в применении корональной модели к линиям однократно ионизованного ксенона вызвана тем, что не до конца ясен механизм возбуждения ионных линий. Возможно возбуждение как из основного состояния нейтрального атома, так и из ионизованного состояния, что, в частности, отмечено в работе [3.105]. На населенность верхних уровней
156
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
могут влиять ступенчатые переходы с метастабильных уровней Xell, также осложняющие применение корональной модели. С учетом перечисленных ограничений в качестве опорной спектральной линии для диагностики была выбрана линия нейтрального ксенона.
Среди пяти нижних уровней атомарного ксенона три являются метастабильными, что делает ступенчатые переходы весьма вероятными. Исследования, проведенные в работе [3.105], показали, что возбуждение верхнего уровня Хе! перехода на длине волны 828,01 нм происходит в основном за счет переходов с основного уровня. Таким образом, для исследования скорости эрозии были отобраны спектральные линии В! 249,77 нм и Хе! 828,01 нм.
Концентрация нейтральных атомов ксенона в области исследования определяется массовым секундным расходом рабочего тела та, коэффициентом использования рабочего тела т|г и их скоростью ИХе1:
WXeI
~ /й„(1~Лг) Тхе!
(3.62)
Зондовые измерения позволяют определить коэффициент использования рабочего тела ц, [3.106]. Скорость нейтральных атомов ксенона без учета перезарядки атомов определяется в основном температурой разрядной камеры. В результате получим формулу для определения скорости эрозии — коэффициента массового распыления при ионной бомбардировке разрядной камеры ХД:
С ~ ^o(l Hr) 7Bi CexXel
l^Xel 7Xei CexBI
(3.63)
При соответствующей тарировке спектральной аппаратуры, наличии сведений о сечениях возбуждения используемых спектральных линий и виде функции распределения электронов по скоростям возможно определение абсолютных значений скорости эрозии разрядной камеры ХД, однако ошибка определения скорости эрозии довольно высока. В этих условиях большое значение приобрета
157
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
ют измерения относительной скорости эрозии. Зная скорость эрозии, расход рабочего тела, коэффициент использования рабочего тела и интенсивности исследуемых спектральных линий в каком-либо (например, номинальном) режиме работы двигателя (индекс "и"), можно определять скорость эрозии в другом режиме, используя следующее соотношение:
т  	0 Цг) l^Xelfl -^BI ^Хе[л QexXei ^ехВ1л	64)
тп Шап(\ Hr л) ^Xel -^BI« ^Xel QexXetn 0exBI
Коэффициент скорости возбуждения является сечением возбуждения уровня, усредненным по функции распределения электронов по скоростям. Зондовые измерения показывают, что при широком диапазоне изменения параметров работы двигателя температура электронов в области катодной плазмы меняется незначительно, вследствие чего отношениями QeaJQex™„, QexBI„/Qexm можно пренебречь как величинами, вносящими малую погрешность в измерение скорости эрозии. Бесконтактный контроль изменения температуры электронов в области измерений проводился при помощи метода "оптического термометра" [3.101]. В условиях описываемых здесь экспериментальных исследований изучались близкие режимы работы двигателя (изменялась лишь конфигурация магнитного поля при неизменных напряжении и токе разряда). Изменения температуры электронов данным методом зафиксировать не удалось. При определении скорости нейтральных атомов ксенона учитывались изменения тепловых режимов разрядной камеры [3.107]. Скорость эрозии рассчитывалась по формуле
т __ О Hr) l^Xelw	(3 65)
Sтп W0„(l-Hr„) *Хе1 Ли л 7XeI
Для примера рассмотрим результаты экспериментальных исследований скорости эрозии разрядной камеры, которые были проведены при изучении влияния конфигура
158
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
ции магнитного поля на ресурсные характеристики холловского двигателя КМ-60. Изучались четыре близких по выходным характеристикам режима работы двигателя при различных соотношениях сил токов в магнитных катушках. Изучаемые режимы различались как конфигурацией, так и абсолютной величиной индукции магнитного поля. Напряжение и ток разряда поддерживались на постоянном уровне. Время наработки составило около 100 ч для каждого из режимов.
Измерения скоростей эрозии прямым методом проводились до начала испытаний, после 20, 50 и 100 ч работы двигателя. На рис. 3.40 кривыми представлено изменение массовой скорости эрозии, рассчитанное на основе этих данных [3.86]. Ошибка измерений скорости эрозии прямым методом составляла около 5 %.
Измерения скоростей эрозии спектроскопическим методом были проведены в отдельном эксперименте. Двигатель проработал в режиме № 3 в течение 25 ч, затем была измене-
Рис. 3.40. Зависимость массовой скорости распыления разрядной камеры от времени работы при различной конфигурации магнитного поля (линии — измерения прямым методом; точки — измерения спектроскопическим методом): ▲ — режимы № 1 и 2; • — режим № 3;  — режим № 4
159
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
на конфигурация магнитного поля и проведены спектроскопические измерения скоростей эрозии на других режимах работы. Результаты измерений также отражены на рис. 3.40 (точки).
Скорости эрозии в режимах № 1, 2, 3 различались не сильно (разница скоростей эрозии укладывается в пределы ошибки измерений). Существенное отличие скорости эрозии (около 20 %) наблюдалось для режима с повышенными магнитными полями (№ 4). Скорость эрозии, измеренная спектроскопическим методом, для этого режима находится в пределах ошибки измерений. Для режимов № 1, 2 и 4 спектроскопические измерения дали несколько завышенную скорость эрозии по сравнению с прямыми измерениями. Одним из объяснений этого расхождения может быть тот факт, что двигатель проработал первые 25 ч на режиме № 3 и лишь небольшое время, около 2 ч, на каждом из других режимов, вследствие чего не произошла "приработка" двигателя (скорость эрозии быстро уменьшается в начальное время работы ХД). Скорость эрозии в этих режимах могла быть действительно несколько выше.
Исследование новых керамических материалов
Долгое время в составе стенок разрядной камеры отечественных ХД применялась керамика БГП-10, которая представляет собой композит BN + SiO2, получаемый методом горячего прессования. Работы по созданию двигателей с повышенным удельным импульсом тяги и увеличенным ресурсом потребовали поиска и исследования новых керамических материалов. Выбор нового материала представляет собой довольно сложную задачу. Такой материал должен быть более стойким к ионному распылению и как минимум не должен приводить к ухудшению выходных характеристик двигателя.
Свойства разряда в ХД зависят от характера физико-химических процессов, сопровождающих распыление материала стенки. Изменение параметров двигателя при использовании нового материала происходит из-за отличия вто
160
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
ричной электронной эмиссии и пристеночной проводимости. Эти факторы оказывают существенное влияние на параметры плазмы и, следовательно, на выходные характеристики двигателя. Поэтому исследование новых перспективных материалов необходимо проводить в три этапа. На первом этапе проводится исследование скорости ионного распыления различных керамических материалов при их облучении ускоренным потоком ионов. По результатам этих экспериментов отбираются наиболее стойкие керамики, которые затем испытываются в составе разрядной камеры ХД с целью проверки их пригодности для обеспечения эффективной работы двигателя. На завершающем этапе необходимо провести сравнительные ресурсные испытания двигателей с наиболее перспективными материалами. Этот этап необходим из-за того, что изменение геометрии стенок разрядной камеры в результате ионного распыления может по-разному сказываться на изменении выходных характеристик двигателя по мере выработки ресурса.
Ниже представлены результаты, полученные в ходе одной из таких экспериментальных программ [3.108, 3.109], которая посвящена исследованию нового керамического материала BN-05, представляющего собой композит, состоящий из BN и В2О3. Этот материал изготавливается методом горячего прессования из порошков гексагонального нитрида бора и оксида бора. Прессование производится в атмосфере аргона в графитовых пресс-формах.
Схема экспериментальной установки, которая применялась для сравнительного исследования скорости распыления керамик БГП-10 и BN-05, приведена на рис. 3.41. В качестве источника ионов использовалась лабораторная модель ХД с диаметром разрядной камеры по средней линии 100 мм, мощностью разряда до 3 кВт при напряжениях разряда до 600 В и силах тока разряда до 5 А. Этот двигатель способен обеспечить плотность тока на оси до 30...40 мА/см2 и работать в течение длительного времени без резких изменений режима по вольт-амперной характеристике и средней плотности тока в струе.
12-1571
161
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 3.41. Схема экспериментальной установки для измерения скорости распыления:
I—двигатель; 2 — штанга; 3—графитовая плита; 4—отверстие; 5—держатель образца; 6 — цилиндр Фарадея; 7 — средняя линия канала двигателя
Керамические образцы — диски диаметром 20 мм и высотой 3 мм — размешались в держателях, обеспечивающих их экспозицию под углами между направлением падения ионов и нормалью к поверхности 0, 20, 30, 40, 50, 60, 70°. Держатели обеспечивали фиксацию образцов, защиту их граней от бомбардировки ионами, а также защиту поверхности образцов от потоков материала, распыленного с других образцов и элементов конструкции установки.
Для обеспечения одинаковых условий облучения все образцы размещались по окружности с диаметром, равным диаметру разрядной камеры двигателя по средней линии. Ионная струя коллимировалась отверстиями с диаметром 5 мм, высверленными в графитовой плите толщиной 10 мм, размещенной на расстоянии 130 мм от среза двигателя. Плотность тока ионов в струе контролировалась цилиндром Фарадея. Таким образом, установка позволяла проводить одновременно испытание семи образцов, расположенных под различными углами по отношению к ионному потоку, при постоянном контроле плотности тока бомбардирующей ионной струи. Перед началом экспериментов проводился контрольный запуск, в ходе которого на месте образцов рас
162
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
полагались цилиндры Фарадея. При этом контрольный цилиндр также оставался в струе. Это давало возможность получить уточненные значения плотности ионного потока на каждом образце. В ходе этого же запуска выбирался режим работы двигателя, обеспечивающий максимальную плотность тока на образцах.
Количество распыленного вещества определялось путем взвешивания образцов до и после экспозиции. В ходе испытаний было обнаружено, что после извлечения образцов из вакуумной камеры их масса увеличивается примерно на 1 мг в результате окисления поверхности. Для устранения влияния на массу образца поглощенной из воздуха влаги взвешивание проводилось после прокаливания образцов до температуры 180...200 °C.
Зависимости объемного коэффициента распыления керамик БГП и BN-05 от угла падения ионов при энергии ионов 300 эВ представлены на рис. 3.42. Вид зависимостей для обоих исследованных материалов характерен для боросилов — максимальный коэффициент распыления превышает значение при нормальном падении ионов
Рис. 3.42. Скорости ионного распыления материалов: • - БГП-10;  - BN-05
12*
163
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 3.43. Поверхность материалов после распыления: а - БГП-10; б- BN-05
ности с 280 до 480 °C путем изменения мощности двигателя и применения дополнительных теплоизоляционных кожухов изменения значений коэффициента распыления не было замечено ни для BN-05, ни для БГП.
Внешний вид поверхности материалов после распыления показан на рис. 3.43. На фотографиях видно, что в результате ионной бомбардировки на поверхности керамики БГП-10 образуется характерная волнистая периодическая структура, состоящая из "пиков" и "лунок". Это вызвано разной скоростью распыления компонент керамики: "пики" возникают из более стойких зерен нитрида бора, в то время как менее стойкий оксид кремния уносится в процессе облучения. Высота шероховатости структуры, образующейся на поверхности мишени, а также число "пиков", приходящихся на единицу площади, зависят от угла падения на поверхность бомбардирующих ионов. Наиболее сильно эта структура выражена при нормальном падении ионов. С увеличением угла падения число "пиков", приходящихся на единицу площади, и их высота уменьшаются.
Следующим шагом исследования были измерения выходных характеристик двигателя КМ-60 со стенками разрядной камеры, изготовленными из керамик BN-05 и БГП-10. Испытания проводились при напряжении разряда 500 В и мощности разряда 900 Вт. В обоих случаях были получены
164
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.44. Изменение удельного импульса в ходе ресурсных испытаний двигателя КМ-60 с изоляционными кольцами из БГП-10 и BN-05
близкие по величине значения тяги, удельного импульса тяги и КПД, что позволило перейти к третьему этапу — сравнительным ресурсным испытаниям. Были проведены две серии 500-часовых испытаний двигателя с керамическими кольцами, изготовленными из обеих керамик. Изменение удельного импульса тяги двигателя для обоих случаев показано на рис. 3.44.
По мере выработки ресурса падение выходных характеристик двигателя, включая удельный импульс тяги и КПД, наблюдалось для обоих вариантов конструкции, однако для варианта с керамикой BN-05 это снижение оказалось меньше. Полученное значение удельного импульса тяги при использовании BN-05 в среднем на 100 с превышало соответствующее значение для конструкции с керамикой БГП-10.
Таким образом, можно заключить, что керамика BN-05 позволяет получить более высокие усредненные за время ресурса выходные характеристики двигателя, работающего при повышенном напряжении разряда.
165
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
3.4. Разработка двигателей
В разделе приведены примеры разработанных в Центре Келдыша холловских двигателей, охватывающих диапазон мощности от 100 Вт до 6 кВт [ПО]. Состояние отработки двигателей — от лабораторных моделей до летных образцов. Для удобства восприятия материала рассматриваемые двигатели сгруппированы по мощности в соответствии с принятым в книге подходом (двигатели малой, средней и повышенной мощности).
Следует отметить, что достоверность результатов измерений характеристик плазменных двигателей, в том числе холловских, включая параметры плазменной струи, определяется параметрами вакуумных экспериментальных установок и систем измерений, используемых при испытаниях двигателей. В связи с этим в разд. 3.4.3 дано описание криовакуумной экспериментальной установки КВУ-90, на которой испытывалось большинство из рассматриваемых двигателей. Следует отметить, что данная установка по своим характеристикам и возможностям является лучшей в России среди специализированных стендов.
3.4.1. Двигатели малой мощности
Разработка высокоэффективных двигателей малой мощности требует решения комплекса проблем, которые многократно обсуждались в научной литературе [3.111...3.114]. При понижении мощности происходит снижение КПД двигателей и их удельного импульса тяги вследствие уменьшения коэффициента использования рабочего тела. В двигателях с малой высотой разрядной камеры труднее создавать магнитное поле с заданной конфигурацией, а также обеспечивать необходимую индукцию магнитного поля без насыщения магнитопроводов. Одна из наиболее острых проблем состоит в сокращении ресурса при уменьшении мощности холловского двигателя. В данном разде
166
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
ле представлены результаты разработки холловских двигателей КМ-32 мощностью 200 Вт и КМ-45 мощностью 350 Вт, при создании которых особое внимание уделялось оптимизации магнитного поля и обеспечению ресурсных характеристик. Информация о двигателе КМ-32 представлена более подробно, так как на этом примере демонстрируются способы решения ключевых проблем, рассмотренных в предыдущем разделе книги.
Двигатель КМ-32
В разд. 3.2 при рассмотрении основных факторов, влияющих на эффективность работы ХД, было показано, что при традиционной конструкции разрядной камеры и магнитной системы снижение мощности неизбежно сопровождается снижением коэффициента использования рабочего тела и ресурса двигателя. Если расход рабочего тела изменяется в кт раз, то для сохранения постоянной плотности теплового потока на элементы конструкции при "фотографическом" масштабировании линейные размеры разрядной камеры необходимо уменьшать пропорционально , что приводит к уменьшению величины гц и ресурса двигателя. Поэтому при отработке двигателя [3.115] решались задачи оптимизации конфигурации магнитного поля с целью повышения коэффициента использования рабочего тела и повышения ресурса путем применения нового керамического материала в конструкции разрядной камеры.
При выборе размеров разрядной камеры и магнитной системы двигателя КМ-32 с расчетным значением мощности 200 Вт в качестве базовой была использована геометрия одного из наиболее отработанных российских холловских двигателей СПД-100 [3.4] с номинальной мощностью 1350 Вт. Диаметр по средней линии разрядной камеры этого двигателя dc = 84 мм, высота разрядной камеры hc = 16 мм. При выбранном способе масштабирования для мощности 200 Вт это дает значения dc = 32 мм, hc = 6 мм. Данные размеры были взяты в качестве исход-
167
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 3.45. Схема двигателя КМ-32:
1,2—внутренняя и наружная магнитные катушки; 3 — анод; 4,5— внутреннее и наружное керамические кольца; 6 — магнитопровод; 7 — внутренний магнитный экран; 8 — направление подачи рабочего тела
ных при разработке конструкции двигателя, схема которой показана на рис. 3.45.
Несмотря на малые размеры двигателя в его конструкции применены традиционные для двигателей средней мощности магнитные экраны, основное назначение которых состоит в обеспечении высокого градиента магнитного поля и магнитном экранировании анода. При этом в конструкции не осталось места для традиционной керамической разрядной камеры с достаточно толстыми стенками. Поэтому была использована так называемая гибридная схема разрядной камеры. Ее основная часть выполнена из металла, а вблизи выходного среза установлены керамические кольца, причем в качестве металлических стенок разрядной камеры использовались магнитные экраны. Наряду с компактностью конструкции такое решение также обеспечивает широкие возможности по изменению геометрии разрядной камеры при экспериментальных исследованиях двигателя и оптимизации его конструкции.
168
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
При первых испытаниях двигателя были получены сравнительно низкие анодный КПД и удельный импульс тяги. Необходимо отметить, что в период разработки конструкции двигателя не были известны какие-либо количественные критерии, характеризующие качество конфигурации магнитного поля ХД. Во время проведения первых испытаний в работах [3.78, 3.85] был предложен новый подход, позволивший сформулировать количественный критерий оптимальности магнитного поля Н, который определяется выражением (3.50). Использование этого критерия дало возможность осуществить модернизацию конструкции. Была проведена серия расчетов магнитной системы двигателя, в которых последовательно изменялись толщина, диаметр и взаимное расположение отдельных элементов магнитной системы. Для каждой конфигурации магнитного поля проводилось вычисление критерия Н, и для дальнейших исследований отбирались варианты конструкции, которые обеспечивали увеличение его значения по сравнению с предыдущим вариантом. На рис. 3.46 показаны схемы выходной части разрядной камеры в исходном и окончательном вариантах конструкции. В результате модернизации была уменьшена толщина внутреннего и наружного магнитных полюсных наконечников и увеличено расстояние между полюсными наконечниками и магнитны-
Рис. 3.46. Конфигурация магнитного поля двигателя КМ-32 в двух вариантах конструкции двигателя: а — исходная; б — модернизированная
169
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Рис. 3.47. Анодный КПД двигателя КМ-32 для двух вариантов конструкции двигателя:
1 — исходная; 2 — модернизированная
ми экранами. Кроме того, была уменьшена длина наружного и внутреннего керамических колец.
После внесения в конструкцию двигателя соответствующих изменений были проведены измерения его выходных характеристик, которые подтвердили эффективность модернизации. Значения анодного КПД (рис. 3.47) в диапазоне напряжений разряда 200...250 В превышали исходные значения примерно в полтора раза.
Сравнивая форму магнитных линий в исходном и окончательном вариантах (см. рис. 3.46), можно заметить, что в исходном варианте "магнитная линза" имеет более "правильную" форму. В окончательном варианте линии магнитного поля имеют заметный наклон в направлении оси симметрии. Было сделано предположение, что увеличение выходных характеристик произошло вследствие изменения фокусировки ионного потока. Однако измерения параметров струи, проведенные для обеих конфигураций при помощи зонда с задерживающим потенциалом, не подтвердили этого предположения. Угловая расходимость струи в результате модернизации двигателя практически не изменилась. В то же время энергетическое распределение ионов стало более
170
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
"узким", а средняя энергия повысилась. Наиболее вероятной причиной такого изменения является повышение эффективности ионизации в области с максимальным градиентом магнитного поля, где потенциал плазмы близок к потенциалу анода. Таким образом, анализ энергетического распределения ионов подтвердил правильность выбранного подхода, при котором оценка качества конфигурации магнитного поля проводится путем количественной оценки эффективности удержания электронов в области ионизации.
Проведенные систематические исследования зависимости выходных характеристик двигателя в модернизированной конфигурации при различных значениях мощности и напряжения разряда показали, что при мощности разряда около 100 Вт тяга составляет 5...6 мН и анодный удельный импульс тяги — около 900 с, в диапазоне мощности 300... 350 Вт достигается тяга 18...20 мН при анодном удельном импульсе тяги 1500...1550 с. Некоторые результаты этих исследований представлены на рис. 3.48 и 3.49.
171
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 3.49. Анодный КПД двигателя КМ-32
После исследований двигателя, в котором керамические кольца разрядной камеры были изготовлены из традиционной для современных ХД керамики БГП-10, в составе разрядной камеры была испытана керамика BN-05. Целью экспериментов была проверка применимости нового материала в составе ХД малой мощности. Анодный КПД и анодный удельный импульс тяги двигателя с керамическими кольцами из БГП-10 при мощности до 300 Вт оказались несколько выше, чем при использовании BN-05, хотя различие в удельном импульсе тяги находилось в пределах точности измерений. Были проведены две серии укороченных ресурсных испытаний двигателя с кольцами, изготовленными из этих материалов. Для испытаний был выбран режим с напряжением разряда 250 В и мощностью разряда 200 Вт. Длительность испытаний с керамикой БГП-10 составила 138 ч, а с керамикой BN-05 — 84 ч. Они показали, что керамика BN-05 имеет более низкую скорость распыления, чем БГП-10. Необходимо отметить, что в первые часы работы двигателей происхо
172
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
дило некоторое снижение КПД и удельного импульса тяги. Это снижение оказалось более сильным для керамики БГП-10, чем для BN-05, поэтому был сделан вывод, что наиболее перспективным для обеспечения высокого ресурса является композит BN-05.
Перед началом ресурсных испытаний было проведено специальное исследование, цель которого состояла в выборе индукции и конфигурации магнитного поля, обеспечивающих максимальный ресурс двигателя. Известно, что выходные характеристики холловских двигателей достигают максимума при определенных индукции и конфигурации магнитного поля, однако область максимума может быть достаточно пологой и давать возможность изменять магнитное поле в некоторых пределах без заметного изменения эффективности ХД. Поэтому были проведены эксперименты с целью определения значений индукции магнитного поля из этого допустимого диапазона, при которых обеспечивается минимальная скорость распыления изоляторов. Использовался описанный выше метод эмиссионной спектроскопии. Было установлено, что наилучшие удельный импульс тяги и КПД достигаются при том же соотношении токов в магнитных катушках, при котором скорость распыления керамических колец минимальна.
В течение испытаний поддерживались постоянными массовый секундный расход ксенона в катод (0,1 мг/с), напряжение разряда (250 В), сила тока разряда (0,8 А) и токи наружной и внутренней магнитных катушек. Колебания силы тока разряда не превышали 5... 10 %. Динамика изменения рабочих характеристик двигателя в ходе испытаний продемонстрирована на рис. 3.50. В течение первых 50 ч работы наблюдался небольшой рост тяги и анодного расхода ксенона. Удельный импульс тяги при этом оставался практически неизменным. Далее до наработки примерно 200 ч значение тяги было стабильно и находилось в пределах 11... 12 мН. Анодный расход также оставался стабильным. Значение анодного удельного импульса тяги находилось в пределах 1200... 1400 с при анодном КПД в диапазоне
173
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
0,20-1-----<------------------г—
0 100 200 300 400 500 Ч
900+-О
100 200 300 400 500 t Ч
Рис. 3.50. Изменение параметров двигателя КМ-32 входересурсных испытаний: а — анодный КПД; б — анодный удельный импульс тяги; в — тяга; г — анодный рас-ход ксенона
30...40 %. После наработки 200 ч наблюдалось постепенное увеличение анодного расхода ксенона, сопровождавшееся небольшим снижением тяги. Это обусловило снижение удельного импульса тяги и КПД двигателя. К моменту завершения 500-часовых ресурсных испытаний среднее значение тяги находилось в диапазоне 11,0...11,5 мН при анодном КПД 30...35 % и анодном удельном импульсе тяги 1150...1200 с.
Перед началом ресурсных испытаний, а также после наработки 29, 84, 209, 349 и 500 ч проводились измерения профилей внутреннего и наружного изоляционных колец разрядной камеры. На базе этих данных с использованием по-луэмпирического метода расчета ресурса (см. разд. 3.3.2) был сделан прогноз дальнейшего изменения поверхности изоляторов. Измеренные профили изоляторов, а также результаты прогнозирования ресурса на периоды 1000, 2000 и
174
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.51. Профили поверхностей изоляторов разрядной камеры после работы двигателя КМ-32 в течение:
1 - 84 ч; 2 - 209 ч; 3 - 507 ч; 4 - 1000 ч; 5 - 2000 ч; 6 - 3000 ч
3000 ч показаны на рис. 3.51. В соответствии с прогнозом наружный магнитный полюс в течение 3000 ч работы не будет подвергаться ионной бомбардировке. Ионное распыление внутреннего полюса может начаться в период между 2000 и 3000 ч работы двигателя, однако влияние изменения формы полюса на конфигурацию магнитного поля согласно расчетам должно быть незначительным.
Таким образом, благодаря применению критерия опти
мизации магнитного поля и использованию нового керамического материала был создан холловский двигатель КМ-32 с номинальной мощностью 200 Вт, тягой 11... 12 мН, анодным удельным импульсом тяги 1200... 1300 с, анодным КПД 35 % и прогнозируемым ресурсом работы 3000 ч. Этот двигатель может служить базовым элементом при создании двигательных систем коррекции орбиты для МКА массой 100... 300 кг, предназначенных для решения задач связи и телекоммуникации и базирующихся как на низких орбитах (500... 1500 км), так и на геостационарных орбитах.
175
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Двигатель КМ-45
Холловский двигатель КМ-45 разработан для применения в составе систем коррекции орбиты легких геостационарных космических аппаратов. Он состоит из анодного блока и двух катодов, закрепленных на общем фланце (рис. 3.52). Средний диаметр разрядной камеры анодного блока составляет 45 мм. Магнитное поле в разрядной камере создается двумя электромагнитами, подключенными к независимым источникам питания. Катоды двигателя имеют эмиттеры из гексаборида лантана и снабжены стартовыми нагревателями мощностью 120 Вт. Основные характеристики двигателя КМ-45 в номинальном режиме: тяга 18±1 мН; удельный импульс тяги (1450±80) с; мощность не более 350 Вт.
В ходе экспериментальной отработки помимо работы двигателя в номинальном режиме были исследованы его регулировочные характеристики в диапазоне мощности 200... 400 Вт. Для определения характеристик двигателя в указанном диапазоне мощности анодный массовый секундный расход изменялся в диапазоне 0,8...1,4 мг/с при фиксиро-
Рис. 3.52. Двигатель КМ-45
176
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.53. Изменение разрядного напряжения и мощности двигателя КМ-45 при исследовании его регулировочных характеристик:
▲ - 7V; • - Ц,
ванном разрядном напряжении 310 В. После достижения максимальной мощности (400 Вт) дальнейшее увеличение анодного расхода до 1,9 мг/с сопровождалось снижением разрядного напряжения (рис. 3.53), что позволило получить режимы с максимальной тягой. На рис. 3.54 представлены зависимости тяги и удельного импульса тяги от анодного расхода рабочего тела, полученные в ходе испытаний двигателя. Видно, что двигатель обеспечивает тягу от 10 до 25 мН при полном удельном импульсе тяги 1250... 1500 с.
В соответствии с программой отработки двигатель успешно прошел механические, термоциклические и укороченные ресурсные испытания. Механические испытания включали в себя испытания на воздействие синусоидальной вибрации, линейного ускорения, случайной вибрации, удара и транспортные испытания. В ходе термоциклических испытаний было проведено 13 циклов охлаждения двигателя до -48 °C и нагрева до 200 °C. При этом проверялась как работоспособность двигателя в указанном диапазоне температур, так и стабильность его запуска при низ-i ких и высоких температурах.
Для определения стабильности характеристик двигателя ! при длительной работе, а также прогнозирования его ресур-
13-1571
177
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
R, мН
Рис. 3.54. Зависимости тяги и удельного импульса тяги двигателя КМ-45 от расхода рабочего тела
са проводились укороченные ресурсные испытания. Программой была предусмотрена продолжительность испытаний 1000 огневых часов при 1500 включениях двигателя. Основная циклограмма состояла из последовательно чередующихся периодов: 40 мин работы и 20 мин остывания. Также периодически проверялось функционирование двигателя в коротких (5 мин) и длинных (140 мин) циклах. В ходе испытаний поддерживались постоянными следующие параметры: напряжение разряда (310 В), анодный массовый секундный расход (1,2 мг/с), катодный массовый секундный расход (0,1 мг/с). Выходные характеристики двигателя изменялись незначительно. При мощности (325±10) Вт тяга находилась в диапазоне 18... 19 мН, а удельный импульс тяги — 1420... 1480 с.
178
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.55. Внешний вид изоляторов до (а)ипосле (б)ресурсных испытаний
На рис. 3.55 представлены фотографии выходной части разрядной камеры, относящиеся к началу и концу ресурсных испытаний. На рис. 3.56 показаны профили наружного и внутреннего керамических колец, измеренные в различные моменты времени. Там же приведены результаты прогнозирования профиля изоляторов через 4000 ч работы. Прогноз показал, что ресурс двигателя КМ-45 составляет
Рис. 3.56. Изменение профилей наружного (а) и внутреннего (б) изоляторов разрядной камеры входе ресурсных испытаний (пунктирная линия — прогнозируемый профиль через 4000 ч работы)
13*
179
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
3500...4000 ч и определяется распылением внутреннего изолятора разрядной камеры.
Двигатель КМ-45 успешно прошел полный цикл наземной отработки. Его летные испытания планируется провести на борту индийского спутника связи серии GSAT [3.116].
3.4.2. Двигатели средней и повышенной мощности
Двигатель КМ-60
Разрабатываемый двигатель КМ-60 предназначен для применения на борту перспективной спутниковой платформы "Экспресс-1000", на базе которой предполагается создать целый ряд геостационарных спутников связи, таких как "Экспресс-АТ" и "Экспресс-АК". Проектные характеристики двигателя: тяга 43 мН; удельный импульс тяги 1900 с; мощность 900 Вт, огневой ресурс более 3500 ч.
Следует отметить одно из наиболее существенных требований к двигателю — обеспечение длительной работы с высоким значением удельного импульса тяги при относительно низкой мощности и ограничении на величину напряжения разряда (не более 500 В). Кроме того, имеется еще ряд особенностей в требованиях, предъявляемых к двигателю, определяемых его функциональным назначением и параметрами космического аппарата, среди которых:
рекордное число включений двигателя — до 20 000 циклов (связано с предполагаемым применением двигателя не только для коррекции орбиты, но и для ориентации аппарата, а также с длительным САС спутника — 15 лет);
высокий уровень внешних механических воздействий — случайная вибрация при среднеквадратическом отклонении, равном 25g (результат негерметичной схемы космического аппарата и требований по адаптации спутника к различным ракетам-носителям).
По совокупности характеристик двигатель КМ-60 не имеет аналогов ни в России, ни за рубежом.
180
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.57. Внешний вид двигателя КМ-60
Внешний вид двигателя показан на рис. 3.57. Как и в случае двигателей КМ-32 и КМ-45, в КМ-60 используется разрядная камера гибридной схемы.
Результаты измерений параметров двигателя в диапазоне напряжений разряда 280...680 В представлены на рис. 3.58. КПД двигателя изменяется в диапазоне 35...40 % при анодном массовом секундном расходе 1,5 мг/с и 40... 45 % п\тта = 2,08 мг/с. На рис. 3.59 показаны угловое распределение плотности тока и энергоспектр ионов для режима с та = 2,08 мг/с и напряжением разряда 480 В. Угловая расходимость струи, содержащей 95 % тока ионов, составляет 72°, а средняя энергия ионов равна 426 эВ.
Кроме параметрических испытаний двигатель прошел также механические, тепловакуумные и климатические испытания. В ходе автономных испытаний два катодных блока успешно выдержали более 20 000 включений каждый.
Как уже отмечалось в разд. 3.3.2, исследование ресурсных характеристик КМ-60 проводилось для двух вариантов двигателя: сначала керамические кольца разрядной камеры были изготовлены из БГП-10, а затем — из керамики BN-05. Оба варианта двигателя были подвергнуты огневым испытаниям продолжительностью 500 ч. В ходе этих испытаний на-
181
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
в)
Рис. 3.58. Зависимости тяги (а) удельного импульса тяги (б) и КПД (в) двигателя КМ-60 от напряжения разряда:
—О— та = 1,5 мг/с; —И— та = 2,08 мг/с
182
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.59. Угловое распределение плотности тока и энергоспектр ионов в плазменной струе на номинальном режиме работы двигателя КМ-60
пряжение разряда составляло 480 В, сила тока разряда поддерживалась на уровне 1,8 А путем регулировки анодного расхода, массовый секундный расход через катод был равен 0,15 мг/с. Зависимости удельного импульса тяги от времени работы двигателя приведены на рис. 3.38. По результатам испытаний была выбрана модификация двигателя с керамикой ВЫ-05, которая обеспечивает в среднем на 100 с более высокий удельный импульс тяги.
183
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Комплексная программа экспериментальной отработки предполагает проведение полномасштабных ресурсных испытаний двигателя длительностью свыше 3500 ч.
Двигатель КМ-88
Холловский двигатель КМ-88 мощностью до 2 кВт с проектными значениями удельного импульса тяги 2500... 3000 с разрабатывается для применения в составе перспективной спутниковой платформы тяжелого класса "Экспресс-2000". Двигатель находится на стадии лабораторных исследований, поэтому его конфигурация еще не приобрела завершенный вид. Один из вариантов двигателя приведен на рис. 3.60, а на рис. 11 вклейки он показан в процессе испытаний. Диаметр разрядной камеры по средней линии равен 84 мм, высота камеры — 16 мм. В составе разрядной камеры были исследованы как традиционный материал БГП-10, так и BN-05.
Достигнутые выходные характеристики двигателя представлены на рис. 3.61. Максимальное значение тяги зафиксировано при массовом секундном расходе ксенона через анод 4,5 мг/с и напряжении разряда 500 В и составляет 105 мН (БГП-10). В начальный период работы двигателя его выходные характеристики существенным образом не изменяются при замене керамики БГП-10 на BN-05. Для БГП-10
при максимальном разрядном напряжении 1000 В и полной мощности 2587 Вт удельный импульс тяги составил 3004 с. При использовании композита BN-05 был достигнут удельный импульс тяги 2828 с при полной мощности 2133 Вт и напряжении разряда 900 В.
Характер изменения КПД с ростом напряжения разряда при
Рис. 3.60. Внешний вид двигателя КМ-88
184
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.61. Зависимость тяги и полного удельного импульса тяги двигателя КМ-88 от напряжения разряда:
—БГП-10; та = 2,35 мг/с; —БГП-10; та = 3,5 мг/с; —БГП-10; та = 4,5 мг/с; —О— BN-05, та = 2,35 мг/с; —Д— BN-05, та = 2,5 мг/с; —О— BN-05, та = 3,0 мг/с
использовании керамик БГП-10 и BN-05 примерно одинаков, а различие в абсолютных значениях КПД находится, как правило, в пределах погрешности измерений. Для самого низкого расхода газа (2,35 мг/с) можно отметить рост КПД в диапазоне напряжений разряда 300...500 В с последующим выходом на постоянное значение. Максимальное значение полного КПД, полученное при массовом секундном расходе ксенона через анод 4,5 мг/с и напряжении разряда 500 В, составило 57 %. При этом режимы с максимальной эффективностью реализуются при наибольших значениях анодного
185
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
-80 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 S0
Рис. 3.62. Угловое распределение плотности тока и энергоспектр ионов в струе на номинальном режиме
расхода газа (4,0...4,5 мг/с) в диапазоне напряжения разряда 500...600 В.
Результаты измерений параметров потока ионов в плазменной струе двигателя со стенками разрядной каме
186
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
ры, выполненными из керамики BN-05, при массовом секундном расходе ксенона через анод 2,35 мг/с и напряжении разряда 800 В показаны на рис. 3.62. Угловая расходимость ионного пучка, определенная по уровню мощности 95 %, составляет 62°, а средняя энергия ионов равна 720 эВ. Для обоих материалов при увеличении напряжения разряда можно отметить тенденцию к снижению угловой расходимости и увеличению средней энергии ионов (Д ), нормированной на энергию eUp, т.е. пространственно-скоростная сформированность потоков ионов улучшается.
Двигатель КМ-8 8 прошел два цикла эрозионных испытаний с керамическими кольцами, изготовленными из БГП-10 и BN-05, длительностью около 100 ч каждый. Испытания с керамикой БГП-10 проводились при мощности разряда 1550 Вт, напряжении разряда 550 В, анодном массовом секундном расходе ксенона 3,28...3,39 мг/с, массовом секундном расходе ксенона в катод 0,2 мг/с. Тяга двигателя составила 72...75 мН. В процессе испытаний происходило плавное увеличение анодного массового секундного расхода ксенона от 2,25 до 2,40 мг/с, в результате которого удельный импульс тяги изменялся от 2200 до 2050 с, а КПД — от 51 до 47 %. Для обеспечения оптимального режима работы двигателя в ходе испытаний потребовалось снизить ток в магнитных катушках примерно на 15 %. Фотографии внутреннего и наружного керамических колец разрядной камеры после окончания ресурсных испытаний представлены на рис. 3.63 и 3.64. По результатам испытаний был сделан прогноз по форме изоляторов после наработки 500, 1000, 3000 и 5000 ч. Его результаты показаны на рис. 3.65. Отмечая сравнительно невысокую точность прогноза формы изоляторов после наработки 5000 ч, проведенного по результатам 100-часовых ресурсных испытаний, тем не менее можно сделать вывод о принципиальной достижимости ресурса 5000 ч при данном режиме работы двигателя.
Эрозионные испытания двигателя с диэлектрическими кольцами из BN-05 проводились при более высоких зна-
187
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 3.63. Внутреннее кольцо разрядной камеры двигателя КМ-88
Рис. 3.64. Наружное кольцо разрядной камеры двигателя КМ-88
чениях напряжения разряда (700 В) и мощности разряда (1980 Вт), анодный массовый секундный расход ксенона составлял 3,1 мг/с, массовый секундный расход газа через катод 0,2 мг/с, суммарная мощность 2 кВт. Двигатель проработал 94 ч. В данном случае для поддержания оптимальной работы двигателя не требовалась корректировка тока в катушках намагничивания. Параметры двигателя во время испытаний были стабильны. Тяга находилась на уровне 83...85 мН, удельный импульс тяги 2590...2630 с, КПД - 53...55 %.
188
Глава 3. ХДс замкнутым дрейфом электронов
б)
Рис. 3.65. Измеренные (1) и спрогнозированные (2) профили наружного (а) и внутреннего (б) изоляторов двигателя КМ-88 по результатам эрозионных испытаний (БГП-10)
189
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Двигатель КМ-5
Холловский двигатель КМ-5 является перспективным для решения задач коррекции средних и тяжелых КА, базирующихся на ГСО, включая их довыведение, а также может быть эффективно использован в качестве маршевого двигателя легких межпланетных зондов (в частности, для полетов к Луне и Марсу).
Внешний вид двигателя КМ-5 представлен на рис. 2.4. Разрядная камера двигателя целиком выполнена из керамики БГП-10. Диаметр наружной стенки цилиндрической части разрядной камеры 116 мм, высота камеры 15,5 мм. В качестве катодов-компенсаторов используются полые катоды с вольфрамбариевыми эмиттерами. Один из катодов резервный.
Первоначально двигатель разрабатывался как многорежимный с суммарным импульсом тяги 2,2-106 Н-с и номинальной мощностью 2000 Вт. При этом он должен длительно функционировать на режимах с пониженной (1350 Вт) и номинальной мощностью и кратковременно при повышенной (2500 Вт) мощности. Параметры двигателя, полученные в процессе его оптимизации для работы на разных уровнях мощности, представлены в табл. 3.6.
Таблица 3.6
Параметры двигателя КМ-5
Мощность, Вт	Напряжение, В	Тяга, мН	Удельный импульс тяги, с	кпд, %
1350	300	82	1570	47
	350	71	1780	46
	450	65	183	43
2000	350	111	1880	51
	450	102	1970	49
2500	350	137	1970	53
	450	128	2090	52
190
Глава 3. ХДс замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.66. Расположение двигательного блока с КМ-5 на КА "Экспресс-А4
а — схема; б— внешний вид; УГР — узел газораспределения; БУС — блок управления и согласования; БК4 — блок коррекции № 4; БПК, БХК — блоки подачи и хранения ксенона соответственно
В связи с перспективностью разработки и возможным коммерческим интересом со стороны как внутренних, так и зарубежных потребителей Центром Келдыша совместно с НПО ПМ в 2001 г. было принято решение о проведении летных испытаний многорежимного двигателя КМ-5 на борту КА "Экспресс-А4" (рис. 3.66).
Так как на борту КА "Экспресс-А4" питание КМ-5 может осуществляться только от штатного бортового источника питания при напряжении 300 В и разрядном токе силой 4,5 А, было решено проводить обработку КМ-5 на этом, а не на номинальном режиме.
С учетом особенностей функционирования на борту КА были проведены автономные испытания двигателя на стойкость к соответствующим тепловому воздействию и механическим нагрузкам, а также 500-часовые ресурсные испытания.
Ресурсные испытания проводились циклами. Период каждого цикла составлял 180 мин при длительности огневой работы в цикле 160 мин. Напряжение разряда (300±6) В и разрядный ток (4,5±0,1) А в процессе испытаний поддержи
191
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
вались постоянными. Было проведено 188 циклов включений двигателя, из них 5 включений выполнено на резервном катоде. В течение ресурсных испытаний параметры двигателя были стабильны (тяга (80±4) мН, удельный импульс тяги -1550 с, мощность -1350 Вт). Угловая расходимость струи, определенная по уровню 95 % тока пучка, в ходе испытаний не изменялась и составляла 56°.
32 —— _———————————— z, мм
0	2	4	6	8	10	12	14
б)
Рис. 3.67. Изменение профилей наружного (а) и внутреннего (б) изоляторов двигателя КМ-5 в ходе ресурсных испытаний
192
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Измерение профилей стенок разрядной камеры проводилось перед началом ресурсных испытаний, через 120, 250, 364, 507 ч работы и после завершения испытаний. Профиль измерялся в 8 равномерно расположенных по углу продольных сечениях. Профили стенок изолятора, измеренные после 250, 364 и 507 ч работы двигателя, представлены на рис. 3.67. Здесь же показан первоначальный профиль стенок изолятора перед огневыми испытаниями. Оценка ресурса разрядной камеры с использованием результатов общей огневой наработки двигателя за 554 ч составляет ~6500...7000 ч.
Натурные испытания двигателя КМ-5 начались с момента выведения КА "Экспресс-А4" на геостационарную орбиту — 10 июня 2002 г. Двигатель используется для удержания КА по наклонению. К январю 2008 г. наработка двигателя составила 1400 ч при 800 включениях.
Двигатель КМ-7
Энергобаллистический анализ современных задач межорбитальной транспортировки и коррекции орбиты тяжелых геостационарных спутниковых платформ показывает, что для таких целей целесообразно применение многорежимного холловского двигателя мощностью 4...6 кВт в одном модуле. Двигатель должен допускать регулировку таких параметров, как электрическая мощность, тяга и удельный импульс тяги в процессе полета, обеспечивая наибольшую эффективность выполнения каждой задачи. Наиболее подходящим для этого является холловский двигатель КМ-7, созданный на базе двигателя Т-160Е.
Двигатель Т-160Е [3.117] выполнен по схеме СПД с диэлектрической разрядной камерой и рассчитан на три уровня мощности: 3,5; 4,5; 6,0 кВт. Номинальная мощность составляет 4,5 кВт. В 1999 г. двигатель прошел огневые испытания в Центре Гленна (США). По данным NASA [3.118], на номинальном режиме (напряжение разряда 300 В) двигатель обеспечивает тягу 290 мН, удельный импульс тяги 1793 с и КПД 57 %. В Центре Келдыша двигатель был испытан в диапазоне мощности 1,5...6,0 кВт, тяга изменялась в диапазоне
14-1571
193
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 3.68. Размещение двигателя Т-160Е в составе КА "Экспресс-А2"
70...440 мН, а удельный импульс тяги составил 1350...2300 с [3.119]. Двигатель Т-160Е прошел полный объем наземной отработки и был допущен к проведению летных испытаний на борту связного геостационарного КА "Экспресс-А" разработки НПО ПМ. На рис. 3.68 показан двигатель в составе КА "Экспресс-А2".
Внешний вид двигателя КМ-7 приведен на рис. 3.69. Основное отличие двигателя КМ-7 от Т-160Е состоит в конструкции разрядной камеры. В КМ-7 она выполнена по гибридной схеме — металлическая разрядная камера со съемными концевыми вставками из диэлектрического материала, размещаемыми в зоне максимальной индукции магнитного поля. Средний диаметр разрядной камеры 134 мм, высота камеры 24 мм. Конструкция двигателя КМ-7 позволяет проводить его испытания при напряжении разряда до 1000 В.
Результаты испытаний одной из модификаций двигателя КМ-7 в диапазоне мощности 5...6 кВт при напряжении разряда 300...600 В приведены в табл. 3.7. В частности, при суммарном энергопотреблении двигателя 5118 Вт (напряжение
194
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.69. Внешний вид двигателя КМ-7
разряда — 600 В) тяга составила 234 мН, полный удельный импульс тяги 2650 с и полный КПД ~60 %.
Таблица 3.7
Результаты испытаний двигателя КМ-7
t/p, В	Л, А	А₽, Вт	ти, мг/с	тк, мг/с	N, Вт	R, мН	Лд’ с	П
350	14,4	5040	14,1	0,7	5100	296	2038	0,57
350	14,3	5005	13,8	0,7	5064	301	2116	0,61
350	17,5	6125	17,9	1,0	6196	365	1968	0,57
350	17,6	6160	17,1	1,0	6246	349	1965	0,54
400	13,1	5240	13,4	0,7	5313	284	2092	0,54
400	13,15	5260	13,15	0,7	5342	290	2134	0,57
450	10,98	4941	10,5	0,6	5026	253	2323	0,58
450	11,0	4950	10,5	0,6	5032	251	2305	0,57
500	10,1	5050	9,6	0,6	5130	246	2458	0,58
500	10,2	5100	9,8	0,5	5175	244	2415	0,56
550	9,0	4950	8,9	0,5	5027	236	2559	0,59
550	8,9	4895	8,8	0,5	4971	230	2523	0,57
600	8,2	4920	8,2	0,5	5001	230	2643	0,61
600	8,4	5040	8,5	0,5	5118	234	2650	0,60
14’
195
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
3.4.3. Криовакуумная экспериментальная установка для наземной отработки плазменных двигателей
Криовакуумная установка КВУ-90 предназначена для наземной экспериментальной отработки ЭРД в условиях без-масляной откачки и имеет большую вакуумную камеру — объемом 90 м3. Суммарная производительность высоковакуумной криогенной ступени откачки составляет в настоящее время 73 м3/с, что позволяет испытывать двигатели мощностью до 6 кВт. В конструкции вакуумной камеры предусмотрена возможность наращивания производительности криогенной системы откачки (путем установки дополнительных насосов) до 200 м3/с, что делает возможным проведение испытаний холловских ЭРД мощностью до 15...20 кВт. Схема установки КВУ-90 с некоторыми элементами и системами приведена на рис. 3.70, а ее внешний вид — на рис. 3.71.
Рис. 3.70. Схема установки КВУ-90
196
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.71. Внешний вид установки КВУ-90
Вакуумная камера состоит из двух отсеков — основного, где производятся испытания двигателей, и дополнительного — предкамеры, предназначенной для размещения тягоизмерительного устройства (ТИУ). Основной и дополнительный отсеки разделены вакуумным затвором с проходным диаметром 900 мм.
Размеры основной вакуумной камеры: диаметр 3,8 м, длина 8 м. Оболочка камеры состоит из двух частей, установленных на колеса. Соединение этих частей выполнено разъемным. Задняя часть камеры может откатываться по рельсам, что позволяет проводить монтаж внутренних элементов установки.
Предкамера (диаметр 1 м, длина 2 м) также установлена на колеса и может откатываться, что делает удобным монтаж двигателя и настройку ТИУ. В предкамере на направляющих установлено выдвижное устройство, на котором располага-
197
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 3.72. ТИУ с двигателем в предкамере
ется ТИУ. На ТИУ устанавливается испытываемый двигатель (рис. 3.72)
Предкамера оснащена автономной системой откачки. Манипуляции с двигателем могут производиться без нарушения вакуума в основной камере. После восстановления вакуума в предкамере открывается затвор, двигатель с ТИУ выкатываются в основной отсек для проведения испытаний. Это позволяет существенно сократить время, необходимое для технологических операций по подготовке установки к работе.
Система подачи ксенона имеет как минимум три линии подвода газа (анод и два катода), включающие в себя регуляторы расхода газа с измерителями расхода, а также тариро-вочную систему. Катодные линии снабжены дополнительными блоками очистки ксенона (геттерами).
Установка оснащена стендовой системой электропитания разряда двигателя напряжением до 1000 В, мощностью до 7 кВт.
Установка позволяет производить круглосуточные испытания без остановки двигателя в течение длительного време
198
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
ни, зависящего от мощности испытываемого двигателя. Остановки испытаний связаны с проведением регламентных работ с криогенными насосами.
В конструкции вакуумной камеры предусмотрена возможность ее дальнейшего совершенствования. В частности, предусмотрена возможность создания второго рабочего места, увеличения в случае необходимости рабочего объема камеры и, соответственно, скорости откачки путем ввода дополнительных секций.
Высоковакуумная ступень откачки объединяет семь криоваку-умных насосов: три насоса НВК-900 (скорость откачки 15 м3/с по Хе) и четыре насоса НВК-630 (скорость откачки 7 м3/с по Хе). Применение крионасосов двух типов обусловлено тем, что НВК-900 осуществляет откачку только ксенона, а для откачки сопутствующих газов (О2, N2, Н2, СО2 и др.) применяются насосы НВК-630, снабженные дополнительными криоадсорбци-онными панелями. При натекании ксенона с расходом до 10 мг/с давление в камере не превышает 5-10~5 мм рт.ст. Это позволяет испытывать двигатели мощностью до 6 кВт.
Предварительное вакуумирование камеры осуществляется одним форвакуумным насосом ВН-6Г и двумя двухроторными типа ДВН-1500. Приняты меры по недопущению попадания масла в объем камеры, для чего на откачных трубопроводах установлены азотные ловушки.
Регистрация параметров двигателя и плазменной струи производится с помощью специально разработанной автоматизированной системы измерения, построенной на основе средств автоматизации фирмы L-Card.
Из всего набора измеряемых величин можно выделить две наиболее важных — тягу и расход рабочего тела (газ ксенон). Измерение этих величин с высокой точностью является нетривиальной задачей в силу чрезвычайной малости их абсолютных значений.
Определение тяги двигателя на установке КВУ-90 осуществляется с помощью тягоизмерительного устройства компенсационного типа, позволяющего надежно измерять тягу ЭРД в диапазоне 5...300 мН. Важным достоинством компен
199
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
сационного способа измерения тяги является отсутствие перемещения подвижной (чувствительной) части ТИУ. При этом можно добиться чувствительности измерений, намного превосходящей чувствительность ТИУ, в которых используется способ прямых измерений. Важно также и то, что для компенсационного метода при использовании системы электромагнитной компенсации усилия (катушка постоянного тока, находящаяся в магнитном поле, создаваемом электромагнитом) может быть достигнута линейность градуировочной характеристики ТИУ в широком диапазоне измеряемых усилий. Дополнительным преимуществом ТИУ данного типа является его компактность, что очень важно для оборудования, размещаемого в вакуумной камере.
Принципиальная схема ТИУ компенсационного типа показана на рис. 3.73. Устройство построено на базе маятнико-
Рис. 3.73. Принципиальная схема ТИУ компенсационного типа:
1 — мерный груз; 2 — градуировочное устройство; 3 — система компенсации; 4—усилие компенсации; 5 — задний подвес; 6 — регистрирующий блок; 7 — блок усилителя-преобразователя; 8— емкостный датчик; 9— передний подвес; 10— тяга ЭРД; 11 — ЭРД; 12 — подвижная платформа; 13 — электрические и газовые гибкие подводы
200
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
вой подвески, оснащенной системой компенсации усилия и выполненной в виде параллелограмма. Маятниковая подвеска располагается в объеме вакуумной камеры, а блок усилителя-преобразователя, служащий для управления работой подвески, — вне вакуумной камеры. Подвеска снабжена дистанционным устройством, позволяющим нагружать ТИУ мерными грузами для периодической проверки работоспособности.
ТИУ работает по принципу автоматической компенсации усилия, действующего на подвижную платформу с установленным на ней двигателем. Компенсация этого усилия осуществляется с помощью следящей системы с жесткой отрицательной обратной связью. Выходной сигнал системы компенсации усилия служит выходным сигналом ТИУ, поступающим на регистрирующие приборы. В данной конструкции ТИУ используется электромагнитная система компенсации усилия, обеспечивающая практическую линейность его градуировочной характеристики. В конструкции прибора предусмотрено градуировочное устройство, позволяющее дистанционно нагружать подвеску усилиями от мерных грузов в процессе работы ТИУ по команде оператора.
Для обеспечения приемлемой погрешности измерения тяги, возникающей из-за влияния работающего двигателя на процесс измерения, используется так называемый способ "отсечки тяги". Способ основан на определении разницы в показаниях ТИУ в момент работы плазменного двигателя на стационарном режиме перед его отключением и непосредственно после отключения — величины Л(/л. Затем используются результаты дистанционной градуировки ТИУ, осуществляемой непосредственно после определения величины &Ua. По результатам дистанционной градуировки определяется чувствительность ТИУ f (разность показаний ТИУ до и после нагружения мерным грузом, деленная на усилие, создаваемое мерным грузом), по которой и определяется значение тяги двигателя: R = AUa If. Типичная циклограмма процесса измерения тяги ЭРД с наличием эффекта "дрейфа
201
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Рис. 3.74. Циклограмма процесса измерения тяги ЭРД с наличием "дрейфа нуля"
нуля" представлена на рис. 3.74. Такая методика измерения тяги ЭРД позволяет избавиться от воздействия целого ряда дестабилизирующих факторов. Прежде всего она позволяет избавиться от присущего большинству ТИУ эффекта "дрейфа нуля".
Анализ различных факторов, влияющих на точность измерений, показал, что суммарная погрешность измерений тяги с использованием такого ТИУ зависит от величины измеряемого усилия: уменьшается с увеличением усилия. Типичные значения максимальной суммарной погрешности бЕтах для различных уровней тяги:
R, мН............ 10	20	30	50	100
6Етах, %........... 3	2,8	2,6	2,5	2,2
В качестве средств задания и измерения расхода ксенона в магистралях подачи рабочего тела установки КВУ-90 используются серийно выпускаемые регуляторы расхода газа типа РРГ-9М. Регулятор РРГ-9М представляет собой при
202
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
бор с системой автоматического регулирования расхода газа, имеющей электрический выходной сигнал, пропорциональный расходу газа. Используется несколько модификаций прибора, рассчитанных на различные уровни расхода газа.
Завод-изготовитель производит градуировку каждого РРГ-9М на определенный расход по азоту. При применении регуляторов на других газах необходимо использовать поправочные коэффициенты, при этом погрешность преобразования составляет ~4 % от верхнего предельного значения диапазона измерений. В частности, для массового секундного расхода газа в диапазоне 0,5...5,5 мг/с (подача газа в анод двигателя) это ведет к увеличению погрешности измерений в каждом номинале РРГ-9М (3,6; 1,8; 0,9 мг/с) примерно в два раза (до 8...9 %), для катодных расходов газа (рабочий диапазон 0,05...0,2 мг/с) погрешность измерений достигает 10...12 %. Данные значения погрешностей неприемлемо высокие. В связи с этим приняты меры по уменьшению погрешности приборов РРГ-9М. Разработано высокоточное градуировочное устройство (ГУ) и получена градуировочная зависимость (расход ксенона в зависимости от выходного сигнала регулятора расхода газа). ГУ предназначено для определения градуировочной характеристики регулятора расхода непосредственно в стендовых системах. Оно имеет два диапазона измеряемых массовых секундных расходов ксенона: для катодных магистралей 0,02...0,5 мг/с и для анодных магистралей 0,5...5,5 мг/с.
Схема градуировочного устройства представлена на рис. 3.75. Устройство состоит из трех основных узлов: разделительной емкости, стеклянной колбы и расширительной емкости.
Принцип работы ГУ состоит в следующем. Газообразное рабочее тело из регулятора расхода газа с постоянным расходом поступает в нижнюю часть разделительной емкости. Газ, находящийся в нижней части разделительной емкости, увеличиваясь, деформирует эластичную газонепроницаемую мембрану, в результате чего влажный воздух из верхней части разделительной емкости поступает в верхнюю шарооб-
203
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
МН ксенон
МН влажный воздух ими дистиллированная вода
Рис. 3.75. Схема градуировочного устройства:
1—разделительная емкость; 2—стеклянная колба; 3 — расширительная емкость
разную емкость стеклянной колбы, вытесняя воду из мерного "эталонного" объема. Вытесненная вода из мерного "эталонного" объема поступает в расширительную емкость. Время вытеснения воды от верхней риски до нижней риски мерного "эталонного" объема определяет массовый расход газа в единицу времени.
Анализ возможных источников появления ошибки при проведении градуировки расходомеров РРГ-9М показал, что суммарная погрешность при измерении расхода газа через анодную и катодную магистрали составляет ±2,4 и ±3,4 % соответственно. Таким образом, использование ГУ для определения градуировочной характеристики приборов РРГ-9М непосредственно в стендовых условиях на натурном рабочем теле позволяет существенно уменьшить (в ~3 раза) погрешность измерений, полученную на заводе-изготовителе, и повысить достоверность результатов. В частности, погрешность определения такого важного параметра, как удельный импульс тяги, составит в данном случае примерно ±3,5 %.
Основным устройством системы измерения параметров плазменной струи является трехсеточный датчик ионного тока с задерживающим потенциалом. Датчик используется в двух режимах: измерение плотности ионного тока струи и из-
204
Глава 3. ХД с замкнутым дрейфом электронов
Рис. 3.76. Схема подключения и функционирования трехсеточного датчика:
1 — экранирующая сетка; 2—отсечная сетка; 3 — анализирующая сетка; 4 — коллектор тока; 5 — корпус датчика
мерение энергетического спектра ионов плазменной струи. Устройство датчика показано на рис. 3.76. Принцип действия датчика основан на электростатическом разделении частиц плазмы (ионов и электронов) отсечной сеткой с последующим электростатическим задерживанием ионов анализирующей сеткой.
На пути плазмы, прошедшей через экранирующую сетку, расположена сетка отсечки, предназначенная для разделения электронной и ионной компонент плазмы. Сетка отсечки находится под отрицательным относительно земли потенциалом (в эксперименте -40 В), соответствующим потенциалу запирания электронной компоненты.
На анализирующую сетку в зависимости от режима работы подается либо постоянный положительный потенциал —Ь40 В (режим измерения плотности ионного тока), либо сканирующий (пилообразный) положительный потенциал (режим измерения энергетического спектра ионов). Потенциал анализирующей сетки (рг задерживает ионы, энергия направленного движения которых не превышает значения есрг. Ионы с энергией выше е<рг собираются коллектором.
205
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
В вакуумной камере датчик размещается на специальном сканирующем устройстве, которое позволяет перемещать его в плазменной струе в различных направлениях. Датчик перемещается по дуге с радиусом 1500 мм в пределах угла у = = ±90°, которая имеет вертикальную ось вращения и может поворачиваться на угол а = ±90° (см. рис. 3.70). Таким образом, имеется возможность измерять параметры плазменной струи практически в любой точке, принадлежащей передней полусфере с радиусом 1500 мм.
Математическая обработка сигнала трехсеточного датчика ионного тока, перемещаемого в плазменной струе, позволяет восстановить энергоспектр ионов (в осевом и других направлениях) и угловое распределение плотности ионного тока в плазменной струе.
Таким образом, большие размеры вакуумной камеры установки КВУ-90, высокопроизводительная криогенная система вакуумирования, обеспечивающая высокий уровень безмасляного вакуума при работающем двигателе, и наличие прецизионных систем измерения обеспечивают исследование параметров плазменных двигателей с высокой точностью в условиях, максимально приближенных к натурным. Все это позволяет говорить об уникальности этой установки.
Глава 4
ИОННЫЕ ДВИГАТЕЛИ
Среди различных типов ЭРД ионные двигатели обеспечивают максимальный удельный импульс тяги. Рабочий диапазон по удельному импульсу тяги для ионных двигателей на ксеноне начинается с 2500 с. С ростом удельного импульса тяги эффективность двигателей только возрастает. Отличительной особенностью ИД также является их высокий огневой ресурс, который составляет 10 000... 15 000 ч и более.
Широкое распространение ионные двигатели получили за рубежом, где двигательные установки на их основе используются для решения таких задач, как коррекция орбиты геостационарных КА, довыведение КА на рабочую орбиту, а также на межпланетных зондах в качестве маршевых двигательных установок. К сожалению, в России после первых летных испытаний в 1960-х гг. развитие технологии ИД замедлилось. Современные тенденции в развитии КА (рост сроков активного существования до 15 лет, повышение эффективности бортовых энергоустановок) выдвигают новые требования к их двигательным установкам. Так, например, оптимальный удельный импульс тяги для коррекции орбиты геостационарного КА возрастает до -3500 с. Это стимулирует повышение внимания к разработкам ионных двигателей.
Одним из основных узлов ионного двигателя является ионно-оптическая система. Она определяет ресурсные характеристики двигателя и оказывает существенное влияние на его эффективность. В первой части данной главы на примере программы GASEL [4.1] описываются методы математического моделирования основных физических процессов в ИОС. Основное внимание в рассматриваемых численных и экспериментальных исследованиях направлено на изуче
207
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
ние особенностей ИОС щелевого типа. Апертуры в электродах такой системы имеют форму длинных узких щелей, в то время как в традиционно используемых ИОС апертуры выполнены в виде круглых отверстий малого диаметра. При этом число апертур в случае щелевой ИОС значительно меньше числа апертур традиционной ИОС. Поскольку ионно-оптическая система — наиболее сложный с технологической точки зрения узел ИД, такое сокращение числа апертур позволяет существенно снизить трудоемкость и стоимость изготовления двигателя в целом.
Во второй части данной главы представлены основные конструктивные особенности и результаты испытаний нескольких моделей ионных двигателей, разработка которых ведется в Центре Келдыша в настоящее время.
4.1. Численное моделирование ионно-оптических систем
Важной частью разработки ионных двигателей является численное исследование ионно-оптических систем. При расчете ИОС решаются две основные задачи:
расчет плазменной границы и траекторий ионов;
расчет скорости распыления ускоряющего электрода под действием ионной бомбардировки (процесс, определяющий ресурс ИОС, а в большинстве случаев и ресурс двигателя в целом). Для расчета скорости распыления необходимо предварительно определить скорость образования вторичных ионов в межэлектродном зазоре и за срезом двигателя, которая, в свою очередь, зависит от потока нейтрального газа, идущего из газоразрядной камеры двигателя.
Для решения этих задач разработана программа GASEL. Она состоит из трех основных частей: блока расчета потоков нейтральных частиц; блока расчета электростатических полей и потоков заряженных частиц; блока моделирования процессов перезарядки и скорости эрозии электродов.
Потоки нейтральных частиц рассчитываются при помощи уравнения Бхатнагара—Гросса—Крука (БГК-модель)
208
Глава 4. Ионные двигатели
[4.2]. Это кинетическое уравнение позволяет учитывать упругие столкновения молекул и дает возможность моделировать потоки нейтрального газа не только в свободномолекулярном режиме, который реализуется в ионных двигателях, но также в переходном режиме при числах Кнудсена от 0,01 до бесконечности. Решение БГК-уравнения проводится методом интегральных итераций.
Решение уравнения Пуассона проводится на прямоугольной сетке методом конечных разностей с верхней релаксацией. Траектории заряженных частиц рассчитываются методом "предиктор-корректор". Для вычисления плотности объемного заряда применяется метод трубок тока. В расчете учитывается тепловое распределение начальных скоростей заряженных частиц в радиальном направлении.
Один из наиболее распространенных подходов к моделированию начальных условий старта ионов из газоразрядной плазмы в алгоритмах, которые не предназначены для непосредственного расчета плазменных потоков, состоит в использовании условной эмиссионной поверхности, которая разделяет плазму и ионный пучок. Предполагается, что ионы стартуют перпендикулярно к этой поверхности с начальной скоростью Бома и заданной плотностью тока. Однако такой подход противоречит критерию Бома, согласно которому ионы, двигаясь к плазменной границе, должны набрать энергию порядка электронной температуры в глубине разряда. Отсюда следует, что поток направленного движения ионов формируется на расстояниях, значительно больших характерного масштаба изменения формы плазменной границы, который определяется размером апертуры плазменного электрода. На таких расстояниях поток ионов не способен заметно перестроиться. Поэтому плотность тока с поверхности плазмы в первом приближении пропорциональна косинусу угла между начальным направлением движения ионов и местным перпендикуляром к плазменной границе. Обусловленное этим изменение плотности тока вдоль плазменной границы существенно затрудняет опреде
15-1571
209
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
ление ее формы путем использования закона Чайлда или более сложных моделей.
Для моделирования условий старта ионов из плазмы в программе GASEL применяется процедура, наиболее близкая к методам, используемым в программах моделирования плазменных потоков. Предполагается, что ионы стартуют с заданной поверхности, расположенной в глубине плазмы, со скоростью направленного движения, которая определяется критерием Бома. На каждой итерации объемный заряд в узлах расчетной сетки корректируется согласно следующему правилу: если потенциал в узле превышает заданный потенциал плазмы, объемный заряд задается равным нулю в соответствии с условием квазинейтральности; в противоположном случае к объемному заряду ионов добавляется объемный заряд электронов, определяемый распределением Больцмана.
Расчет потока нейтрального газа и решение уравнения Пуассона проводятся в программе на одной и той же сетке. Это упрощает расчет скорости резонансной перезарядки. При расчете скорости распыления электродов учитываются ионы ускоряемого пучка, перезарядившиеся ионы, быстрые нейтральные атомы и ионы, поступающие из пучковой плазмы. При расчете коэффициента распыления учитывается только энергия падающих частиц. Основной метод моделирования скорости распыления электродов в программе двумерный. Отдельный блок программы предназначен для приближенного моделирования трехмерной картины эрозии.
4.1.1.	Ускоряющие системы с круговыми апертурами
Для исследования ИОС с круговыми апертурами была выбрана двухэлектродная ускоряющая система. Основное внимание было уделено влиянию толщины плазменного электрода и разрядного напряжения на формирование ионного пучка.
На рис. 4.1 продемонстрировано поведение ионного потока вблизи плазменного электрода. Ионы движутся через
210
Глава 4. Ионные двигатели
Рис. 4.1. Траектории ионов вблизи плазменного электрода
квазинейтральную плазму к плазменной границе со скоростью Бома. Разность между потенциалом плазмы и потенциалом плазменного электрода приблизительно равна напряжению разряда Up. Двигаясь через слой, в котором происходит это падение потенциала, некоторые ионы притягиваются к плазменному электроду. Поэтому существует различие между эффективной площадью Sseff =nd^/4, с которой ионы попадают в зону ускорения, и площадью апертуры плазменного электрода 5, =ndj /4 (ds — диаметр апертуры плазменного электрода; dseff— эффективный диаметр аперту-; ры). Коэффициент Keff = SseB/Ss может применяться в качестве характеристики эффективности использования геометрической прозрачности плазменного электрода. Эту величину можно также определить как отношение извлекаемого из апертуры тока к поступающему току, где последний определен как произведение плотности тока из плазмы на площадь апертуры плазменного электрода.
Результаты численного моделирования показывают, что Keff уменьшается при увеличении толщины плазменного электрода, если все остальные параметры неизменны. Увеличение ускоряющего напряжения Ut приводит к увеличению Keff. На рис. 4.2 проиллюстрированы эти эффекты. Рисунок 4.2, а демонстрирует траектории ионов и эквипотенциали в исходной конфигурации, для которой толщина плазменного электрода
15*
211
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 4.2. Влияние ускоряющего напряжения и толщины плазменного электрода на формирование ионного пучка
равна tsa, а ускоряющее напряжение — Uta. На рис. 4.2, б показана конфигурация, в которой толщина плазменного электрода ts6 больше, чем tsa, при таком же ускоряющем напряжении: Ut6 = Uta. Как видно, увеличение толщины плазменного электрода приводит к ослаблению ускоряющего поля, увеличению доли ионов, попадающих на плазменный электрод, уменьшению эффективного диаметра апертуры dse,f и снижению К#. Увеличение ускоряющего напряжения приводит к противоположному эффекту: при такой же толщине плазменного электрода, как в исходной конфигурации: tsg = и при увеличенном ускоряющем напряжении: U„, > Ula (рис. 4.2, в) параметры dseff и возрастают.
Для проверки правильности этих рассуждений и адекватности моделирования плазменной границы в программе GASEL был проведен эксперимент с использованием относительно толстого плазменного электрода. Ускоряющая система имела следующие параметры:
Диаметр отверстий в плазменном электроде, мм.......2,0
Толщина плазменного электрода, мм .................1,0
Диаметр отверстий в ускоряющем электроде, мм.......1,3
Толщина ускоряющего электрода, мм..................1,0
Расстояние между плазменным и ускоряющим электродами, мм.................................0,8
Потенциал плазменного электрода, В.................900
Потенциал ускоряющего электрода, В.................-600..-1200
Сила тока пучка, мА ..............................162...	176
Напряжение разряда, В .............................40
212
Глава 4. Ионные двигатели
Рис. 4.3. Влияние ускоряющего напряжения на ток ионного пучка
В эксперименте использовался 10-сантиметровый ксеноновый ионный источник кауфмановского типа. Экспериментально и расчетным путем определялась зависимость тока ионного пучка от ускоряющего напряжения при неизменных параметрах газового разряда. Результаты представлены на рис. 4.3.
Как расчет, так и эксперимент показали рост тока ионного пучка с увеличением ускоряющего напряжения. Числовое выражение этих зависимостей удобно получить при помощи концепции нормализованного первеанса. При малых начальных скоростях ионов плотность ионного тока удовлетворяет закону Чайлда:
4 \1ё U?2
(4-1)
где М — масса ионов; — эффективная длина ускорения.
Если считать, что площадь эмиссионной поверхности равна nd2 /А, а эффективная длина ускорения =7/,2+rf,74, где lg — расстояние между плазменным и ускоряющим элек
213
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
тродами, то изменение силы тока ионного пучка J, может быть описано при помощи нормализованного первеанса отдельной апертуры
Г—= — 1^.	(42)
nph Ur\ds J 9 \М	1 }
Использование этой величины в качестве параметра, характеризующего угловую расходимость ионного пучка, подразумевает, что подобные ускоряющие системы имеют одинаковый коэффициент эффективной прозрачности Keffn подобную форму слоя, в котором происходит падение напряжения разряда. Однако и параметр Keff, и форма слоя, в котором происходит падение напряжения разряда, зависят от толщины плазменного электрода и напряжения разряда. Поэтому вместо нормализованного первеанса отдельной апертуры в качестве параметра, описывающего эффективность извлечения ионного пучка, удобно ввести скорректированную величину
Г" р _	р	/д пч
СОГГ ту nph 5	)
где Км — коэффициент, учитывающий зависимость угловой расходимости ионного пучка от конфигурации слоя падения напряжения разряда.
Согласно расчетам коэффициент Kdyd может быть представлен в следующем виде: Kdyd = (Uv/Ut)0’2. Параметр Keff слабо зависит от отношения напряжения разряда к ускоряющему напряжению. Изменение скорректированного первеанса обусловлено главным образом изменением формы слоя падения разрядного напряжения. При этом наиболее заметным эффектом является уменьшение угловой расходимости ионного пучка с ростом отношения разрядного напряжения к ускоряющему напряжению, что подтверждается экспериментальными данными (рис. 4.4). Причина уменьшения угловой рас-
214
Глава 4. Ионные двигатели
а)
Рис. 4.4. Влияние отношения ир/Г^наугловуюрасходимостьионного пучка: а - Up/U, = 0,0035; б - Up/Ut = 0,0315
ходимости состоит в том, что при увеличении разрядного напряжения растут электрические силы в направлении плазменного электрода, которые уменьшают фокусирующее воздействие вблизи края плазменной апертуры. Это приводит к уменьшению степени перефокусировки крайних траекторий и снижению полной угловой расходимости.
Для выявления характера влияния толщины плазменного электрода на нормализованный первеанс отдельной апертуры была проведена серия расчетов. Для расчетов были выбраны следующие параметры ИОС:
Диаметр отверстий в плазменном электроде, мм .......1,9
Толщина плазменного электрода, мм...................0,02—1,16
Диаметр отверстий в ускоряющем электроде, мм.......1,14
Толщина ускоряющего электрода, мм ..................0,36
Расстояние между плазменным и ускоряющим электродами, мм.....................................0,6
Потенциал плазменного электрода, В .................1225
Потенциал ускоряющего электрода, В..................-200
Плотность тока пучка, А/м2.........................48,9
Напряжение разряда, В...............................25
Вычисленные значения коэффициента эффективной прозрачности как функции отношения толщины плазменного
215
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 4.5. Влияние отношения ts/ds на эффективную прозрачность ИОС:
О — расчетные значения;--аппроксимация
электрода ts к его диаметру ds приведены на рис. 4.5. Полученная зависимость хорошо аппроксимируется экспоненциальной функцией
Ке1Г = 1,6ехр -1,7— d.
(4.4)
Результат такой аппроксимации также показан на рис. 4.5. Константы, входящие в выражение (4.4), определяются выбранной геометрией ускоряющей системы, однако экспоненциальный характер зависимости является общим для ИОС с круговыми апертурами.
При типичном для современных двигателей отношении толщины плазменного электрода к его диаметру: ts/ds = 0,2 величина Keff находится в диапазоне 1,1... 1,2. Согласно расчетам при tjds > 0,27 величина Keff становится меньше единицы.
Таким образом, можно сделать вывод, что пропорциональное изменение всех геометрических размеров ИОС обеспечивает постоянство угловой расходимости ионного пучка и оптимального нормализованного первеанса только при неизменном отношении Up/Ut. Кроме того, уменьшение диаметра апертуры плазменного электрода без пропорционального из
216
Глава 4. Ионные двигатели
менения его толщины приводит к уменьшению коэффициента эффективной прозрачности Это объясняет известный из экспериментов эффект уменьшения нормализованного первеанса отдельной апертуры при уменьшении ее диаметра. Корректное масштабирование, сохраняющее величину нормализованного первеанса отдельной апертуры, подразумевает сохранение всех безразмерных параметров, включая отношение толщины плазменного электрода к его диаметру и соотношение разрядного и ускоряющего напряжений.
4.1.2.	Моделирование эрозии ускоряющего электрода
Одним из главных факторов, определяющих ресурс ИОС, является ионное распыление ускоряющего электрода. В современных ИОС первичный поток ионов сфокусирован достаточно хорошо и быстрые ионы на ускоряющий электрод не попадают. Ускоряющий электрод подвергается бомбардировке вторичными ионами, которые образуются в результате перезарядки при столкновениях быстрых ионов с нейтральными атомами рабочего тела.
Вторичные перезарядившиеся ионы, попадающие на ус-; коряющий электрод, могут быть условно разделены на две группы. Первая — ионы, возникшие внутри ускоряющего зазора и тормозящего слоя между ускоряющим электродом и границей пучковой плазмы. Если известно распределение плотности нейтрального газа, расчет скорости перезарядки и плотности тока вторичных ионов на ускоряющий электрод проводится сравнительно просто.
Вторую группу составляют ионы, возникающие в процессе столкновений ионов и нейтральных атомов в пучковой плазме. Эта группа ионов оказывает главное влияние на формирование картины эрозии. Аккуратный расчет плотности тока для этой группы является более сложной задачей. Потенциал пучковой плазмы и функции распределения ионов и электронов по скоростям могут быть найдены только путем решения сложных кинетических уравнений и уравнений Максвелла.
217
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
В настоящее время накоплен богатый экспериментальный материал о картинах эрозии и зависимости вторичного тока на ускоряющий электрод от вакуумных условий. Это позволяет исследовать применимость различных физических моделей для описания пучковой плазмы, проводя сравнения результатов расчетов с данными экспериментов. Численное моделирование в трехмерной области сопряжено с очень большими затратами расчетного времени, поэтому для программы GASEL был разработан алгоритм, позволяющий использовать результаты двумерного моделирования для предсказания трехмерной картины эрозии.
В программном блоке моделирования эрозии ускоряющего электрода в качестве исходных данных используются результаты расчета электрического потенциала в двумерной осесимметричной области. Для приближенной трехмерной модели задается область, имеющая в поперечном сечении форму прямоугольного треугольника с острыми углами 30 и 60°. Расчет траекторий вторичных перезарядившихся ионов и нейтральных частиц, а также ионов, поступающих в ускорительную систему из пучковой плазмы, ведется методом трубок тока с учетом трех пространственных координат и трех компонент скорости. Чтобы определить осевую и радиальную компоненты напряженности электрического поля, используются результаты решения двумерной осесимметричной задачи. Азимутальная компонента напряженности поля полагается равной нулю. На поверхностях, соответствующих сторонам треугольника, задается условие зеркального отражения. По сути, единственное отличие данного алгоритма от алгоритма решения двумерной осесимметричной задачи состоит в расчете отражений частиц от трех зеркальных поверхностей, моделирующих условия гексагональной симметрии расположения апертур электродов.
Рис. 4.6 иллюстрирует характерную картину эрозии, полученную в результате расчета ИОС, использовавшейся для исследования влияния толщины плазменного
218
Глава 4. Ионные двигатели
Рис. 4.6. Эрозия ускоряющего электрода:
а — рассчитанные линии равной глубины эрозии; б — трехмерное изображение спрогнозированной поверхности; в — типичная картина реальной эрозии [4.3]
электрода (см. разд. 4.1.1). На рис. 4.6, а показан треугольник, ограничивающий область расчета траекторий ионов. Для сравнения на рис. 4.6, в приведена фотография реального ускоряющего электрода после ресурсных испытаний [4.3].
4.1.3.	Ускоряющие системы со щелевыми апертурами
Для обеспечения максимальной эффективности ионных двигателей электроды их ускорительной системы должны удовлетворять двум противоречивым требованиям. Во-первых, плазменный электрод должен обладать максимально возможной прозрачностью для ионов, поступающих из плазмы газоразрядной камеры. При столкновении ионов с плазменным электродом происходит их нейтрализация, и требуется дополнительная энергия для повторной ионизации образующихся нейтральных атомов. Увеличение прозрачности плазменного электрода уменьшает затраты энергии на повторную ионизацию и ведет к снижению энергетической цены иона. Во-вторых, ускорительная система должна обладать минимальной прозрачностью для нейтральных атомов, покидающих газоразрядную камеру. Поток нейтральных атомов, практически не создавая тяги, является непроизводительным расходом рабочего тела. Кроме того, концентрация нейтральных атомов в
219
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
плазме ионного пучка оказывает определяющее влияние на ресурс ИОС, так как вторичные ионы, бомбардирующие ускоряющий электрод, образуются в результате столкновений быстрых ускоренных ионов с нейтральными атомами рабочего тела.
Традиционные ускорительные системы ионных двигателей представляют собой плоские или вогнутые электроды с большим числом гексагонально расположенных круглых отверстий. При такой геометрии максимальная геометрическая прозрачность плазменного электрода ограничена технологически достижимой шириной перемычки между отверстиями и составляет 67...70 %. Повысить прозрачность плазменного электрода можно применением ускорительных систем щелевого типа. В таких системах электроды представляют собой пластины с прорезанными в них длинными тонкими щелями. Другим вариантом щелевой конструкции электродов является набор параллельных стержней или натянутых струн. Применение ускорительных систем щелевого типа может существенно снизить трудоемкость и стоимость изготовления электродов, поскольку необходимое число щелей значительно меньше, чем число круглых отверстий.
Попытки применения ускорительных систем щелевого типа связаны с перспективностью использования в качестве материала электродов углерод-углеродных композитов, обладающих высокой стойкостью к распылению [4.4]. Основой этих материалов служат сетки из графитовых волокон. При изготовлении из них электродов с гексагонально расположенными круглыми отверстиями все волокна оказываются перерубленными, что ведет к значительному снижению механической прочности электродов. Использование ускорительной системы щелевого типа, в которой направление щелей параллельно направлению волокон, позволяет сохранить многие волокна неразрушенными.
Однако в экспериментах, проводившихся в различных лабораториях, было обнаружено, что в ИОС щелевого
220
Глава 4. Ионные двигатели
типа при низких значениях первеанса пучка ионов на ускоряющий электрод идет сравнительно большой ионный ток. Величина этого тока при увеличении полного напряжения сначала достигает минимума, а затем начинает быстро возрастать, тогда как в ИОС с круглыми отверстиями после достижения минимума этот ток остается на минимальном уровне в очень широком диапазоне ускоряющих напряжений.
Для объяснения этого явления было выдвинуто несколько предположений [4.5]: 1) прямой перехват ионного пучка на концах щелей; 2) плохая взаимная юстировка плазменного и ускоряющего электродов; 3) необычно высокая неоднородность плазмы в газоразрядной камере; 4) принципиальные различия в свойствах щелевых и осесимметричных ускорительных систем. Выяснение роли всех указанных факторов экспериментальным путем является крайне трудоемкой задачей. Поэтому анализ особенностей ускорительных систем щелевого типа включал как экспериментальные, так и расчетно-теоретические исследования.
Первая серия экспериментов проводилась на лабораторной модели ионного двигателя с ИОС диаметром 5 см. Плазменный электрод представлял собой набор параллельных вольфрамовых струн. Ускоряющий электрод был изготовлен из молибденовой пластины с прямоугольными щелями. Ускоряющая струнно-стержневая система имела следующие параметры:
Диаметр струн плазменного электрода, мм..............0,2
Расстояние между центрами струн, мм .................1,5
Толщина ускоряющего электрода, мм ...................1,0
Ширина щелей ускоряющего электрода, мм...............0,5
Расстояние между плазменным и ускоряющим электродами, мм ..................................0,5
Потенциал плазменного электрода, В .................. 500... 1500
Потенциал ускоряющего	электрода, В...................-20
Сила тока пучка ионов, мА............................60...70
Напряжение разряда, В................................42
221
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 4.7. Отношение Jy/J„ при изменении ускоряющего напряжения Ut: ▲ — эксперимент; —О— расчет
На рис. 4.7 показаны значения измеренного отношения силы тока на ускоряющий электрод Jy к силе тока пучка Jn при изменении ускоряющего напряжения Ut. Здесь же для сравнения приведены результаты расчета. Несмотря на некоторые различия как расчет, так и эксперимент показывают отсутствие диапазона ускоряющих напряжений, в котором нет тока первичных ионов на ускоряющий электрод. На рис. 4.8 показаны результаты расчета ионного пучка при минимальном токе на ускоряющий электрод.
Z, мм
Рис. 4.8. Траектории ионов в струнно-щелевой ИОС:
1 — траектория ионов; 2 — эквипотенциали электрического поля
222
Глава 4. Ионные двигатели
Следующим шагом исследований стал расчетный поиск геометрии ИОС, при которой нет прямого попадания ускоренных ионов на ускоряющий электрод. Ускоряющая сетка задавалась в виде набора параллельных стержней круглого сечения диаметром 1 мм. Расстояние между центрами стержней и ускоряющий зазор были оставлены без изменений. Расчеты показали, что для этой геометрии существует диапазон ускоряющих напряжений, в котором нет прямого перехвата ионного пучка.
После этого расчетным путем был определен диапазон плотности ионного тока /„ при котором отсутствует прямой перехват пучка. Этот диапазон накладывает ограничение на допустимую неоднородность плотности плазмы по радиусу ГРК. Оценки максимального jmax и минимального jmin допустимых уровней плотности тока проводились для трех значений длины ускоряющего промежутка (расстояния между электродами) /g: 0,5; 1,0 и 1,5 мм при постоянном ускоряющем напряжении Ut — 1100 В. При длине ускоряющего промежутка /g = 1,0 мм также были проведены расчеты для диаметра струн плазменного электрода dp = 0,4 мм. Результаты расчетов приведены на рис. 4.9.
Рис. 4.9. Диапазон допустимых значений плотности ионного тока:
□, А — dp ~ 0,2 мм; , A— dp = 0,4 мм
223
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Z, мм
Рис. 4.10. Траектории ионов при различных значениях плотности тока: a -Ji </mm; б -7min <7, <7max; в -j^ <jj, 1 - траектории ионов; 2 - эквипотенпиали электрического поля
ИОС с диаметром струн плазменного электрода 0,2 мм имеет отношение максимальной плотности тока к минимальной 1,5 и пропускает в ускоряющую систему 0,94 от полного тока, поступающего из плазмы ГРК; при диаметре
224
Глава 4. Ионные двигатели
струн плазменного электрода 0,4 мм эти значения составляют соответственно 2,2 и 0,7.
На рис. 4.10 показаны траектории ионов при низкой, средней и высокой плотностях тока.
Для сравнения аналогичные вычисления были выполнены для ускоряющей системы с круговыми апертурами с параметрами ИОС, использовавшейся для исследования влияния толщины плазменного электрода (см. разд. 4.1.1), с толщиной плазменного электрода 0,36 мм. Отношение j^Jj^ составило более 40. Прозрачность плазменного электрода 0,67 с учетом коэффициента Kejf = 1,1 позволяла пропускать 74 % полного тока из плазмы ГРК.
На величину тока прямого перехвата ИОС щелевого типа также влияют неточности взаимной юстировки плазменного и ускоряющего электродов и наклон вектора бомовской скорости движения ионов в плазме ГРК по отношению к плоскости плазменного электрода, который может достигать максимума на периферии ГРК (на рис. 4.11). Оба эти эффекта также сокращают диапазон допустимой плотности тока.
Таким образом, можно сделать вывод, что в исследованных конфигурациях ИОС с щелевыми апертурами имеет более узкий диапазон допустимых плотностей тока, чем ИОС с круговыми апертурами. Эта особенность обусловливает же-
Рис. 4.11. Влияние на траектории ионов:
а — неточности юстировки электродов (относительный сдвиг электродов на 50 мкм);
б — отклонения вектора бомовской скорости ионов (на 24°)
1/216-1571
225
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
сткие требования к степени однородности плотности плазмы в ГРК и ограничивает возможность регулировки рабочих параметров.
Для выяснения принципиальных отличий ИОС с круглыми апертурами и щелевого типа был проведен сравнительный расчет траекторий ионов в сходных по размерам системах обоих типов. В щелевой ускорительной системе была задана ширина щелей, равная диаметру отверстий, при тех же толщине электродов и величине ускоряющего промежутка. Так как прямой перехват в щелевых системах наблюдается при низких значениях первеанса, в расчете была задана сравнительно низкая плотность тока: 1 А/м2 (средние рабочие значения для традиционных ИД, работающих на ксеноне составляют 30...40 А/м2). Результаты расчета представлены на рис. 4.12.
Сравнение линий равных потенциалов (см. рис. 4.12, а) показывает, что щелевая система является более "открытой", т.е. электрическое поле проникает в щелевую апертуру глубже, чем в круглое отверстие. Это приводит к более сильному искривлению линий равного потенциала вблизи краев аперту-
Рис. 4.12. Характеристики круглой (вверху) и щелевой (внизу) апертур: а — линии равных потенциалов; б — траектории ионов; в — диаграммы эмиттанса пучка в плоскости 1
226
Глава 4. Ионные двигатели
ры и перефокусировке крайних траекторий (см. рис. 4.12, б), в результате чего происходит их попадание на ускоряющий электрод. Диаграммы эмиттанса ионного пучка, построенные в плоскости внутренней поверхности ускоряющего электрода, показаны на рис. 4.12, в. Искажение диаграммы эмиттанса в обоих случаях носит типичный характер сферической аберрации, причем в щелевой ускорительной системе эти искажения существенно больше.
Несмотря на то, что проведенные расчеты выявили высокую чувствительность щелевых ИОС к изменению плотности тока, экспериментальные исследования были продолжены. Их целью был поиск такой конфигурации ИОС, которая обеспечивает фокусировку ионов без прямого попадания на ускоряющий электрод в более широком диапазоне значений первеанса.
Геометрия щелевой ИОС, в которой должен отсутствовать прямой перехват пучка в некотором диапазоне значений первеанса, была выбрана расчетным путем. Ускорительная система состоит из двух сеток. Плазменный электрод толщиной 0,5 мм изготовлен из молибдена, ускоряющий электрод толщиной 1,0 мм — из пиролитического графита (рис. 4.13). ИОС имела следующие параметры:
Электрод .......................Плазменный
Толщина, мм........................0,5
Ширина щели, мм....................1,9
Расстояние между щелями, мм........0,5
Геометрическая прозрачность.........0,79
Ускоряющий зазор ...................0,6
Ускоряющий 1,0
1Д4
1,26 0,475 0,6
Расчеты проводились при температуре электронов в ГРК Те = 5 эВ, напряжении разряда Up = 40 В, потенциале плазменного электрода = 600 В. Результаты расчетов зависимости тока ионного пучка от полного ускоряющего напряжения, а также экспериментальные данные представлены на рис. 4.14, а.
Рост полного тока пучка с увеличением ускоряющего напряжения при неизменной плотности плазмы в ГРК обу-
1/2 16*
227
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 4.13. Плазменный (слева) иускоряющий (справа) электроды щелевой ИОС
словлен изменением эффективной площади поверхности, с которой собирается ионный ток. Замедление скорости роста связано с началом прямого попадания ионного пучка на ускоряющий электрод. Результаты расчетов достаточно хорошо совпали с экспериментальными данными.
Было сделано несколько вариантов расчетов при различной степени неоднородности плазмы по радиусу ГРК и при различном относительном сдвиге щелей. Чтобы учесть неоднородность плотности плазмы по радиусу ГРК, для каждого значения ускоряющего напряжения проводилась серия вычислений при различных плотностях ионного тока. Суммарный ток ускоряющего электрода определялся путем интегрирования по всем щелям. При этом распределение плотности плазмы по радиусу ГРК предполагалось параболическим.
На рис. 4.14, б показана экспериментальная зависимость тока на ускоряющий электрод от полного ускоряющего напряжения. Для сравнения здесь же приведено несколько вариантов расчетов. Указанная на рис. 4.14, б величина "J factor" равна отношению максимальной плотности плазмы в центре ГРК к минимальной плотности на периферии; величина "сдвиг" показывает относительный сдвиг щелей плазменного и ускоряю-
228
Глава 4. Ионные двигатели
Рис. 4.14. Зависимость тока ионов от ускоряющего напряжения: а — пучка; б — на ускоряющий электрод
щего электродов в миллиметрах. Как расчет, так и экспериментальные результаты подтвердили особенность щелевых систем, состоящую в росте тока ускоряющего электрода с увеличением полного напряжения. Этот ток вызван прямым пе
16-1571
229
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
рехватом ионного пучка. Согласно расчету ток прямого перехвата при полном напряжении выше 1700 В существует даже в случае идеальной юстировки электродов. Диапазон регулирования ускоряющего напряжения при двукратном перепаде плотности плазмы в ГРК составляет около 300 В.
Неточность юстировки увеличивает скорость возрастания тока перехвата с ростом полного напряжения. Кроме того, с увеличением степени неоднородности плазмы и ростом относительного сдвига щелей происходит увеличение полного напряжения, при котором достигается минимум тока на ускоряющий электрод.
Дальнейшие расчеты показали, что расширение диапазона допустимых значений первеанса щелевой ИОС может быть достигнуто за счет уменьшения толщины стержней ускоряющего электрода, т.е. повышения его геометрической прозрачности. Это должно привести к увеличению потока нейтральных атомов, покидающих двигатель, и снижению его коэффициента использования рабочего тела т]г.
В современных ИОС с круглыми апертурами геометрическая прозрачность ускоряющего электрода составляет 0,25. Более точный расчет динамики нейтральной компоненты с учетом наличия двух электродов конечной толщины дает эффективную прозрачность для нейтральных атомов на уровне 0,14...0,17. При этом характерные значения коэффициента т]г достигают 0,89...0,95. Скорость снижения т]г с ростом прозрачности ускоряющего электрода зависит от степени ионизации плазмы в ГРК.
Если при некоторой исходной эффективной прозрачности для нейтральных атомов, равной -уг0, коэффициент использования рабочего тела равен т]г0, то при другом значении эффективной прозрачности, равном уг1, оценку нового значения коэффициента использования рабочего тела т]г| можно получить из приближенного выражения
11 1—Лто Y и
ЛгО УгО >
Пн =
230
Глава 4. Ионные двигатели
Рис. 4.15. Зависимость коэффициента использования рабочего тела от газодинамической прозрачности ИОС
На рис. 4.15 показана рассчитанная по этой формуле зависимость т]г| от величины уг| при уг0= 0,156 и трех значениях цг0: 0,89; 0,92 и 0,95.
Из приведенных графиков следует, что падение коэффициента использования рабочего тела при переходе на щелевую ИОС с прозрачностью 0,4...0,5 при достаточно высокой исходной величине т]г может составить около 10 %.
Характер ионных траекторий при низких значениях первеанса в исследованных щелевых ИОС таков, что в результате прямой бомбардировки происходит распыление задней кромки ускоряющего электрода. Прямой перехват может быть уменьшен, а диапазон допустимых значений первеанса — расширен, если спрофилировать ускоряющий электрод в соответствии с траекториями ионов (такое "профилирование" может происходить и в процессе работы двигателя как результат ионного распыления). Для проверки этой возможности щелевая ИОС, параметры которой приведены выше, была модернизирована. Ускоряющий промежуток уменьшен с 0,6 до 0,45 мм, а на кромках стержней ускоряющего электрода сделаны фаски под углом 45° на глубину 0,5 мм.
16*
231
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Рис. 4.16. Зависимость тока на ускоряющий электрод от ускоряющего напряжения в исходной и модернизированной ИОС:
• — зазор 0,60 мм; О — зазор 0,45 мм (фаски)
Результаты измерения тока ионного пучка на ускоряющий электрод в исходной и в модифицированной конфигурациях показаны на рис. 4.16.
Достигнутое значительное снижение тока на ускоряющий электрод стимулировало дальнейшие поиски геометрических параметров ИОС. Методами численного моделирования были исследованы различные варианты струн и стержней непрямоугольной формы, в том числе с треугольными и круглыми поперечными сечениями. В результате была найдена геометрия ИОС щелевого типа с существенно расширенным диапазоном допустимых значений первеанса. Она послужила основой для разработки нового перспективного ионного двигателя, который будет описан в следующем разделе.
4.2. Разработка двигателей
В этом разделе описаны основные конструктивные особенности ионных двигателей, разработка которых ведется в настоящее время в Центре Келдыша в кооперации с МАИ,
232
Глава 4. Ионные двигатели
и представлены результаты их испытаний. Основной упор сделан на двигатели малой (50...150 Вт) и средней (1,5...2,5 кВт) мощности, которые могут найти применение в двигательных установках коррекции орбиты малых низкоорбитальных и тяжелых геостационарных КА. Также представлен проект маршевого двигателя для марсианского экспедиционного комплекса, который отличается от применяемых в настоящее время ИД рабочим телом (аргон) и типом ионно-оптической системы (щелевая ИОС). Характерный вид работающего ионного двигателя показан на рис. 12 вклейки.
Ионный двигатель малой мощности
Ионный двигатель малой мощности ИД-50 с диаметром ионного пучка 50 мм может эффективно использоваться для коррекции орбиты малых космических аппаратов и компенсации аэродинамического сопротивления на орбитах высотой более 400 км. Рабочий диапазон мощностей ИД-50 составляет 50... 150 Вт.
Конструктивно двигатель состоит из четырех основных узлов: газоразрядной камеры, катодного блока, ионно-оптической системы и катода-нейтрализатора. Схема двигателя и его характерные размеры приведены на рис. 4.17. За основу двигателя принят ионный источник с расходящимся магнитным полем (схема Кауфмана). Катодный блок выполнен на основе полого катода с эмиттером из гексаборида лантана [4.6]. Электроды ИОС имеют вид пластин, густо перфорированных отверстиями. Внешний вид лабораторной модели двигателя (без защитного кожуха и катода-нейтрализатора) представлен на рис. 4.18.
Эффективность работы ионного двигателя во многом определяется выбором основных геометрических размеров и режимов работы его газоразрядной камеры. Их оптимизация особенно актуальна для двигателя малой мощности. Дело в том, что уменьшение размеров двигателя ведет к уменьшению отношения объема газоразрядной камеры, где происходит генерация ионов, к площади стенок ГРК, на которых
233
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
Рис. 4.17. Схема лабораторной модели ИД-50:
1 — эмиттер; 2 — стартовый нагреватель; 3—поджигной электрод; 4—корпус катодного блока; 5 — катодный полюсный наконечник; 6 — коллектор подачи ксенона;
7— газоразрядная камера; 8— анод; 9— электромагнит; 10— анодный полюсный наконечник; 11 — замедляющий электрод; 12 — плазменный электрод; 13 — ускоряющий электрод; 14 — катод-нейтрализатор; 15 — защитный кожух
Рис. 4.18. Внешний вид лабораторной модели ИД-50
234
Глава 4. Ионные двигатели
ионы рекомбинируют, в результате чего возрастает доля потерь на повторную ионизацию атомов рабочего тела.
В процессе экспериментальной отработки ИД-50 была получена оптимальная геометрия ГРК, позволяющая обеспечить высокие интегральные характеристики двигателя. Для более полного анализа влияния геометрии ГРК на протекающие в ней физические процессы и определения их взаимосвязи с режимами работы и интегральными характеристиками двигателя были проведены зондовые измерения локальных параметров плазмы внутри ГРК для нескольких характерных геометрий ГРК, включая оптимальную [4.7]. По результатам измерений были получены распределения потенциала, плотности плазмы и температуры электронов в объеме ГРК. Пример обработки результатов измерений для одной из геометрий приведен на рис. 13 вклейки.
Для анализа взаимосвязи распределения локальных параметров плазмы и интегральных характеристик двигателя результаты измерений были дополнены результатами математического моделирования. По значениям концентрации медленных тепловых электронов пеТ и их температуры, концентрации быстрых электронов лс/и их скорости уе/и известному сечению ионизации ксенона cr,(vc) по формуле
V„ = пеТ(veTai (veT)} + nef vefa, (ve/) вычислялась частота ионизации атомов ксенона. Для каждого варианта рассчитывались траектории ионов, рождающихся в объеме ГРК. По этим данным в предположении однородного распределения плотности нейтральных атомов по объему ГРК вычислялась величина к — отношение ионного тока, поступающего к поверхности плазменного электрода, к суммарному ионному току, попадающему на все электроды, а также ток ионного пучка:
Jn =п„екК^Щу„с!7, V
где е — заряд электрона; Keff — прозрачность ИОС для ионов; интегрирование ведется по всему объему V ГРК.
235
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Плотность нейтрального газа внутри ГРК оценивалась исходя из значения коэффициента использования рабочего тела т]г:
1-Иг 4/п
и =----------------.
Пг
Пример результатов моделирования показан на рис. 14 вклейки.
Параметр к характеризует эффективность энергозатрат, идущих на поддержание разряда. Для трех вариантов, различающихся индукцией магнитного поля внутри ГРК, были измерены значения энергетической цены иона и вычислены значения параметра к:
Сила тока электромагнитов, А................3	4
Энергетическая цена иона, Вт/А............ 419	381
Доля тока на ИОС от полного тока к .......0,11	0,22
5 337 0,54
Уменьшение энергетической цены иона при увеличении индукции магнитного поля коррелирует с ростом расчетного параметра к. Согласно полученным данным увеличение параметра к с ростом индукции магнитного поля объясняется увеличением потенциала в приосевой части ГРК и уменьшением его на периферии, вблизи анодных поверхностей и плоскости ИОС. Это формирует направленный к ИОС поток ионов и обеспечивает оптимальную работу ГРК и двигателя в целом.
В результате проведенных исследований были выявлены основные закономерности изменения параметров плазмы по объему ГРК. Во всех вариантах потенциал плазмы имеет максимум на оси двигателя. Перепад потенциала плазмы составляет 1,5...2,0 В. Электроны, уходящие с катода, набирают в прикатодном скачке энергию 28...32 эВ. Изменения электронной температуры максвелловских электронов составляют в среднем 2... 5 эВ. В целом для тепловых электронов в газоразрядной камере двигателя ИД-50 характерны значения температуры 10... 14 эВ. Концентрации максвелловских и пер
236
Глава 4. Ионные двигатели
вичных электронов имеют четко выраженный максимум на оси ГРК. При этом концентрация максвелловских электронов составляет (2...5)1017 м 3, а доля первичных электронов - 10... 15 % [4.7].
После проведения оптимизации геометрии были изучены интегральные характеристики двигателя. Исследовалась работа двигателя в диапазоне мощностей 50... 170 Вт. Испытания проводились при четырех различных значениях расхода ксенона в двигатель: 60, 75, 90 и ПО экв.мА, а потенциал плазменного электрода, определяющий энергию ионов на выходе из двигателя, изменялся в диапазоне 850... 1450 В. Характерные зависимости энергетической цены иона от коэффициента использования рабочего тела при различных расходах ксенона приведены на рис. 4.19.
Из полученных данных видно, что эффективная работа модели обеспечивается при расходах ксенона 75...110 экв.мА, при этом энергетическая цена иона составляет менее 300 Вт/А при коэффициенте использования рабочего тела около 85 %, что является хорошим показателем для двигателя 100-ваттного уровня мощности.
Рис. 4.19. Зависимости энергетической цены иона от коэффициента использования рабочего тела двигателя ИД-50 при расходах ксенона:
х — 60 экв. мА; А — 75 экв. мА; • — 90 экв. мА; □ — НО экв. мА
237
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
R, мН
Рис. 4.20. Область регулировки двигателя ИД-50 по тяге, удельному импульсу тяги и мощности при расходе ксенона:
х — 60 экв. мА; А — 75 экв. мА; • — 90 экв. мА; □ — 110 экв. мА
п
Рис. 4.21. Изменение КПД лабораторной модели ИД-50 в зависимости от мощности без учета потерь в катоде-нейтрализаторе (штриховая линия — прогнозируемый уровень КПД с учетом этих потерь) при потенциале плазменного электрода:
♦ - 850 В; О - 1150 В; х — 1450 В
238
Глава 4. Ионные двигатели
Область регулировки двигателя по мощности 7V, удельному импульсу тяги, тяге R и расходу ксенона построена на рис. 4.20. При изменении мощности от 50 до 170 Вт тяга ИД-50 изменяется от 2 до 6 мН. На рис. 4.21 показано изменение КПД т] лабораторной модели в зависимости от мощности N. С ростом мощности от 50 до 170 Вт КПД без учета потерь в катоде-нейтрализаторе изменяется в диапазоне 0,50... 0,74. Если принять, что при силе тока ионного пучка около 60 мА потери мощности и рабочего тела в катоде-нейтрализаторе составляют соответственно 15 Вт и 10 экв.мА [4.6], то это приведет к снижению КПД двигателя на 15...20 %. Прогнозируемый КПД лабораторной модели с учетом этих потерь представлен на рис. 4.21 штриховой линией. При мощности более 80 Вт КПД составляет свыше 40 %.
Ионный двигатель номинальной мощностью 2 кВт
Ионные двигатели мощностью 1,5...3 кВт могут найти применение в системах коррекции тяжелых геостационарных КА с длительными сроками активного существования. В настоящее время значение оптимального удельного импульса тяги для этих систем составляет свыше 3000 с. Применение двигателей с удельным импульсом тяги 3000 с при КПД не менее 60 % на КА типа "Экспресс-2000" позволит примерно вдвое сократить требуемый запас рабочего тела.
В системах коррекции подобных КА может использоваться ионный двигатель ИД-300 с рабочим диаметром ИОС 300 мм. Данный двигатель может быть использован также в составе маршевой ДУ легких межпланетных зондов. Он имеет следующие проектные характеристики:
Рабочее тело .................................Ксенон
Мощность, кВт.................................1,9
Тяга, мН......................................80
Удельный импульс тяги , с..................... 3000
Тяговый КПД, %................................62
Проектный ресурс, ч...........................15 000
239
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 4.22. Схема лабораторной модели двигателя ИД-300:
1 — газоразрядная камера; 2 — аноды; 3—электромагниты; 4—магнитные полюсные наконечники; 5—катодный блок; б— коллектор подачи рабочего тела; 7— ИОС; 8— плазменный электрод; 9 — ускоряющий электрод; 10 — замедляющий электрод
Схема лабораторной модели приведена на рис. 4.22. Газоразрядная камера имеет форму цилиндра с конической задней стенкой. К боковой и конической стенкам ГРК через изоляторы крепятся аноды. Магнитное поле создается с помощью электромагнитов, расположенных снаружи ГРК. Конфигурация магнитного поля задается тремя полюсными наконечниками. Внутри катодного полюсного наконечника расположен катодный блок на основе диафрагмированного полого катода. Эмиттер — из гексаборида лантана. Рабочее тело подается в газоразрядную камеру через коллектор, расположенный около ионно-оптической системы. Также около 10 % суммарного расхода рабочего тела подается через катод. Для извлечения ионов из плазмы газоразрядной камеры, формирования и ускорения ионного пучка служит ИОС, состоящая из плазменного, ускоряющего и замедляющего электродов. Замедляющий электрод выполнен в виде кольца, ох
240
Глава 4. Ионные двигатели
ватывающего весь ионный пучок. Плазменный и ускоряющий электроды толщиной 0,5 и 1,0 мм соответственно изготовлены из титана (оценки показывают, что скорость распыления под действием ионной бомбардировки у титана почти в два раза ниже, чем у молибдена, который традиционно используется для изготовления электродов). Электроды имеют форму сегмента сферы с большим радиусом и обладают начальным прогибом, направленным наружу газоразрядной камеры. При этом начальный прогиб ускоряющего электрода больше прогиба плазменного электрода, так что в холодном состоянии межэлектродный зазор в центральной части ИОС на 0,5...0,8 мм больше зазора на периферии. В ходе работы двигателя вследствие более высокой температуры плазменного электрода межэлектродные зазоры на периферии и в центре ИОС становятся примерно одинаковыми. Внешний вид лабораторной модели представлен на рис. 4.23.
Оценка достижимости проектного ресурса производилась расчетным способом. Ресурс ИОС определяется скоростью распыления материала ускоряющего электрода, происходящего в результате его бомбардировки вторичными ионами.
Рис. 4.23. Внешний вид лабораторной модели ионного двигателя ИД-300
241
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
При работе ионного двигателя в ускоряющий зазор наряду с ионами пучка попадают нейтральные атомы рабочего вещества. В результате процесса резонансной перезарядки ускоряемых ионов на нейтральных атомах образуются быстрые нейтральные частицы и медленные ионы, которые движутся в направлении ускоряющего электрода.
Для оценки скорости распыления ускоряющего электрода необходимо рассчитать траектории ионов первичного пучка, распределение концентрации нейтральных атомов, определить скорость образования медленных вторичных ионов, рассчитать их траектории и определить скорость уноса материала ускоряющего электрода. Подобный подход использовался в ряде российских и зарубежных работ [4.8...4.11] и в настоящее время наиболее широко применяется при прогнозировании ресурса ускорительных систем ИД.
Комплекс расчетов, моделирующих все указанные процессы, проведен с помощью программы GASEL. Расчеты выполнялись при следующих параметрах: потенциал анода ГРК 960 В; потенциал плазменного электрода 920 В; температура электронов в ГРК 5 эВ; плотность ионного тока 31,3 А/м2; потенциал ускоряющего электрода -200 В; коэффициент использования рабочего тела (с учетом 18 % двухзарядных ионов) 0,8.
На первом этапе расчета была решена самосогласованная задача определения электрических полей, объемного заряда и траекторий ионов пучка и формы плазменной границы. На втором этапе был проведен расчет концентрации атомов нейтрального газа, попадающих в ускорительную систему из ГРК. Затем выполнялся расчет траекторий вторичных ионов, проводившийся без учета их объемного заряда, так как он пренебрежимо мал по сравнению с зарядом первичного ионного пучка. Скорость эрозии ускоряющего электрода рассчитывалась с учетом зависимости коэффициента распыления от энергии падающих ионов. Для учета этой зависимости были использованы экспериментальные данные из работы [4.12]. Зависимость коэффициента распыления электрода от угла падения ионов на поверхность может оказывать значительное влияние на итоговую картину эрозии
242
Глава 4. Ионные двигатели
электрода, однако в настоящее время надежные экспериментальные данные об этой зависимости отсутствуют.
В расчете были учтены как вторичные ионы, которые образуются в области между плазмой ГРК и пучковой плазмой, так и вторичные ионы, образующиеся в области пучковой плазмы. Величина потока вторичных ионов из плазмы пучка оценивалась исходя из многочисленных экспериментальных данных, опубликованных в технической литературе. Анализ этих данных показывает, что наиболее близкое к реальному значение тока на ускоряющий электрод можно получить, если предположить, что ионы, образующие этот ток, рождаются в области, длина которой составляет 0,1...0,2 диаметра двигателя. Для рассматриваемого двигателя скорость объемного образования вторичных ионов в этой области дает полное значение силы тока на ускоряющий электрод около 8 мА.
В проведенных расчетах была определена плотность пучковой плазмы, при которой сила полного тока вторичных ионов на ускоряющий электрод составит 8 мА, а затем рассчитаны траектории этих ионов в предположении, что потенциал пучковой плазмы равен 5 В. На рис. 4.24 приведе-
Рис. 4.24. Картина эрозии поверхности ускоряющего электрода
243
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Рис. 4.25. Профиль глубины эрозии ускоряющего электрода
на полученная в результате численного моделирования картина эрозии ускоряющего электрода; на рис. 4.25 показаны профили его поверхности, построенные вдоль сечений А—А и В—В.
Полученные результаты говорят о том, что после 15 000 ч работы максимальная глубина эрозии d ускоряющего электрода составит около 0,46 мм, т.е. в этом случае заданный ресурс будет обеспечен примерно с двукратным запасом.
Испытания двигателя ИД-300 проводились в МАИ в вакуумной камере объемом 3 м3. В ходе работы двигателя давление в камере изменялось в пределах (2,..4)-10 4 мм рт.ст. (по показаниям ионизационной лампы, отградуированной по азоту). При этом обратный поток атомов ксенона, идущий через ионно-оптическую систему в ГРК, учитывался в суммарном расходе рабочего газа. Испытания проводились в диапазоне мощностей 1,2...5 кВт. Энергия ионов изменялась в диапазоне 1,0...2,0 кэВ, расход ксенона — 1,7...2,46 экв. А, а сила тока ионного пучка — 1,0...2,1 А.
На рис. 4.26 приведены зависимости тяги и удельного импульса тяги от мощности двигателя при двух значени-
244
Глава 4. Ионные двигатели
R, мН
Рис. 4.26. Зависимости тяги и удельного импульса тяги двигателя ИД-300 от мощности при двух значениях расхода ксенона:
♦ — 1,7 экв. А; ▲ — 2,46 экв. А
ях расхода ксенона — 1,7 и 2,46 экв. А. В приведенных данных не учитываются потери на работу катода-нейтрализатора. Энергетическая цена иона для различных режимов работы изменяется незначительно и составляет 200...220 Вт/А для режимов с коэффициентом использования рабочего тела 0,6...0,85 и 230...270 Вт/А при т]г более 0,85.
245
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
В результате проведенных экспериментальных исследований было получено, что данная модель ИД-300 работает с высокой эффективностью (КПД свыше 60 %) при мощности свыше 1,5 кВт. В диапазоне мощностей 1,5...2,5 кВт были получены режимы работы с тягой 63...92 мН и удельным импульсом тяги 2800...4000 с. Также получены форсированные режимы работы двигателя (мощность до 5 кВт) с тягой 160 мН и удельным импульсом тяги 4800 с.
Был дополнительно проведен цикл исследований особенностей работы лабораторной модели ИД-300 при использовании в качестве рабочего тела криптона. Необходимость исследований ИД на криптоне диктуется ограниченными запасами и высокой стоимостью ксенона — газа, традиционно используемого в качестве рабочего тела в ЭРД. Вследствие более высокого потенциала ионизации переход на криптон привел к увеличению напряжения разряда в среднем на 15 В по сравнению с ксеноном. На рис. 4.27 показаны зависимости необходимого разрядного напряжения для обеспе-
Рис. 4.27. Зависимость напряжения разряда от коэффициента использования рабочего тела при работе двигателя ИД-300 на ксеноне и криптоне: ♦ - Хе; А - Кг
246
Глава 4. Ионные двигатели
чения высоких значений коэффициента использования рабочего тела. Эффективная работа двигателя на криптоне обеспечивается при напряжении разряда свыше 55 В.
Меньшая масса атома криптона по сравнению с массой ксенона приводит к тому, что при одинаковом коэффициенте т]г одно и то же значение удельного импульса тяги реализуется при меньшей энергии ионов. Это ведет к увеличению доли, которую составляет мощность разряда в полной мощности двигателя, и, следовательно, к снижению КПД. Поэтому получение высокого КПД двигателя при работе на криптоне возможно при повышенных значениях удельного импульса тяги. Это иллюстрируется на рис. 4.28, где представлены зависимости КПД от удельного импульса тяги, полученные при испытаниях ИД-300 на криптоне и ксеноне.
В ходе испытаний лабораторной модели 30-сантиметро-вого ионного двигателя на криптоне в диапазоне мощностей 1430...3230 Вт были получены тяга 46... 102 мН и удельный импульс тяги 2650...4210 с. При этом КПД находится в диапазоне 42...66 %. В частности, обеспечен режим с тягой 80,9 мН, удельным импульсом тяги 3250 с и КПД 55 % при мощности 2360 Вт.
п									
и,о Л 7 -				♦ > ♦				О	^УД’С 00
0,6- Л А -		4	♦ ♦ ♦		О				
	♦		о						
Л4 -	* Г	о							
Л Ч -	о								
20	00 25	00 30	00 35	00 40	00 45	00 50	00 55	00 60	
Рис. 4.28. Зависимость КПД двигателя ИД-300от удельного импульса тяги: ♦ - Хе; 0 - Кг
247
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Двигатель ЭРД-50
В одном из проектов марсианского экспедиционного комплекса в качестве маршевых двигателей рассматриваются ионные двигатели, использующие аргон как рабочее тело. Единичный модуль должен иметь мощность 30 кВт, обеспечивать удельный импульс тяги 7000 с и время огневой работы не менее 15 000 ч. При этом суммарная мощность ЭРДУ у Земли должна составлять 15 МВт [4.13]. В Центре Келдыша был разработан проект такого ионного двигателя, получившего обозначение ЭРД-50.
Выше было отмечено, что наиболее сложным с технологической точки зрения узлом ионного двигателя является ионно-оптическая система. Причем с увеличением геометрических размеров двигателя сложность изготовления ИОС только возрастает. Дело в том, что мощность двигателя при заданном удельном импульсе тяги определяет и площадь его выходного сечения. Для обеспечения ресурса двигателя на уровне 15 000 ч плотность тока в ИОС не должна превышать 40 А/м2. При силе тока ионного пучка около 16 А характерный размер двигателя составляет 700 мм для варианта ИОС с электродами круглого сечения. Традиционно электроды ИОС выполняются в виде тонких (толщиной 0,4... 1,0 мм) пластин, густо перфорированных отверстиями. Характерный диаметр отверстий составляет 2...4 мм при толщине перемычки между соседними отверстиями 0,3...0,6 мм. При этом допуск на точность выполнения отверстий и соосность отверстий в двух электродах обычно составляет не более 0,02 мм. Для ЭРД-50 в каждом электроде должно быть выполнено свыше 35 000 отверстий. Соосность отверстий в двух электродах должна сохраняться как во время прогрева двигателя, так и после его выхода на стационарный тепловой режим.
Альтернативой традиционной ИОС с аксиально-симметричными апертурами может быть щелевая ионно-оптическая система прямоугольного сечения, особенности которой рассмотрены в предыдущем разделе. В этом случае целесообразно использовать ГРК прямоугольной формы (вместо
248
Глава 4. Ионные двигатели
ГРК круглого сечения) для достижения наиболее плотной компоновки единичных тяговых модулей в составе ЭРДУ высокой мощности.
В рассматриваемом варианте двигателя ЭРД-50 электроды щелевой ИОС образованы набором стержней, закрепленных с помощью пружинных элементов. Каждый электрод состоит из -170 стержней, что примерно на два порядка снижает число прецизионных операций при изготовлении данной ИОС (по сравнению с аксиально-симметричной ИОС). Наличие пружинных элементов, растягивающих стержни в продольном направлении, позволяет избежать искажения геометрии электродов по мере прогрева двигателя. Кроме того, щелевые системы позволяют несколько увеличить эффективную прозрачность плазменного электрода (с 0,75...0,8 для аксиально-симметричных ИОС до 0,8...0,85 для щелевых), что позволяет несколько снизить энергетическую цену иона в ГРК. С другой стороны, щелевые ИОС обладают рядом недостатков. Более высокая прозрачность ускоряющего электрода (-0,25 для аксиально-симметричных ИОС и ~0,3...0,35 для щелевых) несколько снижает коэффициент использования рабочего тела двигателя. Щелевые системы обладают меньшим диапазоном пропускаемой плотности ионного тока, при котором отсутствует прямой перехват ионов ускоряющим электродом. Данное обстоятельство обусловливает более жесткие требования к однородности концентрации плазмы по сечению ГРК.
На рис. 4.29 приведены размеры единичной щели ИОС. Плазменный и ускоряющий электроды формируются стержнями полукруглого сечения различного диаметра.
Результаты расчета траекторий ионов аргона при изменении плотности тока от 25 до 85 А/м2 приведены на рис. 4.30. Были заданы потенциал плазменного электрода 1,6 кВ, а потенциал ускоряющего электрода -0,5 кВ. Из представленных результатов видно, что прямой перехват ионов ускоряющим электродом в данной геометрии должен отсутствовать в диапазоне плотностей тока 30...80 А/м2.
17-1571
249
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
Рис. 4.29. Геометрия единичной щели ИОС (слева — стержни, образующие плазменный электрод, справа — ускоряющий)
Рис. 4.30. Результаты расчета траекторий ионов аргона при различных плотностях тока (U3 = 1600 В; Uy = -500 В)
250
Глава 4. Ионные двигатели
Основные проектные параметры ЭРД-50:
Рабочее тело ....................................Аргон
Мощность, кВт....................................30,1
Тяга, мН.........................................570
Удельный импульс тяги, с ........................ 7000
КПД..............................................0,65
Потенциал плазменного электрода,	В.............1540
Сила тока пучка, А .............................15,9
Потенциал ускоряющего электрода,	В .............-385
Напряжение разряда, В ...........................50
Сила тока разряда, А.............................111
Расход аргона, экв. А............................19,4
Расход в нейтрализатор, экв. мА .................400
Коэффициент использования рабочего тела ........0,80
Энергетическая цена иона, Вт/А ..................350
Схема двигателя (выходное сечение ГРК 1040x440 мм) показана на рис. 4.31.
В качестве ключевых моментов при испытаниях такого крупногабаритного двигателя можно выделить:
исследование стабильности геометрических параметров щелевой ИОС в ходе работы двигателя;
определение допустимого диапазона регулировки по плотности ионного тока и ускоряющему напряжению, при кото-
Рис. 4.31. Схема единичного модуля ЭРД-50
17*
251
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
ром отсутствует прямой перехват ионов пучка ускоряющим электродом;
оптимизация геометрии ГРК и магнитной системы с целью повышения выходных характеристик двигателя и обеспечения однородности плотности плазмы по сечению ИОС;
исследование особенностей работы прямоугольной ГРК при одновременном использовании нескольких катодов с целью обеспечения однородности плотности плазмы;
оптимизация тепловой схемы ГРК с целью замены электромагнитов постоянными магнитами.
Для проверки правильности принятых решений, а также в целях отработки технологии изготовления щелевых ИОС и изучения особенностей работы ГРК прямоугольного сечения разработана и изготовлена лабораторная модель ионного двигателя ИД-180П. Двигатель также имеет прямоугольную ГРК с выходным сечением размером 230x120 мм и щелевую ИОС с молибденовыми стержнями полукруглого се-
Рис. 4.32. Внешний вид лабораторной модели ионного двигателя ИД-180П (без внешнего кожуха)
252
Глава 4. Ионные двигатели
Рис. 4.33. Внешний вид узла ионно-оптической системы (вид со стороны плазменного электрода)
чения. Внешний вид двигателя приведен на рис. 4.32, а внешний вид ИОС — на рис. 4.33.
Ионно-оптическая система занимает только часть плоскости эмиссии, остальная часть выходного сечения ГРК закрыта экранами из нержавеющей стали. Таким образом, рабочей является только 1/6 часть плоскости эмиссии.
Испытания двигателя на ксеноне показали, что ожидаемый уровень энергетической цены иона составляет 160... 200 Вт/А (после установки полноразмерного узла ИОС), что соответствует лучшим аналогам ИД с аксиальной геометрией. Последующие испытания двигателя при использовании в качестве рабочего тела аргона позволили оценить ожидаемую энергетическую цену иона, которая для полноразмерного узла ИОС составит ~300 Вт/А. Таким образом, по эффективности ионизации атомов рабочего тела созданная прямоугольная ГРК ничем не уступает традиционным устройствам.
253
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
Наряду с предварительной оценкой эффективности ГРК ИД-180П при проведении данных экспериментов решалась задача проверки правильности конструктивных решений, заложенных при проектировании узла ИОС. В ходе работы не наблюдалось явлений, свидетельствующих о нестабильности геометрии электродов ИОС (частых межэлектродных пробоев, увеличения тока перехвата на ускоряющий электрод). Осмотр электродов после испытаний также не выявил нарушения их геометрии, что позволяет говорить о правильности выбранной конструкции.
В ходе отдельного эксперимента снимались зависимости силы тока в цепи ускоряющего электрода от его потенциала при различных потенциалах эмиссионного электрода. При этом ток разряда в ГРК поддерживался постоянным, а ток пучка слабо изменялся, что было обусловлено изменением эффективной прозрачности эмиссионного электрода. Указанные зависимости приведены на рис. 4.34 для двух уровней токов пучка: 80 и 125 мА. Минимальный уровень тока на ускоряющий электрод составляет 1,5 % при токе пучка 80 мА и 2 % при токе пучка 125 мА. При этом ширина минимума составляет около 400 В.
По опыту испытаний других ионных двигателей характерное значение тока на ускоряющий электрод, вызванного вторичными ионами, составляет 0,3... 1,0 %. Более высокие значения, полученные в данном случае, могут иметь ряд причин:
относительно невысокий коэффициент использования рабочего тела двигателя (~0,65...0,75), при котором снимались приведенные зависимости. В этом случае повышается концентрация нейтрального газа в районе ИОС и возрастает вероятность перезарядки ионов ксенона на нейтральных атомах. Образовавшиеся в окрестности ускоряющего электрода медленные ионы создают дополнительный ток на ускоряющий электрод;
недостаточно точная юстировка стержней эмиссионного и ускоряющего электродов. Расчеты, выполненные при проектировании данной ИОС, показали, что допустимое сме-
254
Глава 4. Ионные двигатели
Рис. 4.34. Зависимость отношения тока ускоряющего электрода Jy к току пучка J„ от суммарной разности потенциалов между электродами ИОС при различных потенциалах плазменного электрода V„
щение стержней одного электрода относительно стержней другого не должно превышать 0,1 мм;
шероховатость или другие дефекты поверхностей стержней электродов ИОС, оставшиеся после механической обработки. Опыт испытаний предыдущих лабораторных моделей ИД показывает, что в первые часы работы наблюдается повышенный ток на ускоряющий электрод. В процессе приработки электродов он снижается;
высокая неоднородность концентрации плазмы вдоль щелей ИОС. Расчеты, выполненные при проектировании данной ИОС, показали, что допустимый перепад в плотности тока, идущего из плазмы ГРК, при котором отсутствует прямой перехват ионов ускоряющим электродом, составляет 2...2,5 раза.
255
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГА ТЕЛИ ДЛЯ КА
Для определения конкретной причины или ряда причин требуются приработка ИОС длительностью несколько десятков часов и проведение дополнительных испытаний.
Таким образом, можно сделать вывод, что проведенные экспериментальные и расчетные исследования подтверждают возможность создания эффективно работающего аргонового ИД нетрадиционной схемы с длительным временем огневой работы.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Литература к главе 1
1.1.	Юшманов Е.Е. Радиальное распределение потенциала в цилиндрической магнитной ловушке при магнетронном способе инжекции ионов // Физика плазмы и проблема управляемых термоядерных реакций. Т. 4, Изд-е АН СССР, 1958.
1.2.	Жаринов А.В., Ерофеев В.С., Гришин С.Д. Ускорители с замкнутым холловским током //Плазменные ускорители. М.: Машиностроение, 1973.
1.3.	Морозов А.И., Кислов А.Я., Зубков И.П. ПисьмавЖЭТФ. Т. 7.1968.
1.4.	Морозов А.И. Физические основы космических электрореактивных двигателей//Элементы динамики потоков в ЭРД. Т. 1.М.:Атомиздат, 1978.
1.5.	Морозов А.И. Физические процессы в СПД // Энциклопедия низкотемпературной плазмы/под ред. В.Е. Фортова. Т. 3. М.: Наука, 2000.
1.6.	Морозов А.И. Введение в плазмодинамику. М.: Физматлит, 2006.
Литература к главе 2
2.1	.Фаворский О.Н., Фишгойт В.В., Янтовский Е.И. Основы теории космических электрореактивных двигательных установок. М.: Высш, шк., 1978.
2.2.	Гришин С.Д., Лесков Л.В., Козлов Н.П. Плазменные ускорители. М.: Машиностроение, 1983.
2.3.	Теория и расчет энергосиловых установок космических летательных аппаратов / Л.А. Квасников, Л.А. Латышев, Д.Д. Севрук, В.Б. Тихонов. М.: Машиностроение, 1984.
2.4.	Overview of Russian activities in Electric Propulsion I O.A. Gorshkov, A.S. Koroteev, V. M. Murashko, et al. // 37th Joint Propulsion Conference. AIAA-2001-3229. 2001.
2.5.	Gamero P. Astra IK and Stentor Plasma Propulsion Subsystem Experience // 39‘" Joint Propulsion Conference. AIAA-2003-4547. 2003.
2.6.	PPS 1350 with variable power features for SMART 1/C. Koppel, M. Lyszyk, D. Valentian, et al. I I 36th Joint Propulsion Conference. AIAA-2000-3427. 2000.
2.7.	The PPS®1350 Qualification Demonstration 7500H on ground, 5000H in flight /F. Marchandise, N. Cornu, J. Biron, et al. // 29th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2005-209. 2005.
257
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
2.8.	Smart-1 Electric Propulsion Experience / D. Milligan, D. Gestal, P. Patdo-Voss, et al. I 129lh International Electric Propulsion Conference. IEPC- 2005-245. 2005.
2.9.	Koppel C., Estublier D. The Smart-1 Hall Effect Thruster around the Moon: in flight Experience I 129th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2005-119. 2005.
2.10.	Randolph T. Overview of Major U.S. Industrial Programs in Electric Propulsion I/ 35th Joint Propulsion Conference. AIAA-99-2160. 1999.
2.11.	Mayers R.M. Overview of Major U.S. Industrial Propulsion Programs // 40th Joint Propulsion Conference. AIAA-2004-3331. 2004.
2.12.	Lichtin D.A. An Overview of Electric Propulsion Activities in US Industry — 2005 // 4T‘ Joint Propulsion Conference. AIAA-2005-3532. 2005.
2.13.	Deep Space 1 Technology Validation Reports / J.R. Brophy, R.Y. Kakuda, J.E. Polk, et al. JPL Publication 00-10. Jet Propulsion Laboratory, Pasadena, CA, October 2000.
2.14.	ARTEMIS Orbit Raising In-Flight Experience with Ion Propulsion / R. Killinger, H. Gray, R. Kukies, et al. // 28th International Electric Propulsion Conference. IEPC-03-096. 2003.
2.15.	Tahara H. An Overview of Electric Propulsion Activities in Japan // 28th International Electric Propulsion Conference. IEPC-03-0339. 2003.
2.16.	Asteroid Rendezvous of Hayabusa Explorer Using Microwave Discharge Ion Engines / H. Kuninaka, K. Nishiyma, I. Funaki, et al. // 29th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2005-010. 2005.
2.17.	Curran F.M. Electric Propulsion Activities in U.S. Industry // 26th Electric Propulsion Conference. IEPC-1999-126. 1999.
2.18.	Прогноз рынка космических спутников связи на ближайшее десятилетие // Аэронавтика и космос. 2004. № 37.
2.19.	Агапов В., Лисов И. Сводная таблица космических запусков, осуществленных в 1999 г. // Новости космонавтики. 2000. № 3.
2.20.	Лисов И. Сводная таблица космических запусков, осуществленных в 2001 г. // Новости космонавтики. 2002. № 3. Т. 12.
2.21.	Лисов И. Сводная таблица космических запусков, осуществленных в 2002 г. // Новости космонавтики. 2003. № 4 (243). Т. 13.
2.22.	Лисов И. Сводная таблица космических запусков, осуществленных в 2003 г. // Новости космонавтики. 2004. № 3 (254). Т. 14.
2.23.	Лисов И. Сводная таблица космических запусков, осуществленных в 2004 г. И Новости космонавтики. 2005. № 3 (266). Т. 15.
2.24.	Лисов И. Сводная таблица космических запусков, осуществленных в 2005 г. // Новости космонавтики. 2006. № 3. Т. 16.
258
Список литературы
2.25.	Программа АМС-15 // Периодическое издание Федерального космического агентства. 2004. № 11.
2.26.	Малые космические аппараты НПО ПМ и их применение в космических программах / В.Н. Арбузов и др. 3-я Международная конференция-выставка "Малые спутники. Новые технологии, миниатюризация. Области эффективного применения". Королев. 2002.
2.27.	Анпилогов В.Р. Малые спутники связи на ГСО // Обзор и анализ российских проектов. Спутниковая связь. Технологии и средства связи. 2001.
2.28.	Saccoccia G. Introduction of the European Activities in Electric Propulsion // 54th International Astronautical Congress. IEPC-2003-341. 2003.
2.29.	Spores R.A., Spanjers G.G. Overview of the USAF Electric Propulsion Program // 37"1 Joint Propulsion Conference. AIAA-2001-3225. 2001.
Литература к главе 3
3.1.	Gorshkov О., Koroteev A. New Trends in Hall Effect Thruster Development // Propulsion for Space Transportation of the ХХГ1 Century. 2002.
3.2.	Горшков O.A. Электроплазменные ракетные двигатели нового поколения // Авиапанорама. 2003. Март-апрель.
3.3.	Prospects in progress of Electric Propulsion Systems for Spacecraft / O. Gorshkov, A. Vasin, V. Muraviev, A. Koroteev, R. Rizakhanov. Interactional Symposium on Space Propulsion, Shanghai. China. 2004.
3.4.	СПД работает в космосе / K.H. Козубский, В.М. Мурашко, Ю.П. Рылов и др. // Физика Плазмы. 2003. № 3.
3.5.	Оптимизация характеристик СПД-35 / Б.А. Архипов, А.И. Корякин, В.М. Мурашко и др. 2-я Международная конференция-выставка "Малые спутники. Новые технологии. Миниатюризация. Области эффективного применения в XXI веке". Королев. 2000.
3.6.	Extending the range of SPT operation — Development status of 300 and 4500 W thruster / B. Arkhipov, A. Bober, M. Day, et al. // 32nd Joint Propulsion Conference. AIAA-96-2708. 1996.
3.7.	Small Electric Propulsion Developed by RIAME MAI / N.N. Antropov, V. Kim, V.I. Kozlov et al. European Conference for Aerospace Sciences (EUCASS). 2005.
3.8.	Разработка и исследование лабораторных моделей СПД-20 и СПД-25 / В. Ким, В.И. Козлов, А.В. Скрыльников и др. 2-я Международная конференция-выставка "Малые спутники. Новые технологии. Миниатюризация. Области эффективного применения в XXI веке". Королев. 2000.
259
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
3.9.	Investigation of Operation and Characteristics of Small SPT with Discharge Chamber Walls made of Different Ceramics / V. Kim, V. Kozlov, A. Skrylnikov, et al. // 39th Joint Propulsion Conference. AIAA-2003-5002. 2003.
3.10.	Стационарный плазменный ускоритель-двигатель АТОН/А.И. Морозов и др. // Физика плазмы. № 7. Т. 23. 1997.
3.11.	Морозов А.И. Физические основы космических электрореактивных двигателей. М.: Атомиздат, 1978.
3.12.	Design and Experimental Investigation of a Small Closed Drift Thruster / A.I. Bugrova, A.D. Desiatskov, H.R. Kaufman, etal. // 27th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2001-344. 2001.
3.13.	Features of the operation of small power SPT with the channel from the carbon/A. Bugrova, A. Desyatskov, V. Kharchevnikov, et al. // 28th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2003-263. 2003.
3.14.	Experimental Research of SPT Low-Power Perspective Model / M.B. Belikov, O.A. Gorshkov, A.B. Jakupov, S.A. Khartov // 34th Joint Propulsion Conference. AIAA-98-3786. 1998.
3.15.	Пат. РФ № 2139646. Плазменный ускоритель с замкнутым дрейфом электронов / С.А. Хартов, А.Б. Жакупов, О.А. Горшков, Р.Н. Ризаха-нов. Приоритет от 07.04.1998.
3.16.	Zakharenkov L., Chislov G., Semenkin A. Study of Low Power TAL Characteristics // Tf1 International Electric Propulsion Conference. IEPC-01-041. 2001.
3.17.	Захаренков Л.Э., Числов Г.О., Семенкин A.B. Исследование характеристик двигателей с анодным слоем малой мощности. 3-я Международная конференция-выставка "Малые спутники. Новые технологии. Миниатюризация. Области эффективного применения". Королев. 2002.
3.18.	HrubyV.J. Hall Field Plasma Accelerator with an Inner and Outer Anode: Патент № 6.075,321. Приоритет от 13 июня 2000.
3.19.	Pote В., Tedrake R. Performance of a High Specific Impulse Hall Thruster 11 27"' International Electric Propulsion Conference. IEPC-01-035. 2001.
3.20.	Development and Testing of a Low-Power Hall Thruster System, Chap. 10 / Hruby V., et al. In Micropropulsion for small Spacecraft, Reston VA, American Institute of Aeronautics and Astronautics, Inc. Progress in Astronautics and Aeronautics. Vol. 187. 2000.
3.21.	Lichtin D.A. An Overview of Electric Propulsion Activities in US Industry — 2005 /1 41s’ Joint Propulsion Conference. AIAA-2005-3532. 2005.
3.22.	Spores R.A., Spanjers G.G. Overview of the USAF Electric Propulsion Program // XT' Joint Propulsion Conference. AIAA-2001-3225. 2001.
3.23.	Mayers R.M. Overview of Major U.S. Industrial Propulsion Programs // 40lh Joint Propulsion Conference. AIAA-2004-3331. 2004.
260
Список литературы
3.24.	Innovative low power Hall Effect Thruster / C.H. McLean, J.B. McVey, C.E. Lazarovici, E.J. Britt// 36* Joint Propulsion Conference. AIAA-00-3247.2000.
3.25.	Raitses Y., Fisch N.J. Parametric investigations of a nonconventional Hall thruster // Phys. Plasmas, Vol. 8. No 5. 2001.
3.26.	Performance of a Low-Power Cylindrical Hall Thruster / K.A Polzin, T.E. Markusie, B.J. Stanoev, et al. // 29th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2005-011. 2005.
3.27.	Raitses Y., Fisch N.J. Cylindrical geometry Hall thruster. US Patent No 6,448,721, issued Sept. 10, 2002.
3.28.	Smirnov A., Raitses Y., Fisch N.J. Parametric investigations of Miniaturized Cylindrical and Annular Hall Thrusters // 27th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2001-038. 2001.
3.29.	Smirnov A., Raitses Y., FischN.J. Enhanced ionization in the cylindrical Hall Thruster // 28th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2003-156. 2003.
3.30.	Biagioni L., Cesari U., Saverdi M. Development Status of the HT-100 Miniaturized Hall Effect Thruster System // AIAA-2005-3875.41st Joint Propulsion Conference. 2005.
3.31.	Optimization on magnetic field and acceleration channel for low power hall thrusters / H. Tahara, T. Fujioka, T. Kitano, et al. // 28th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2003-015. 2001.
3.32.	Jacobson D.T., Jankovsky R.S, Rawlin V.K. High voltage TAL performance // 37* Joint Propulsion Conference and Exhibit. A1AA-2001-3777.2001.
3.33.	Двухступенчатый ускоритель с замкнутым дрейфом электронов / А.Т. Антипов, А.Д. Грушкевич, В.В. Игнатенко и др. 4-я Всесоюзная конференция по плазменным ускорителям и ионным инжекторам. Москва. 1978.
3.34.	Oleson S.R. Mission Advantages of Constant Power, Variable Isp Electrostatic Thtusters // 36th Joint Propulsion Conference. AIAA-2000-3413.2000.
3.35.	Hofer R.R., Gallimore A.D. The Role of Magnetic Field Topography in Improving the Performance of High-Voltage Hall Thrusters // 38* Joint Propulsion Conference. AIAA-2002-4111. 2002.
3.36.	Hofer R.R., Gallimore A.D. Efficiency Analysis of a High-Specific Impulse Hall Thruster // 40* Joint Propulsion Conference. AIAA-2004-3602. 2004.
3.37.	Hofer R.R. Development and characterization of high-efficiency, high-specific impulse xenon Hall thrusters: Ph.D. Dissertation. Dept, of Aerospace Engineering, University of Michigan. 2004.
3.38.	SPT-115 development and characterization IV. Kim, D. Grdlichko, V. Kozlov, et al. // 35* Joint Propulsion Conference. AIAA-99-2568. 1999.
261
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
3.39.	Investigation of the SPT Operation under High Discharge Voltages / V. Kim, V. Kozlov, A. Skrylnikov, et al. // 28Ih International Electric Propulsion Conference. IEPC-2003-211. 2003.
3.40.	Manzella D.H., Jacobson D.T., Jankovsky R.S. High voltage SPT performance I137й1 Joint Propulsion Conference and Exhibit. AIAA-2001-3774.2001.
3.41.	Warner S.N., Martinez-Sanchez M. Instrumentation and Modeling ofa High Specific Impulse Hall Thruster // 38th Joint Propulsion Conference. AIAA-2002-4248. 2002.
3.42.	Warner S.N., Martinez-Sanchez M. Characterization of a High Specific Impulse Hall Thruster Using Electrostatic, Optical and Thermocouple Probes // 28th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2003-82. 2003.
3.43.	Szabo J., Roister P. One and Two Dimensional Modeling of the BHT-1000 I/ 28"’ International Electric Propulsion Conference. IEPC-2003-231. 2003.
3.44.	Szabo J. J., Azziz Y. Characterization of a High Specific Impulse Xenon Hall Effect Thruster // 29th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2005-324. 2005.
3.45.	Oh D. Evalution of Solar Electric Propulsion Technologies for Discovery Class Missions // 4Г' Joint Propulsion Conference. AIAA-2005-4270.2005.
3.46.	Manzella D. Hall Thruster Technology for NASA Science Missions 11 41я Joint Propulsion Conference. AIAA-2005-3675. 2005.
3.47.	Development status of the PPS 1350 plasma thruster / M. Lyszyk, E. Klinger, J. Bugeat, et al. 11 34lh Joint Propulsion Conference. AIAA-1998-3333. 1998.
3.48.	PPS 1350 with variable power features for SMART 1/C. Koppel, M. Lyszyk, D. Valentian, et al. // 36th Joint Propulsion Conference. A1AA-2000-3427. 2000.
3.49.	Characteristics of PPS-1350 type thrusters under increased discharge voltages and comparison with hybrid codes simulation results / L. Albarede, A. Bouchoule, A. Lazurenko, etal. // 29th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2005-136. 2005.
3.50.	Физические величины: Справочник / А.П. Бабичев, Н.А. Бабушкина, А.М. Братковский и др.; под ред. И.С. Григрьева, Е.З. Мейлихова. М.: Энергоатомиздат, 1991.
3.51.	Investigation of SPT Performance and Particularities of its Operation with Kr and Kr/Xe Mixtures / V. Kim, G. Popov, V. Kozlov, et al. // 27'h International Electric Propulsion Conference. IEPC-01-065. 2001.
3.52.	The Results of Testing and Effectiveness of the Kr-Xe Mixture Application in SPT / B.A. Arkhipov, A.I. Koryakin, V.M. Murashko, et al. // 27th International Electric Propulsion Conference. IEPC-01-064. 2001.
262
Список литературы
3.53.	Overview of Russian activities in electric propulsion / O.A. Gorshkov, A.S. Koroteev, V.M. Murashko, et. al. // 37th Joint Propulsion Conference and Exhibit. AIAA-2001-3229. 2001.
3.54.	Semenkin B.A., Tverdokhlebov S.O., Garkusha V.I. TAL Thruster Technology for Advanced Electric Propulsion Systems // 20th International Symposium on Space Technology and Science. ISTS 96-a-3-26. 1996.
3.55.	Hofer R.R., Jankovsky R.S. The Influence of Current Density and Magnetic Field Topography in Optimizing the Performance, Divergence, and Plasma Oscillations of High Specific Impulse Hall Thrusters // 28lb International Electric Propulsion Conference. IEPC-03-0142. 2003.
3.56.	4.5 kW Hall Thruster System Qualification Status / K.H. de Giys, B. Welander, J. Dimicco, et al. // 41s’ Joint Propulsion Conference. AIAA 2005-3682. 2005.
3.57.	Pote B., Hruby V., Monheiser J. Performance of an 8 kWHall Thruster // 26th International Electric Propulsion Conference. IEPC-99-080. 1999.
3.58.	Stretching the Operational Envelope of the PPS®X000 Plasma Thruster / O. Duchemin, P. Dumazert, N. Cornu, et al. // 40th Joint Propulsion Conference and Exhibit. AIAA-2004-3605. 2004.
3.59.	Бугрова А.И., Ким В.П. Современное состояние физических исследований в ускорителях с замкнутым дрейфом электронов и протяженной зоной ускорения // Плазменные ускорители и ионные инжекторы. М.: Наука, 1984.
3.60.	Горшков О.А., Шагайда А.А. Метод определения коэффициентов эффективности плазменного ускорителя с замкнутым дрейфом электронов // Письма в ЖТФ. Т. 34. Вып. 4. 2008.
3.61.	Gorshkov О., Rizakhanov R., Shagayda A. Accelerating layer model for hall effect thruster. 10-IWCP International Workshop on Combustion and Propulsion. 21—25 September. Lerici, Italy.
3.62.	Gorshkov O., Rizakhanov R., Shagayda A. Computational Model for Local Parameter Analysis in an Acceleration Channel of a Hall Effect Thruster. 4th International Spacecraft Propulsion Conference. 2—9 June 2004. Sardinia, Italy.
3.63.	Горшков O.A., Шагайда A.A. Одномерная полуэмпирическая модель плазмы в ускорителе с замкнутым дрейфом электронов // Физика плазмы Т. 34. № 6. 2008.
3.64.	Бишаев А.Н., Ким В. Исследование локальных параметров плазмы в ускорителе с замкнутым дрейфом электронов // Журн. техн, физики. 1978. Т. 23. С. 1055.
3.65.	Жаринов А.В., Попов Ю.С. Ускорение плазмы замкнутым холловским током // Журн. техн, физики. 1967. Т. 12.
263
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
3.66.	Choueiri E.Y. Fundamental Difference between the Two Variants of Hall Thrusters: SPT andTAL// 37th Joint Propulsion Conference. AIAA-2001- 3504.2001.
3.67.	Иришков C.B. Численное моделирование динамики плазмы в холловском двигателе: Диес. ... канд. физ.-мат. наук. М., 2006.
3.68.	Irishkov S.V., Gorshkov О.А., Shagayda A. A. Fully Kinetic Modeling of Low Power Hall Thruster // 29th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2005-035. 2005.
3.69.	Хокни P., Иствуд Дж. Численное моделирование методом частиц. М.: Мир, 1987.
3.70.	БэдселЧ., ЛенгдонА. Физика плазмы и численное моделирование. М.: Энергоатомиздат, 1989.
3.71.	Szabo J.J., Martinez-Sanchez М., Bitischev О. Numerical Modeling of the Near-Anode Region in a TAL Thruster // 36"1 Joint Propulsion Conference and Exhibit. AIAA 2000-3653. 2000.
3.72.	Зондовые измерения в канале холловского двигателя номинальной мощностью 1,5 кВт / М.Б. Беликов, О.А. Горшков, А.С. Ловцов, А.А. Ша-гайда // Прикладная физика. 2008. № 3.
3.73.	Козлов О.В. Электрический зонд в плазме. М.: Атомиздат, 1969.
3.74.	Влияние конфигурации магнитного поля на режим работы ускорителя с замкнутым дрейфом электронов (УЗДП) / А.И. Морозов, Ю.В. Есип-чук, А.М. Капулкин и др. // ЖТФ. Т. 42. № 3. 1972.
3.75.	ЕсипчукЮ.И., Тилинин Г.Н. Дрейфовая неустойчивость в УЗДП // ЖТФ. Т. 46. № 4. 1976.
3.76.	Ускоритель с замкнутым дрейфом (УЗДП) с большим градиентом магнитного поля / Ю.В. Есипчук, Ю.М. Левченко, В.А. Михайличенко и др. И Матер. II Всесоюзной конференции по плазменным ускорителям. Минск, ИФ АН БССР, 1973.
3.77.	Гаврюшин В.М., Ким В. О влиянии характеристик магнитного поля на параметры ионного потока на выходе ускорителя с замкнутым дрейфом электронов (УЗДП) // ЖТФ. Т. 51. № 5. 1981.
3.78.	Blinov N., Gorshkov О., Shagayda A. Experimental investigation of magnetic field topology influence on structure of acceleration layer and performance of hall thrusters // 29lh International Electric Propulsion Conference. IEPC-2005-033. 2005.
3.79.	Горшков O.A., Шагайда A.A. Критерий оптимальности конфигурации магнитного поля в ускорителе с замкнутым дрейфом электронов // ТВТ. Т. 46. № 4. 2008.
3.80.	Влияние конфигурации магнитного поля на режим работы ускорителя с замкнутым дрейфом электронов (УЗПД) / А.И. Морозов, Ю.В. Есипчук, А.М. Капулкин и др. // ЖТФ. Т. 42. № 3. 1972.
264
Список литературы
3.81.	A High Specific Impulse Two-Stage Hall Thruster with Plasma Lens Focusing / R. Hofer, P. Peterson, A. Gallimore, R. Jankovsky // 27'11 International Electric Propulsion Conference. IEPC-01-036. 2001.
3.82.	Морозов А.И., Савельев B.B. К теории пристеночной проводимости // Физика плазмы. Т. 27. № 7. 2001.
3.83.	Козлов А.Н. Модель пристеночной проводимости в окрестности макронеоднородной зеркально отражающей поверхности // Физика плазмы. Т. 28. № 2. 2002.
3.84.	Тилинин Г.Н. Экспериментальное исследование высокочастотных плазменных колебаний в УЗДП // ЖТФ. Т. 47. № 8. 1977.
3.85.	Gorshkov О., Shagayda A., and Irishkov V. The Influence of the Magnetic Field Topology on Hall Thruster Performance // 42nd Joint Propulsion Conference & Exhibit. AIAA 2006-4472. 2006.
3.86.	Lovtsov A., Gorshkov O., Shagayda A. Semi-Empirical Method of Hall Thrusters Lifetime Prediction // 42"d Joint Propulsion Conference & Exhibit. AIAA-2006-4661. 2006.
3.87.	Семенов A.A., Шкарбан И.И. Распыление потоками ионов поверхностей элементов конструкций ионно-плазменных источников // Ракетно-космическая техника. Сер. IV. Вып. 3 (131). 1991.
3.88.	Соколоверов А.П., Хартов С.А., Чуян Р.К. Численное моделирование процессов эрозии изолятора при ускоренных ресурсных испытаниях в УЗДП //VII Всесоюзная конференция по плазменным ускорителям и ионным инжекторам. Харьков, ХАИ, 1989.
3.89.	Dyshlyuk Е., Gorshkov О. Spectroscopic Investigation of a Hall Thruster Ceramic Acceleration Channel Erosion Rate // 42'“* Joint Propulsion Conference & Exhibit. AIAA 2006-4660. 2006.
3.90.	Горшков O.A., Дышлюк E.H., Шагайда A.A. К вопросу о возможности определения скорости эрозии разрядной камеры ускорителя с замкнутым дрейфом электронов и протяженной зоной ускорения методом эмиссионной спектроскопии // ТВТ. Т. 45. № 6. 2007.
3.91.	Горшков О.А., Дышлюк Е.Н. Исследование примесей в плазменной струе ускорителя с замкнутым дрейфом электронов // Письма в ЖТФ. Т. 34. Вып. 4. 2008.
3.92.	Sputtering by Particle Bombardment III / Ed. R. Behrisch and K. Witt-maack. Berlin: Heidelbeig, 1991.
3.93.	Angular distribution of ceramic isolator sputtered material in the SPT Jet I S.A. Khartov, V.K. Egorov, A.B. Nadiradze, Yu.V. Zikeeva // Proc. 30th Intern. Electric Propulsion Conf. IEPC-2003-052. 2003.
3.94.	Investigation of Xenon Ion Sputtering of One Ceramic Material Used in SPT Discharge Chamber / Y. Gamier, V. Viel, J.F. Roussel, et al. // Proc. 27th International Electric Propulsion Conference. IEPC-1999-083. 1999.
18-1571
265
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
3.95.	Диагностика плазмы / Пер с англ.; под ред. Р. Хаддлстоуна и С. Леонарда. М.: Мир, 1967.
3.96.	Spectral Investigation of SPT MAG Insulator Erosion I A.I. Bugrova, A.M. Bishaev, A.V. Desyatskov, et al. 11 Proc. 31я Intern. Electric Propulsion Conf. IEPC-2005-167. 2005.
3.97.	Karabadzhak G.F., Semenkin A.V., Tverdokhlebov S.O. Semi-Empirica] Method for Evaluation of a Xenon Operating Hall Thruster Erosion Rate Through Analysis of its Emission Spectra// Proc. Intern. Conf, on Space Propulsion. 2000.
3.98.	Evaluation of Impurity Composition and Content in the TAL at Various Operating Regimes /G.F. Karabadzhak, A.V. Semenkin, A.E. Solodukhin, S.O. Tverdokhlebov // Proc. 31st Intern. Electric Propulsion Conf. IEPC-2005-147. 2005.
3.99.	Pagnon D., Lasgorceix P., Touzeau M. Control of the Ceramic Erosion by Optical Emission Spectroscopy: parametric studies of PPS1350-G and SPT100ML // Proc. 40lh Joint Propulsion Conf. AIAA-2004-3773. 2004.
3.100.	Морозов А.И. О принципах разработки ЭРД с большим ресурсом и о проблеме ускоренных испытаний // РКТ. Сер. "Ракетные двигатели и энергетические установки". 1991. № 3 (131).
3.101.	Определение электронной температуры плазменной струи ускорителя с замкнутым дрейфом электронов (УЗДП) / А.И. Бугрова, И.А. Данелия, В.А. Ермоленко, Л.Е. Калихман // ЖТФ. Т. 47. № 11. 1977.
3.102.	Бугрова А.И., Ермоленко В.А., Калихман Л.Е. Излучательные характеристики ксенона в разреженной плазме // ТВТ. Т. 17. № 5. 1979.
3.103.	Динамика функции распределения электронов по энергиям в канале УЗДП / А.И. Бугрова, Л.М. Волкова, В.А. Ермоленко и др. // ТВТ. Т. 19. № 6. 1981.
3.104.	Бугрова А.И., Ермоленко В.А., Соколов А.С. Оптические исследования нейтральной компоненты ксеноновой плазмы в условиях неравно-весности // ТВТ. Т. 25. № 6. 1987.
3.105.	Insights on Physics of Hall Thrusters through Fast Current Interruptions and Discharge Transients / M. Prioul, A. Bouchoule, S. Roche, et al. // Proc. 29th Intern. Electric Propulsion Conf. IEPC-2001-059. 2001.
3.106.	Hall-Effect Thruster with High Specific Impulse / N. V. Blinov, O.A. Gorshkov, R.N. Rizakhanov, A.A. Shagayda // Proc, of 4th International Spacecraft Propulsion Conference. Sardinia. 2004.
3.107.	Иришков C.B. Кинетическое моделирование динамики плазмы в холловском двигателе // РКТ: Расчет, проектирование, конструирование и испытания космических систем. 2006. № 12.
3.108.	Analysis of Ceramic Erosion Characteristic in Hall-Effect Thruster with Higher Specific Impulse / V. Abashkin, O. Gorshkov, A. Lovtzov, and A. Shagayda// 30th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2007-133.2007.
266
Список литературы
3.109.	Разработка холловского двигателя малой мощности с ресурсом до 3000 часов / М.Б. Беликов, О.А. Горшков, Е.Н. Дышлюк, А.С. Ловцов, А.А. Шагайда // Космонавтика и ракетостроение. 2008. № 3.
3.110.	Горшков О .А., Муравлёв В.А., Шагайда А.А. Опыт исследований и разработки ЭРД в Центре Келдыша // Космонавтика и ракетостроение. 2008. № 3.
3.111.	Small Electric Propulsion Developed by RIAME MAI / N.N. Antropov, V. Kim, V.I. Kozlov, et al. // Proc, of European Conference for Aerospace Sciences (EUCASS), 2005.
3.112.	Andrenucci M., Battista F., and Piliero P. Hall Thruster Scaling Methodology// Proc, of 29'" International Electric Propulsion Conference. IEPC-2005-187. 2005.
3.113.	Ashkenazy J., Shitrit S., and Appelbaum G. Hall Thruster Modification for Reduced Power Operation // Proc, of 29,h International Electric Propulsion Conference. IEPC-2005-080, 2005.
3.114.	Ahedo E., and Gallardo J.M. Scaling down Hall thruster 11 Proc, of 28'" International Electric Propulsion Conference. IEPC-03-104. 2003.
3.115.	Development of Low-Power Hall Thruster with Lifetime up to 3000 Hours j M. Belikov, O. Gorshkov, E. Dyshlyuk, A. Lovtzov, and A. Shagayda // 30th International Electric Propulsion Conference. IEPC-2007-129. 2007.
3.116.	The GSAT-4 Electrical Propulsion Subsystem based on the KM-45 HET / O.A. Gorshkov, M.B. Belikov, K.M. Shanbhogue, et al. // 58th International Astronautical Congress. IAC-07-C4.4.01. 2007.
3.117.	Investigation 4,5 kWHigh Efficiency Hall-type T-160 Electric Thruster/ V.A. Petrosov, A.I. Vasin, V.I. Baranov, et al. // Proc, of 24th International Electric Propulsion Conference. IEPC-95-031. 1995.
3.118.	Jacobson J., Rawlin V., Best T. EXPRESS-T-160E Project. Flight Model T-160E № 1. Performance Test Procedure. NASA Glenn Research Center at Lewis Field. December 13, 1999.
3.119.	Vasin A.I., Gorshkov O.A., Koroteev A.S. Hall Thruster Development in Keldysh Research Center 11 Proceedings of the 6th APC-MCSTA, Beijing, China. 2001.
Литература к главе 4
4.1.	Muraviev V.A., Shagayda A.A. Numerical Modeling of Extraction Systems in Ion Thrusters // Proc, of 26th International Electric Propulsion Conference. IEPC-99-162. 1999.
4.2.	Bhatnagar P.L., Gross E.P., Krook M. A model for collision processes in gases // Physical Review. Vol. 94. 1954.
18*
267
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
4.3.	The role of analysis and testing in the service life assessment of ion engines / J.E. Polk, N.R. Moore, J.R. Brophy, D.H. Ebber// 24th Intern. Electric Propulsion Conference, Moscow. AIAA-95-228. 1995.
4.4.	Fabrication of Caibon-Carbon Grids for Ion Optics / J. Mueller, D.K. Brown, C.E. Gamer, and J.R. Brophy // 23ri International Electric Propulsion Conference. IEPC-93-112. 1993.
4.5.	Meserole J.S., Rorabaugh M.E. Fabrication and Testing of 15-cm Carbon-Carbon Grids with Slit Apertures // Proc, of the ЗГ' Joint Propulsion Conference. AIAA-95-2661. 1995.
4.6.	Gorshkov O.A., Muraviev V.A. An Experimental Investigation of the Hollow Cathodes for Low-Power Ion Thruster// 26th International Electric Propulsion Conference. IEPC-99-124. 1999.
4.7.	Zikeyev M.V., Shagayda A.A. Probe Measurements in Discharge Chamber of Low-Power Ion Thruster // 28th International Electric Propulsion Conference. IEPC-03-120. 2003.
4.8.	Peng X., Keefer D., and Ruyten W.M. Three-dimensional Particle Simulation of Grid Erosion in Ion Thrusters // Proc, of the 22nd International Electric Propulsion Conference. IEPC 91-119. 1991.
4.9.	Bond R.A., Latham P.M. Extraction System Design and Modelling Using Computer Codes // Proc, of the 23ri International Electric Propulsion Conference. IEPC-93-179. 1993.
4.10.	Numerical Simulation of Grid Erosion for Ion Thruster / T. Shiraishi, H. Kuninaka, S. Satori and K. Kuriki // Proc, of the 24th International Electric Propulsion Conference. IEPC 95-90. 1995.
4.11.	Arakawa Y., Nakano M. An Efficient Three-Dimensional Optics Code for Ion Thruster Research // Proc, of the 32nd Joint Propulsion Conference. AIAA-96-3198. 1996.
4.12.	Rosenberg D., and Wehner G.K. Sputtering Yields for Low Energy He', Kr_+, and Xel Ion Bombardment // J. Appl. Phys. Vol. 33. № 5. 1962.
4.13.	Пилотируемая экспедиция на Марс / подред. А.С. Коротеева. М., Российская академия космонавтики им. К.Э. Циолковского, 2006.
ПРИНЯТЫЕ СОКРАЩЕНИЯ
БГК ВАХ ГПО ГРК ГСО
ГУ ДАС дзз ДУ ЖРД ид ИОС КА кпд МКА ПН РБ PH РТР САС СПД СХПРТ ТИУ тсд тхд ХД ЭДД ЭДУ
уравнение Бхатнагара—Гросса—Крука вольт-амперная характеристика геопереходная орбита газоразрядная камера геостационарная орбита градуировочное устройство двигатель с анодным слоем дистанционное зондирование Земли двигательная установка жидкостный ракетный двигатель ионный двигатель ионно-оптическая система космический аппарат коэффициент полезного действия малый космический аппарат полезная нагрузка разгонный блок ракета-носитель ретранслятор
срок активного существования стационарный плазменный двигатель система хранения и подачи рабочего тела тягоизмерительное устройство торцевой сильноточный двигатель торцевой холловский двигатель холловский двигатель электродуговой двигатель энергодвигательная установка
269
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ KA
ЭНД	—	электронагревный двигатель
ЭРД	—	электрический ракетный двигатель
ЭРДУ	—	электроракетная двигательная установка
ЭСД	—	электростатический двигатель
СОКРАЩЕНИЯ НАЗВАНИЙ ОРГАНИЗАЦИЙ
ВНИИ электромеха- — ники
ГКНПЦ им. М.В. Хру-
ничева
МАИ
МИРЭА
НИИ ПМЭ
НПО им. С.А Лавоч- — кина
НПО машинострое- — ния
НПО пм
ОКБ "Факел"
РКК "Энергия"
РНЦ "Курчатовский — институт"
Центр Гленна	—
Центр Келдыша	—
Всероссийский научно-исследовательский институт электромеханики им. А.Г. Иосифья-на (г. Москва)
Государственный космический научно-производственный центр им. М.В. Хруничева (г. Москва)
Московский авиационный институт (государственный технический университет) Московский государственный институт радиотехники, электроники и автоматики Государственный научно-исследовательский институт прикладной механики и электродинамики (г. Москва) Научно-производственное объединение им. С.А Лавочкина (г. Химки, Московская обл.) Военно-промышленная корпорация "Научно-производственное объединение машиностроения" (г. Реутов, Московская обл.) Научно-производственное объединение прикладной механики им. академика М.Ф. Решетнева (г. Железногорск, Красноярский край)
Опытное конструкторское бюро "Факел" (г. Калининград)
Ракетно-космическая корпорация "Энергия" им. С.П. Королева (г. Королев, Московская обл.)
Российский научный центр "Курчатовский институт" (г. Москва)
Glenn Research Center (Исследовательский центр им. Гленна, США) Исследовательский центр им. М.В. Келдыша (г. Москва)
271
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
ЦНИИмаш	— Центральный научно-исследовательский институт машиностроения (г. Королев, Московская обл.)
BSS ISAS	- Boeing Space Systems (США) — Institute of Space and Astronautical Science (Институт космоса и астронавтики, Япония)
JPL	— Jet Propulsion Laboratory (Лаборатория реактивного движения, США)
Mitsubishi El. Corp. NASA	—	Mitsubishi Electric Corporation (Япония) —	National Aeronautics and Space Administration (Национальная администрация по аэронавтике и астронавтике, США)
SS/Loral	- Space Systems/Loral (США)
ПРИНЯТЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
А?	— коэффициент Эйнштейна для спонтанного излучения при переходе с уровня р на нижележащий уровень q
в В[р, g) с Q dc ds dseff e E Ee W FB	-	магнитная индукция —	коэффициент Эйнштейна для поглощения излучения —	скорость света —	энергетическая цена тяги —	энергетическая цена иона —	диаметр разрядной камеры по средней линии —	диаметр апертуры плазменного электрода ИД —	эффективный диаметр апертуры плазменного электрода ИД —	заряд электрона —	напряженность электрического поля —	энергия электронов —	средняя энергия ионов в плазменной струе -	проекция градиента V|В на нормаль к вектору магнитной индукции
ДР) g G h he H	—	функция мощности распыления —	ускорение свободного падения —	критерий оптимальности структуры магнитного поля —	постоянная Планка —	высота разрядной камеры —	усовершенствованный безразмерный критерий оптимальности структуры магнитного поля
^уд ^уда ^уд опт ^PQ	—	удельный импульс тяги —	анодный удельный импульс тяги —	оптимальный удельный импульс тяги —	интенсивность спектральной линии, соответствующей переходу с уровня р на уровень q
Iq L	— интеграл кулоновских столкновений — плотность тока ионов
273
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Jn •fn Jp Ji	— эквивалентная плотность тока нейтральных атомов — сила тока ионного пучка — сила тока разряда — сила тока ионного пучка через апертуру ИОС ИД
Jy к, ктп	—	сила тока ионов на ускоряющий электрод ИД —	коэффициент масштабирования линейных размеров —	коэффициент масштабирования массового секундного расхода рабочего тела
Кт KL Ku	— коэффициент в выражении для температуры электронов — коэффициент в выражении для длины зоны ионизации — коэффициент в выражении для перепада потенциала в зоне ионизации
Keff	— коэффициент эффективной прозрачности плазменного электрода ИД
Kfhj leff k	—	коэффициент угловой расходимости пучка в ИД —	эффективная длина ускоряющего промежутка в ИД —	расстояние между плазменным и ускоряющим электродами вИД
Li 4 4 i+	— длина зоны ионизации -	расстояние от ХД до зонда с задерживающим потенциалом —	длина разрядной камеры ХД -	длина области с положительным градиентом магнитного поля (УгД > 0) в разрядной камере ХД
4h 4ap m	— длина зоны распыления внутренней стенки разрядной камеры — длина зоны распыления наружной стенки разрядной камеры — массовый секундный расход рабочего тела в двигатель
ma ihi mik mK me M	—	массовый секундный расход рабочего тела через анодный блок —	поток массы ионов из двигателя —	поток массы ионов с кратностью ионизации к из двигателя —	массовый секундный расход рабочего тела через катод —	масса электрона —	масса тяжелой частицы (атома, иона)
ne ni n„ ns	—	концентрация электронов —	концентрация ионов —	концентрация нейтральных атомов —	концентрация распыляемых частиц в плазменной струе
274
Принятые обозначения
N — электрическая мощность, подводимая к двигателю
JVC — кинетическая мощность струи
^лоп — дополнительная мощность, расходуемая в ИД на работу магнитной системы и на поддержание работы катодов
— мощность, подводимая к катоду
/VMC - мощность, затрачиваемая на работу магнитной системы
7Vp	—	мощность разряда
Nx	—	тяговая (реактивная) мощность струи
рх, р4 — параметры конфигурации магнитного поля ХД КМ64-4К
ре	—	давление электронов
Лрл	-	нормализованный первеанс отдельной	апертуры ИОС ИД
Рсогг	-	скорректированный нормализованный	первеанс апертуры
ИОС ид
Q	—	тепловой поток
Qex	—	коэффициент скорости возбуждения
г	—	радиус-вектор
R	—	тяга
А,	—	радиальное положение точечного	источника ионов в моде-
ли распыления стенок разрядной камеры ХД
5	— коэффициент объемного распыления при ионной бомбарди-
ровке
Sm — коэффициент массового распыления при ионной бомбардировке
—	зависимость коэффициента объемного распыления от угла падения ионов
SE — зависимость коэффициента объемного распыления от энергии ионов
Sc — площадь сечения разрядной камеры
5М — площадь миделя ионного двигателя
Sseff - эффективная площадь апертуры ячейки плазменного электрода ИД
—	площадь апертуры ячейки плазменного электрода ИД
ts	—	толщина плазменного электрода ИД
Те	—	температура электронов
—	потенциал плазмы
U3	—	потенциал эмиссионного	электрода	ИД
Uf	—	напряжение разряда
275
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КА
Uy — потенциал ускоряющего электрода ИД
U, — перепад потенциала в зоне ионизации ХД
U, — ускоряющее напряжение в ИД
UA — перепад потенциала в зоне ускорения ХД
Ua	—	выходной сигнал ТИУ
v,	—	скорость иона
vc	—	скорость электрона
v„	—	скорость нейтрального атома
Vj	—	средняя скорость потока ионов
Vn	—	средняя скорость потока нейтральных атомов
аЭду	—	удельная масса энергодвигательной установки
р;	—	константа скорости ионизации
у — коэффициент потери тяги, обусловленной распределением ионов по скоростям
уе	— потери тяги из-за угловой расходимости пучка
уЕ	— потери тяги из-за энергетического распределения ионов в
пучке
уг — газодинамическая прозрачность ИОС ИД бгтах	— максимальная погрешность измерения тяги
£0	— диэлектрическая проницаемость вакуума
—	средняя длина пробега нейтрального атома до ионизации
—	доля ионов кратности к в массовом потоке ионов на выходе из двигателя
vp?	—	частота излучательного перехода с уровня р на уровень q
v„	—	частота ионизации нейтральных частиц
Evd	—	доплеровская ширина линии
q	—	КПД двигателя
qe	—	анодный КПД двигателя
qr	—	коэффициент использования рабочего тела
q(;	—	коэффициент потери напряжения в ХД
•q;jy	—	КПД двигательной установки
т]э	—	электрический КПД
q? — коэффициент потери КПД, связанный с наличием в струе ионов различной кратности
276
Принятые обозначения
К	— отношение ионного тока, поступающего к поверхности плазменного электрода, к суммарному ионному току, попадающему на все электроды
о	— локальная проводимость плазмы
°ех	— сечение возбуждения электронами нейтральных атомов
°ехс	- сечение резонансной перезарядки
	— сечение упругих столкновений
	— сечение ионизации
Т	— время огневой работы двигателя
*0 £	— оптическая толщина плазмы - параметр, определяющий коэффициент использования рабочего тела в ХД
ф	— потенциал
фо	— потенциал анодной плазмы ХД
Фг ф’	— задерживающий потенциал тормозящей сетки зонда — "термализованный" потенциал
X Q	— прозрачность сеток зонда с задерживающим потенциалом — параметр конуса потерь магнитного поля ХД
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие...............................................7
Введение	................................. 10
Глава 1.	ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ЭРД..................... 15
1.1. Типы ЭРД, принципы действия и механизмы ускорения рабочего тела.......................... 15
1.2. Рабочие характеристики и основные соотношения .... 24
Глава 2.	ПРИМЕНЕНИЕ ЭРД В КОСМОСЕ .....................31
2.1. Обзор применения ЭРД на отечественных и зарубежных космических аппаратах ...............31
2.2. Основные тенденции развития космических аппаратов и требования к ЭРД нового поколения...........42
Глава 3. ХОЛЛОВСКИЕ ДВИГАТЕЛИ С ЗАМКНУТЫМ ДРЕЙФОМ
ЭЛЕКТРОНОВ........................................55
3.1.	Направления совершенствования холловских двигателей . . 55
3.2.	Основные физические процессы в холловских двигателях..........................88
3.2.1.	Параметры эффективности холловского двигателя . . 88
3.2.2.	Моделирование разряда в холловском двигателе . . 102
3.2.3.	Поведение слоя ионизации и ускорения.. 118
3.3.	Ключевые проблемы создания новых двигателей. 128
3.3.1.	Оптимизация конфигурации магнитного поля . . 128
3.3.2.	Обеспечение длительного ресурса огневой работы двигателя ............................ 142
3.4.	Разработка двигателей...................... 166
3.4.1.	Двигатели малой мощности............. 166
3.4.2.	Двигатели средней и повышенной мощности . . 180
3.4.3.	Криовакуумная экспериментальная установка для наземной отработки плазменных двигателей . . 196
Глава 4. ИОННЫЕ ДВИГАТЕЛИ...............................207
4.1.	Численное моделирование ионно-оптических систем . . . 208
4.1.1.	Ускоряющие системы с круговыми апертурами . . 210
278
Оглавление
4.1.2.	Моделирование эрозии ускоряющего электрода	.	.	217
4.1.3.	Ускоряющие системы со	щелевыми	апертурами	.	.	219
4.2.	Разработка двигателей..........................232
Список литературы...........................................257
Принятые сокращения .............................................269
Сокращения названий организаций.............................271
Принятые обозначения........................................273
Н1
Вв
Гл
I
I
Гл
Научное издание
Горшков Олег Анатольевич, Муравлёв Вячеслав Анатольевич, Шагайда Андрей Александрович
ХОЛЛОВСКИЕ И ИОННЫЕ ПЛАЗМЕННЫЕ ДВИГАТЕЛИ ДЛЯ КОСМИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
Редактор И.Н. Мымрына
Дизайнер Т.Н. Галицына
Корректор Л.Е. Сонюшкина Технический редактор В.Г. Верхозин
Гл
I
Сдано в набор 30.06.08. Подписано в печать 28.08.08
Формат 60x88 1/16. Бумага офсетная. Гарнитура NewtonC.
Печать офсетная. Усл. печ. л. 17,89 (в т.ч. вкл. 0,74).
Уч.-изд. л. 16,79 (в т.ч. вкл. 0,70).
Тираж 500 экз. Заказ 1571
ОАО "Издательство "Машиностроение", 107076, Москва, Стромынский пер., 4
Отпечатано в ГУП ППП "Типография "Наука" РАН, 128009, Москва, Шубинский пер., 6