（原文標題為“毛細管型脈沖等離子體推力器研究現狀綜述”）

西安交通大學電力設備電氣絕緣國家重點實驗室的研究人員王亞楠、丁衛東等，在2018年第22期《電工技術學報》上撰文指出，毛細管型脈沖等離子體推力器是一種高性能微型電推進系統。它利用放電電弧在腔體內部燒蝕管壁材料，材料消融產生的等離子體在壓力梯度下加速噴射產生推力。

毛細管型脈沖等離子體推力器具有結構簡單，可靠性高，輸出參數可調節范圍寬的特點。與傳統脈沖等離子體推力器相比，在低功率條件下，其推功比和總體效率有較大提升，在微小衛星領域具有較好的應用前景。

毛細管型推力器研究包括推力器結構設計、關鍵部件及電源研制、工作機制研究、工作特性診斷、性能參數優化等，本文調研了日本、美國、德國等研究機構的相關研究成果，并對毛細管型脈沖等離子體推力器的研究現狀進行評述。

隨著低溫等離子體技術的不斷發展，其在生物醫學、材料處理、環境保護、薄膜沉積和物質合成轉換等領域得到了廣泛的應用。電推進技術是低溫等離子體在航天技術領域的重要應用，是一種先進的推進技術。

傳統冷氣推進的技術難度較低，易于實現，且功耗低，但是其比沖較低（一般僅有60s左右），由于衛星體積、重量的限制無法實現較大的總沖；化學推進的比沖有了較大幅度的提升，可達200s量級，但最小推力（最小元沖量）較大，且通常不具備寬范圍調節能力。

電推進系統利用電能加熱、電離和加速推進劑使其形成高速射流而產生推力。電推進系統通常具備很高的比沖參數，這大大降低了其工質消耗量，對于提高航天器有效荷載有重要意義。此外，電推力器輸出推力或元沖量較小，能夠滿足航天器執行軌道轉移、姿態調整任務時的精密調節需求。

典型的電推力器主要包括霍爾推力器（Hall thruster）、離子推力器（ion thruster）、脈沖等離子體推力器（Pulsed Plasma Thruster, PPT）等。到目前為止，美國、俄羅斯、日本、中國、法國等許多國家已對電推進技術進行了廣泛而深入的研究，并成功地將不同型號電推進系統應用在衛星中承擔飛行任務[8]。電推進技術也成為等離子體領域熱門研究方向之一。

隨著航天技術的不斷發展，電推進系統的應用場合也逐漸向微小衛星拓展。微小衛星總體功率有限，因此低功耗微電推力器得到廣泛關注。表1所示為典型的低功率電推進系統性能參數對比[9-13]。

表1 典型低功率電推進系統參數

目前，電推進應用包括無拖曳控制、大氣阻尼補償、軌道維持、姿態控制等，其中無拖曳控制和大氣阻尼補償主要是采用離子電推進，軌道維持主要是利用霍爾電推進和電熱推進，姿態控制主要是利用脈沖等離子體推力器。實際情況中，將根據不同空間任務選擇對應參數的推力器系統。

脈沖等離子體推力器結構簡單，采用固體工質，無需復雜的貯供部件，且具備小功率下的高比沖能力。推力器采用脈沖工作模式，可以降低電源部分的復雜性，提供較小元沖量（達◆N·s量級）和較高總沖，能夠滿足微納衛星長壽命和精確姿軌控制的需求，得到了廣泛的應用[14-22]。然而，目前對PPT的研究仍然不夠深入，無論從理論研究或是工程角度而言，依然存在以下亟須解決的主要問題：

（1）存在滯后燒蝕效應（Late Time Ablation，LTA），工質利用率低下[22-25]。

（2）中性粒子成分比重較大，無法獲得電磁加速作用，系統效率低下。

（3）在低能量水平下（通常指10J及以下量級），系統能量主要消耗于工質燒蝕過程，電磁加速過程能量分配少，推力器性能劣化嚴重[26]。針對微小衛星對高性能微推力器的需求，有學者研制了利用毛細管消融放電產生等離子射流，進而獲得推力的微型推進系統，簡稱為毛細管型脈沖等離子體推力器[27]。

1 毛細管型脈沖等離子體推力器主要特點

毛細管型脈沖等離子體推力器是一種以電熱加速為主的脈沖等離子體推力器，圖1為傳統PPT與毛細管型PPT的基本結構對比示意圖。

圖1 PPT結構示意圖對比

毛細管型脈沖等離子體的工作過程可以概括為：毛細管放電時，通過毛細管管壁材料燒蝕對電弧進行冷卻，對腔體內的電弧進行約束，而產生的燒蝕產物在電弧的高溫作用下分解、解離、加熱并電離成為等離子體，以補充因噴射而造成的等離子體的損失。在電弧高溫燒蝕作用下，毛細管腔體內迅速被高溫等離子體所充斥，腔體內壓強和溫度快速升高，向外形成等離子體射流噴射。

毛細管推力器主要利用電熱加速作用，在低放電能量條件下，與傳統PPT結構相比具備以下優勢：（1）電熱加速作用對中性粒子和帶電粒子均有良好的加速效果，提高了總體效率;（2）滯后燒蝕產物依舊可被加速，無滯后燒蝕效應，提高了工質利用率;（3）放電弧道能量沉積效率高，進一步提高了總體效率;（4）毛細管推力器推功比高，拓展了脈沖等離子體推力器的應用范圍;（5）毛細管放電等離子體粒子密度較高，適合附加加速電極等結構的優化。

目前，關于脈沖等離子體推力器的研究主要集中在電磁型推力器上，已在軌應用的PPT也多為電磁型PPT。隨著微納衛星的發展，在低能量應用下具備優勢的毛細管型推力器逐漸成為研究熱點。日本于2012年率先進行了毛細管型推力器在軌功能驗證。表2所示為主要研究機構研制毛細管推力器與傳統PPT參數對比。

表2 典型毛細管型PPT參數

本文系統調研了國內外相關毛細管型脈沖等離子體推力器研究現狀，并對其進行評述。目前，我國主要由部分高校開展傳統PPT的相關研究，毛細管型推力器相關研究尚未見報道。毛細管型脈沖等離子體推力器作為具備潛力的高性能微推進系統值得關注，應展開研究并加快其工程化應用。

2 毛細管型脈沖等離子體推力器結構設計

毛細管型脈沖等離子體推力器主體構件包括陽極、陰極噴嘴、毛細管腔體及觸發器。毛細管型脈沖等離子體推力器利用電弧對毛細管管壁材料燒蝕，形成高溫高密等離子體射流，在此過程中，陽極形狀、陰極噴嘴半張角以及毛細管腔體的尺寸均會對等離子體電弧的形成和發展過程產生影響，進而影響推力器的整體輸出性能。

日本大阪工業大學Hirokazu Tahara等于2003年開始對毛細管型脈沖等離子體推力器進行研究[31]，于2007開展PROITERES一期計劃并于2012年在微納衛星上通過執行軌道提升任務實現在軌驗證。推力器設計結構如圖2所示。

圖2 大阪工業大學2.43J毛細管型推力器結構示意圖

Hirokazu研究了在初始能量2.43J時，毛細管長度及直徑（毛細管長度范圍為5～10mm，直徑范圍為1～3mm）對推力器元沖量及比沖的影響規律[32]。研究表明隨毛細管長度的增大，元沖量增大而比沖減小；隨毛細管直徑的增大，元沖量減小而比沖增大，同時總體推力效率保持基本恒定。

此外，Hirokazu利用長度9mm、直徑1mm的毛細管腔體以1Hz頻率連續工作53 000次累計獲得了5N·s的總沖量，在此期間，元沖量隨放電次數增加而顯著降低。

Hirokazu等于2010年開展PROITERES二期計劃，研究了在單次放電能量31.59J，毛細管直徑4mm下，毛細管長度在20～50mm范圍內其對推力器輸出特性的影響[33]。實驗結果表明推力器元沖量和比沖參數存在最佳長度和內徑配合方式，同時利用長度50mm、直徑4mm的毛細管腔體可在10 000次重頻工作后獲得19.4N·s的總沖量。

此外，為滿足任務要求，進一步提高推力器壽命及推力水平，Hirokazu設計了多腔體陣列型推力器結構，可通過控制火花塞選通調節推力器工作模式，其結構如圖3所示。

圖3 大阪工業大學多腔體陣列推力器結構示意圖

針對上述多腔體陣列型PPT結構中附加部件較多導致的推進系統總體質量較大，同時由于固定件較少造成腔體結構一致性差等問題，Hirokazu等在2017年研制了第三代推力器，并命名為MDR-PPT[34]。通過改進單根毛細管型PPT結構使推力器在具有相同腔體數量時推進系統總體質量減輕33%，同時由于毛細管間采用獨立腔體設計，保證了放電的一致性。

圖4中分別是單根毛細管型推力器結構及改進型多腔體毛細管型PPT結構。其中放電腔體長度為50mm，直徑為4mm。單根毛細管在80 000次工作后可獲得81N·s的總沖量。

圖4 大阪工業大學3rd MDR-PPT單根毛細管推力器及總體結構示意圖

日本大阪大學Toshiaki Edamitsu等分別研究了單次放電能量為5.35J和21.4J時毛細管長度、推進劑工質和陰極噴嘴長度對推力器輸出性能的影 響[35]。結果表明隨毛細管長度增加，能量沉積效率增大而等離子體加速效率降低，此時存在最佳腔體長度。

同時，在給定的毛細管長度下，比沖及效率隨初始放電能量增大而提高。以聚乙烯為推進劑工質時，與聚四氟乙烯相比，推力器比沖可顯著提高，而元沖量降低，同時工質表面易發生炭化影響放電的穩定性。隨陰極噴嘴長度增大，元沖量、比沖及推力效率增大且有飽和趨勢。

為在相同單次放電能量下減小元沖量隨放電次數的下降率以增加推力器總沖量，Toshiaki Edamitsu設計了毛細管陣列結構，利用單毛細管放電引發陣列放電，有效減少了火花塞數量并降低了元沖量的下降速率，顯著提高了推力器壽命及總沖量，陣列型結構及放電圖像如圖5所示。

圖5 大阪大學多通道毛細管推力器結構圖及放電圖像

日本東京都立大學Junichiro Aoyagi等研究了陰極噴嘴半張角對推力器輸出元沖量、比沖和總體效率的影響[36]。實驗結果表明，噴嘴半張角會約束等離子體射流形態，元沖量、比沖和效率會隨陰極噴嘴半張角的增大先增大后減小，最佳半張角為20°附近范圍。

此外，為提高推力器總沖量，Junichiro Aoyagi設計了步進電機控制的輪盤式毛細管腔體更換系統，結構如圖6所示。在單次放電能量為10J下，工作150 000次后實現54.6N·s的總沖量。

圖6 東京都立大學輪盤式工質送料結構

美國愛德華茲空軍基地A. P. Pancotti等研究了金屬絲爆、巴申擊穿和三電極沿面閃絡三種不同觸發方式下毛細管型脈沖等離子體推力器的放電特 性[37]，其中利用三電極沿面閃絡觸發方式可獲得比沖350～650s，效率8%～18%的最佳輸出性能，同時保證了推力器工作穩定性及重頻性能最優，基于三電極觸發的毛細管型推力器結構如圖7所示。

圖7 愛德華茲空軍基地三電極觸發型毛細管推力器結構

美國伊利諾伊大學Rodney L. Burton等利用PPT◆7型同軸電熱式脈沖等離子體推力器研究了不同毛細管腔體尺寸[37]（直徑8～17mm，長度20～50mm）及單次放電能量（10～70J）對推力器有關性能的影響，PPT◆7結構如圖8所示。

圖8 伊利諾伊大學PPT7結構

研究表明隨單次放電能量增大，單位能量下單次平均燒蝕質量逐漸下降，比沖及元沖量增大且呈飽和趨勢。比沖及元沖量隨毛細管尺寸的變化規律與其他機構研究結果相似。特別地，該實驗發現比沖隨毛細管長度的增大先增大后減小，在給定內徑范圍中存在最佳尺寸配合方式。

美國普林斯頓大學Thomas E. Markusic等為提高傳統毛細管型脈沖等離子體推力器推功比及推進劑工質利用效率[38]，研究了基于Z箍縮原理的新型毛細管推力器，在工作過程中，由于自感磁場的約束，在軸向上形成壓力梯度，等離子體電弧沿陽極運動并脫離工質表面，使工質表面溫度得以冷卻以減弱滯后燒蝕效應，同時可使帶電粒子獲得電磁加速作用，電極結構及放電圖像如圖9所示。可在130J初始放電能量下，獲得比沖525s，推功比50◆N/W，效率12%的輸出性能。

圖9 普林斯頓大學Z-Pinch型PPT電極結構及放電圖像

德國斯圖加特大學Matthias Lau等設計了3J能量水平下的毛細管型推力器PET，結構如圖10所 示[39,40]。研究表明為提高推力器元沖量，可通過增加放電頻率及單次放電能量、減小毛細管腔體直徑，采用摻雜型聚四氟乙烯工質和減小回路寄生電感等途徑實現。

圖10 斯圖加特大學PET結構

3 毛細管型脈沖等離子體推力器工作特性研究（有略節）

毛細管型脈沖等離子體推力器利用電弧燒蝕毛細管腔壁使其分解、電離為等離子體，腔體內溫度和壓強不斷增大并向外噴射等離子體。在此過程中，電容器、傳輸線和電極等效回路電阻熱損耗以及電弧在燒蝕過程時產生的對流、輻射和凍結流等損耗，是限制毛細管推力器效率提升的關鍵制約因素。毛細管型脈沖等離子體推力器主放電回路能量流動示意圖如圖11所示[41]。

圖11 毛細管型脈沖等離子體推力器能量流動圖

各國研究機構對毛細管型脈沖等離子體推力器進行的電學特性分析主要通過測量主放電電壓、電流波形，觸發電壓、電流波形計算回路等效參數，并據此分析弧道沉積能量及能量轉化效率。

日本岐阜大學Takeshi Miyasaka等設計了“GOS-II”毛細管型脈沖等離子體推力器[42]，實驗裝置結構如圖12a所示，并假設其主放電為典型的R-L-C放電，典型放電電流波形如圖12b所示。

圖12 岐阜大學GOS-II實驗裝置結構及典型放電電流波形

Takeshi Miyasaka研究了不同毛細管長度（5～25mm）及直徑（2mm和3mm）下的放電特性。實驗結果表明隨毛細管直徑的減小和長度的增大，等離子體通道等效阻抗增大，與此同時，弧道沉積能量效率提高。特別地，在毛細管直徑為3mm時存在最佳毛細管長度使能量沉積效率最高。

日本東京都立大學Junji Uezu等將利用式（5）～式（8）所計算出的弧道等效阻抗定義為放電初始條件[36]，并利用該初始條件及電路方程對“PPT-Co II”推力器放電電流波形進行擬合，結果發現擬合波形在前半周期與實驗所測波形重合度較好，而在后半周期幅值明顯大于實驗所測波形。

其假設在放電過程中弧道等效阻抗線性增長，并利用放電電流波形中二、三峰值計算后半周期等效阻抗，并借此擬合等離子體阻抗整體變化趨勢。根據該擬合結果對放電電流波形進行分析發現：在全放電周期過程中，所擬合的放電電流波形與實際測量波形具有較好的一致性。擬合曲線及實測波形如圖13所示。

圖13 PPT-Co II放電電流波形擬合

主放電過程中等離子體等效阻抗的變化會對放電通道中的沉積能量產生影響，而沉積的能量將通過焦耳熱進一步使等離子體溫度及電子數密度發生變化進而影響等效阻抗。由此可知，在該過程中存在復雜的電熱耦合關系，而Junji Uezu等從宏觀角度對等離子體等效阻抗的變化進行了分析，雖在一定程度上與實測波形具有較好的一致性，但并未從微觀層面上解釋該擬合方法的科學性。

同時Junji Uezu研究發現等離子體通道電感隨毛細管長度增大基本保持恒定，同時等效電阻隨毛細管長度的增大而線性增大，且當毛細管直徑較小時，增長程度更為顯著。初始放電能量為10J，毛細管直徑為3mm時，推力器整體效率保持恒定的同時，弧道能量沉積效率隨腔體長度增加而增大且具有飽和趨勢，這由等效阻抗的線性增長決定；而等離子體加速效率則隨腔體長度增加而降低[36]。

由脈沖等離子體推力器比沖及效率計算式可知，輸出性能的計算需要對單次放電下工質燒蝕質量進行準確測量，而在低能量水平下毛細管型脈沖等離子體推力器單次放電工質燒蝕質量為數十克，且多次放電間存在較大的分散性，這對于測量單次放電前后工質質量變化存在較大的不確定性。因此各研究機構均采用上千次放電后利用精密電子天平測量對平均單次放電工質燒蝕質量進行估計，且在放電前后需考慮控制工質吸附氣體的影響。

日本大阪工業大學Hirokazu Tahara等研究單次放電平均燒蝕質量與毛細管直徑及長度、放電次數、單次放電能量（5～15J）和陰極噴嘴結構的關系[35]。8.8J單次放電能量，0.5Hz重復頻率工作模式下，推力器相關性能隨放電次數（10000次）的變化結果如圖14所示。同時，單次放電平均燒蝕質量隨單次放電能量的增大和陰極噴嘴的縮短而增大。

圖14 推力器輸出性能隨放電次數的變化

4 毛細管推力器放電過程診斷及仿真建模

毛細管推力器工作的物理過程主要包括放電過程、燒蝕過程和射流產生過程。多個物理過程相互耦合，共同決定了毛細管推力器的性能參數。對于推力器等離子體診斷，主要包括放電通道內等離子體和噴口外羽流的診斷。

美國愛德華茲空軍基地對XPPT◆1的等離子體發射光譜進行診斷，通過對C2、C+、F及F+幾種特征光譜強度進行時間分辨的診斷，發現各成分發射光譜的強度變化與推力器宏觀放電特性間存在密切關系。

岐阜大學Takeshi Miyasaka等在毛細管壁上布置狹縫，研究了毛細管型推力器工作過程[42]，包括等離子體的產生和射流過程。在噴口軸線方向布置光電倍增管，利用飛行時間（Time of Flight, TOF）法，測量了等離子體團粒子等效速度。并將該方法測量結果與高速攝像機、靜電探針測量結果對比，驗證了該方法的有效性，如圖15所示。

實驗結果顯示，等離子體平均速度約為10km/s。利用高速相機，可以透過毛細管壁狹縫觀察工質燒蝕過程。實驗結果顯示，燒蝕過程遠大于放電持續過程。

圖15 岐阜大學對毛細管推力器工作過程診斷

2007年日本東京大學對平板式PPT進行研究，通過在高速攝影機前加裝濾光片的方法，對代表中性成分的C2及電離成分的C+離子運動特性進行觀測[43,44]。觀測結果表明，等離子體速度存在“分層”現象，帶電粒子運動速度可達10～20km/s，中性成分運動速度僅為1.8km/s，中性成分速度偏低是造成PPT總體效率低下的主要原因。Kumagai等發現放電通道內等離子體以發散方式向噴口運動，而非成電流片形式整體噴射，這也是由于不同帶電粒子運動速度存在差異所致。

2013年Sch?nherr等利用馬赫-曾德爾干涉儀和光譜儀對ADD SIMP◆LEX推力器放電通道的等離子體時空特性進行了診斷，實驗平臺如圖16所示。結果表明，放電通道等離子體溫度和密度隨時間和位置改變而改變，電子密度最大可達1023m◆3，電子溫度變化范圍為1.7～3.1eV。

圖16 Sch?nherr搭建的推力器光學診斷平臺

通過仿真研究深入揭示微觀機理，闡明等離子體的宏觀特性變化規律，對于脈沖等離子體推力器研究具有重要意義。毛細管型脈沖等離子體推力器工作過程的仿真研究主要集中在毛細管燒蝕過程、毛細管內等離子體流體力學和羽流流場仿真等。

大阪大學Toshiaki Edamitsu等研制了側面供料型毛細管等離子體推力器，并建立一維數值仿真模型分析了工質傳熱、燒蝕、等離子體阻抗變化過程[35]。利用該仿真模型，定量分析了在毛細管推力器工作過程中，輻射、粘滯阻力、外回路阻抗等因素造成的能量損耗，對細化推力器工作過程，深入研究各因素對推力器性能影響規律有重要意義。

密歇根大學Michael Keidar先后建立了朗繆爾燒蝕模型和動力學燒蝕模型，描述毛細管推力器工作過程中工質燒蝕規律。結果表明，管壁燒蝕量存在軸向不均勻性，會影響毛細管內等離子體軸向分布。利用仿真結果計算了推力器的平均燒蝕質量和元沖量，與實驗結果對比，有較好的一致性[45-47]。

電熱化學炮中的毛細管放電過程與毛細管推力器的工作過程有相似之處，均屬于消融毛細管放電過程。不同之處在于，毛細管推力器工作環境為真空（約5×10◆3Pa）；觸發方式為火花塞放電引燃，不涉及金屬絲爆過程；單次放電能量較低，燒蝕過程主導因素可能存在差異；毛細管推力器仿真模型需要對輸出元沖量進行計算。根據研究需求，可以對電熱炮中毛細管放電過程相關研究加以借鑒[48-50]。

目前關于等離子體射流仿真建模研究較多，毛細管推力器工作過程流場模型與其有相似之處，也可借鑒其研究和分析方法[51-55]。此外，目前對推力器仿真過程均基于局部熱平衡假設，但推力器在實際工況下可能尚未達到局部熱平衡條件，因此，在研究中，需要借鑒其他非平衡態等離子體模型對其進行修正[56,57]。

5 毛細管型脈沖等離子體推力器研究評述

隨著微納衛星的發射任務不斷增多，對低功率高性能的推力器提出了更高的要求，傳統電磁型脈沖等離子體推力器經過數十年的發展已接近瓶頸，其效率、推功比等性能參數已靠近理論極限，優化空間較小。此外，脈沖等離子體推力器性能參數隨功率降低不斷劣化，難以滿足對低功率高性能推力器的需求。通過文獻調研，可以發現，毛細管脈沖等離子體推力器通過將以往以電磁加速為主導的工作模式改變為電熱加速工作模式，獲得了良好的效果。

目前，日本、德國、美國等國已相繼展開研究，并逐步進行工程性能驗證。毛細管微推力器相關技術獲得了長足進步，但仍存在諸多科學和技術問題需要解決，主要包括：

（1）完善實驗方法與儀器測試系統。

目前，關于毛細管型脈沖等離子體推力器的研究手段主要包括：力學測量、電學測量、等離子體診斷以及建模仿真研究。毛細管型推力器輸出元沖量范圍為◆N·s量級，因此需要研制應用于微小推力測量的精密測量裝置及對應的參數標定方法。電學測量包括典型放電電壓與放電電流波形的測量，主要用于推力器放電過程的宏觀分析。

等離子體診斷包括發射光譜診斷，高速攝影，質譜檢測等。通過等離子體檢測可以獲得微觀粒子的狀態特性分布。理論建模則包括對推力器工作過程的建模與仿真分析等。在完善各特性研究測試系統的同時，還需要不斷完善實驗方法與綜合檢測手段。借助不同角度的實驗結果，深入分析推力器工作特性。

（2）毛細管推力器工作機制。

由于毛細管推力器單次放電周期短（通常在10◆s以內）。放電過程、燒蝕過程、等離子體噴射過程相互耦合，電氣參數、結構參數等影響因素多，各因素對等離子體參數與最終輸出參數作用規律尚不明晰，需要借助實驗和仿真分析相結合的方法，探索各關鍵因素對輸出參數影響機制間的作用規律，從而為推力器優化設計提供理論依據。

（3）燒蝕過程實驗與仿真研究。

毛細管推力器腔體為聚四氟乙烯材料，在其工作過程中充當推力器工質，在電弧作用下電離、分解。燒蝕過程是推力器工作過程中的重要一環，直接影響推力器的輸出特性。目前，對于燒蝕特性的研究仍不夠深入，尚未闡明燒蝕過程的發展機制。

研究燒蝕過程需要綜合借助多種檢測手段，深入分析放電參數等對燒蝕過程及燒蝕產物的影響。最終目的是通過燒蝕機理的研究，建立電學參數和輸出參數之間內在聯系。此外，還需借助數值模擬的方法，建立仿真模型，輔助實驗完善對燒蝕機理的研究。

（4）參數調控方法。

毛細管推力器可以通過改變放電電壓、放電頻率獲得大范圍內輸出參數調節。需要對放電電壓、結構尺寸、極性配合對放電特性、燒蝕特性、噴射特性的影響規律進行系統的測試、分析和研究。針對推力器比沖、元沖、效率等輸出參數進行深入分析，建立工作參數與輸出參數之間的對應關系。在對工作機制研究的基礎上，選擇目標參數對應的最佳參數配合方案，最終掌握推力器參數調控方法。

（5）工程應用優化。

推力器真實工作時需要面對真空低溫強電離等條件的惡劣太空環境，這對其系統元器件可靠性提出了更高要求。毛細管型推力器由諸多單元構成，包括電路處理單元、觸發單元、推力器主體單元，各單元的壽命和穩定性決定了推力器整體性能，因此需要在地面模擬環境中開展毛細管推力器全系統壽命研究，包括工質材料、電極燒蝕情況等。研制耐燒蝕性能好的電極結構[58,59]。

為了滿足微小衛星的使用需求，還需研制先進電源系統、高性能儲能單元和高集成度的電源處理模塊[60]。此外，為延長推力器輸出總沖，還需要結合微小衛星對推力器使用和安裝要求改進毛細管結構設計、推力器工質補給或替換方式。

6 結論

微小衛星的不斷發展對微推進系統提出了更高的要求，脈沖等離子體推力器采用固體工質，脈沖工作，具有系統簡單、可靠性高、參數拓展范圍寬的優點。

然而，傳統脈沖等離子體推力器性能參數隨整體功率降低劣化嚴重，難以滿足參數需求。毛細管型脈沖等離子體推力器利用消融毛細管放電，產生等離子體射流獲得推力。電熱加速機制使其在低功率下能夠獲得良好性能參數，具有良好的應用前景。

對于毛細管型推力器的研究，一方面，需要從科學研究的角度，深入分析毛細管推力器工作機制，對所涉及的放電特性、燒蝕特性、噴射特性開展系統的理論分析、數值模擬和實驗研究工作，獲得參數影響規律；另一方面，需要從工程應用角度出發，不斷優化毛細管推力器結構設計，開展推力器各模塊的全壽命試驗，提高參數輸出一致性，掌握參數調控方法。

目前，國內尚未見相關研究報道，應加快毛細管推力器相關研究，加快其工業化應用進程。