曲面蜂窩板預埋管路輻射器熱性能試驗研究

蘇 生，潘 維，范宇峰，鐘 奇

(1. 北京空間飛行器總體設計部，北京100094； 2. 空間熱控技術北京市重點實驗室，北京100094)

1 引言

輻射器是航天器長期熱耗的排散通道，以紅外輻射方式向宇宙空間散熱。 從輻射器自身來看，散熱能力與其表面紅外發射率、面積、溫度有關。 目前，輻射器表面所用涂層的發射率已達到較高值；而除了使用熱泵的特殊場合，輻射器溫度因受限于航天器設備溫度指標要求而存在瓶頸。因此，為了適應未來更大功率散熱需求，需要在傳統的航天器本體表面之外拓展出更多的輻射器面積，使用在軌可展開的輻射器。

國內外對可展開輻射器已開展了廣泛研究，范圍涵蓋了用于空間望遠鏡的40 K 低溫輻射器[1]、用于航天器設備散熱的260 ～320 K 溫區常溫輻射器[2-3]和用于核動力裝置散熱的450 ～550 K溫區高溫輻射器[4-5]。 這些輻射器主要采用在蜂窩板內預埋管路和在管路外焊接翅片兩種結構形式，在綜合考慮重量和肋效率之后，管路間距選擇在100 ～200 mm 左右，輻射器表面均采用高紅外發射率涂層，研究內容涵蓋了管路布局、換熱性能等方面。 但是以往研究涉及到的輻射器構型無法滿足未來重復往返航天器的需求。 重復往返航天器結構極為緊湊，要求輻射器具有曲面構型、且有足夠剛度。 因此，需要開展曲面輻射器的相關研究。

本文對一種曲面可展開輻射器形式的換熱性能進行試驗研究。 與傳統的平面輻射器相比，曲面輻射器的預埋翅片管路與輻射器蒙皮之間的熱耦合工藝難度更大，此處的熱耦合也容易產生較大的傳熱熱阻。 同時，考慮到在航天器熱排散路徑上，輻射器內流體工質與輻射器蒙皮之間的熱阻所占分量最大，對熱排散性能影響極大，因此，本文設計一種曲面輻射器，并對輻射器內流體至輻射器蒙皮之間的熱阻進行試驗測量，對曲面熱耦合效果進行評價。

2 輻射器設計狀態

本文以自行設計的曲面輻射器為研究對象，輻射板為已在軌應用的蜂窩夾層結構，在輻射板內預埋熱總線管路，以目前成熟度最高的泵驅單相流體回路作為熱總線。 即輻射器采用蜂窩板內預埋翅片式單相流體回路管路的結構，設計狀態如圖1 所示，整體為長度2 m 的弧形板，弧形半徑為0.6 m。 如圖2 所示，輻射板總厚度16 mm，兩側表面為0.3 mm 厚的鋁蒙皮，中間夾層為鋁蜂窩芯，內部預埋帶翅片鋁管路。 其中，蜂窩芯為邊長5 mm、厚度0.3 mm 的正六邊形結構；預埋管路內徑為10 mm，翅片寬度為30 mm。 預埋管路與兩側表面鋁蒙皮、內部蜂窩芯膠接在一起。 預埋管路間距約為150 mm。

3 試驗系統及試驗方法

3.1 試驗系統

試驗系統如圖3 所示，由輻射器、單相流體回路熱總線、流量計、薄膜型電加熱器、測溫熱敏電阻、風扇、控制機柜、溫度采集與顯示系統等組成。單相流體回路熱總線由泵組件、自控閥、熱交換器、管路及工質等組成。

圖3 試驗系統Fig.3 Testing system

試驗系統置于室內常溫常壓環境中。 在輻射器表面、管路表面及試驗室環境中布置有熱敏電阻。 試驗時，泵驅動工質在熱總線中循環流動，對薄膜型電加熱器加電產生熱量，熱量通過熱交換器傳遞給工質，被加熱的工質在泵驅動下流經輻射器，在風扇作用下，輻射器與外部低溫空氣進行強迫對流換熱。

薄膜型電加熱器的加熱功率、泵組件和自控閥的運行狀態均由控制機柜控制，通過溫度采集與顯示系統獲取熱敏電阻溫度數據。 為了便于控制試驗條件，將輻射器背面包覆10 mm 厚橡塑海綿隔熱材料。 其中，定義輻射器弧面向外凸出一側為背面、另一側為正面。 風扇放置于輻射器軸線方向，產生的氣流沿軸向與輻射器正面換熱。

輻射器熱敏電阻布置位置如圖4 所示。 在輻射器正面和背面，沿預埋管路流程布置有熱敏電阻，圖4 中的括號內編號為背面熱敏電阻。 在輻射器正面，在預埋管路之外的面板上也布置有熱敏電阻。 此外，在輻射器進口管路與出口管路上各布置有1 個熱敏電阻，并對管路包覆隔熱材料；懸空布置有1 個測量環境溫度的熱敏電阻，距離輻射器正面約500 mm。 除環境溫度測點外，其余熱敏電阻均粘貼在輻射器上，并在熱敏電阻外部包覆10 mm 厚橡塑海綿進行隔熱處理。 實施隔熱包覆與熱敏電阻之后的輻射器實物見圖5。

圖4 熱敏電阻布局圖Fig.4 Distribution of thermistors

圖5 輻射器試驗件Fig.5 Experimental product of radiator

3.2 試驗方法

試驗通過測量輻射器散熱量與散熱溫差，計算出流體回路工質與輻射器面板之間的熱阻。

一方面，在傳熱過程達到平衡狀態時，輻射器散熱量等于流體回路工質流經輻射器時的內能變化量，該值表示為式(1)：

式中，Q散熱為輻射器散熱量，ΔE為工質內能變化量，c為工質比熱容(1 029 J/kg/℃)，ρ為工質密度(1 789 kg/m3)，v·為工質體積流量，Ti為進口處工質溫度，To為出口處工質溫度。

另一方面，輻射器散熱量包含正面散熱量和背面散熱量兩部分。 而從圖2 可知，工質至輻射器正面的熱阻和至輻射器背面的熱阻近似相等，于是有式(2)。

式中，T工質取值為輻射器進、出口工質溫度的平均值；R為工質至輻射器任意一側面板的熱阻；T正面為圖4 所示正面各測點溫度的面積平均值，T背面為背面各測點溫度的面積平均值。

綜合式(1)和式(2)，即可得到工質與輻射器面板之間熱阻如式(3)所示。

4 試驗結果

4.1 試驗工況

我國航天器流體回路的流量大約在80 ～900 L/h之間，對于全氟系列工質，按傳熱學的管內強制對流換熱公式，可計算出工質與管路壁面之間的熱阻不超過0.004 ℃/W，遠小于管路壁面至輻射器蒙皮之間的導熱熱阻。 因此，設計試驗工況時，不考慮不同流量帶來的影響。 在此前提下，按電加熱器的不同加熱功率和是否使用風扇的組合情況，試驗一共進行了8 個工況，見表1，各工況下的工質流量相同。 其中，電加熱器功率是施加到熱總線的熱交換器上的熱量，除輻射器外，熱總線上其它區域向環境存在漏熱，因此，表1 所列的電加熱功率僅作為區分工況的一個參數，并不代表輻射器散熱量。

表1 測試工況Table 1 Test Cases

工況穩定判據為：各測點溫度值在1 h 內的變化量不超過0.2 ℃。

4.2 管路預埋效果

預埋的翅片管路經過鈑金成為曲面狀態，預埋在蜂窩芯中，再與蒙皮通過膠膜復合。 輻射器成形后，開展了聲學探傷檢測，未見不連續區域，驗證了管路預埋的效果。

此外，在試驗中利用紅外熱像儀獲得了可反映翅片管路與蒙皮之間耦合效果的二維圖像。 圖6 給出了試驗過程中的輻射器正面熱像圖。 從圖中可以看出，預埋翅片管路與輻射器蒙皮之間復合良好，熱耦合狀態很均勻。

圖6 工況過程中的輻射器正面熱像圖Fig.6 Infrared photograph of testing radiator

4.3 溫度測量結果

試驗測得的不同工況下輻射器正面溫度、背面溫度及進出口溫度分別見表2～4。

4.4 傳熱熱阻計算

對于表1、表4 數據，利用式(1)計算出各工況下的輻射器散熱量。 將進、出口溫度作算術平均，得到輻射器內的工質平均溫度。 對于表2、表3 數據，結合各測點布局情況作面積平均，得到各工況下的輻射器正面、背面溫度。 基于以上處理得到的數據，按式(3)得到8 個工況下的工質至輻射器任一側面板的熱阻，如表5 所示。 對各工況得到的熱阻取算術平均值，可得平均熱阻為0.035 W/℃。

從表5 數據還可以看出：在相同的電加熱器加熱功率與相同的熱總線流量條件下，開啟風扇后，輻射器散熱量都有明顯提高，說明工質至輻射器面板的熱阻低于自然對流熱阻，但高于強迫對流熱阻。 在外部強迫對流條件和自然對流條件兩種條件下得到的熱阻相當，無太大差異。

表2 輻射器正面溫度Table 2 Temperature of front surface /℃

4.5 誤差分析

本次試驗中的誤差包括偶然誤差和系統誤差。

偶然誤差由加熱功率測量誤差、測溫誤差、不穩定誤差組成。 試驗設備和熱敏電阻均經過標檢與標定，對試驗溫度造成的偏差為±1 ℃，偶然誤差不超過5%。

系統誤差主要考慮熱敏電阻外部包覆橡塑海綿不能實現完全絕熱，從而產生的誤差。 根據試驗各工況溫度數據與電加熱器功率數據，分析可知，系統誤差不超過1%。

因此，本次試驗的總誤差在6%以內。

5 結論

可展開輻射器是未來航天器散熱措施的重要發展方向，本文成功設計出一種曲面預埋管路輻射器，并完成了換熱性能實驗，得到如下結論：

表3 輻射器背面溫度Table 3 Temperature of back surface /℃

表4 輻射器進出口溫度Table 4 Inlet and outlet temperature of radiator /℃

表5 工質與輻射器面板之間的熱阻Table 5 Heat Resistance between fluid and radiator surface

1)試驗紅外圖像顯示，預埋翅片管路與弧形輻射器蒙皮之間復合良好，熱耦合狀態很均勻，在曲面蜂窩板內預埋翅片管路的輻射器構型在工藝上可行；

2)工質至輻射器面板的熱阻低于自然對流熱阻、但高于強迫對流熱阻的情況下，外部對流條件對熱阻測量的影響不大；

3)對于文章所述輻射器，預埋管路內的工質至輻射器面板的平均傳熱熱阻為0.035 W/℃，可滿足航天器工程應用需求。