辐射器构型对载人航天器主动控温回路热负荷性能的影响分析

靳 健，王宇宁

（中国空间技术研究院 载人航天总体部，北京 100094）

辐射器构型对载人航天器主动控温回路热负荷性能的影响分析

靳 健，王宇宁

（中国空间技术研究院 载人航天总体部，北京 100094）

文章针对载人航天器主动控温回路系统中采用的分布式和集中式两类辐射器构型，分别建立了仿真分析模型，对它们在正常工作模式和辐射器支路故障工作模式下的工作性能进行了对比分析。结果表明，采用集中式辐射器的主动控温回路系统所能承受的热负荷水平要优于分布式辐射器对应的主动控温回路系统，且随着故障辐射器支路数目的增加，这两类流体回路所能承受的热负荷水平差异愈加明显。对于文章所设定的模型，正常工作情况下二者差异达到7.4%，单条支路故障时差异达到11%，2条支路故障时差异达到31.5%。

载人航天器；热负荷；主动控温回路；辐射器

0 引言

与卫星相比，以空间站为代表的载人航天器在轨运行时间更长，功耗水平更高，存在有人驻留、无人驻留、交会对接、故障应急等复杂的工作模式，各个工作模式对应的设备工作状态以及整器热负荷水平差异显著[1-3]。基于上述特点，载人航天器通常选用主动控温回路作为热量收集、传输和排散的主要手段，其中：布置在密封舱内的回路系统为内回路系统，负责收集密封舱内设备工作产热和乘员代谢产热；布置在密封舱外的回路系统为外回路系统，负责通过中间换热器收集来自内回路系统的热量，以及部分舱外设备产热，最终将收集的热量通过辐射器排散至外部空间。主动控温回路系统是关乎载人航天器飞行任务成败的重要平台系统，而其中的外回路系统由于布置在非密封舱，直接与外部空间环境接触，管路存在被微流星或空间碎片击中损毁的风险，因此，目前的辐射器通常采取多条管路并联的构型方式，以提高系统可靠性[4-15]。

目前在计算分析主动控温回路系统性能时，均设定辐射器为单一的面板结构[15-20]。随着载人航天任务复杂性的不断增加，载人航天器舱体结构及舱外设备布局越来越复杂：由于安装的干涉问题，多种载人航天器难以集中布置单一整块的辐射器面板，而是适应舱体构型和布局分成若干个子面板，每个面板分别与回路耦合，共同实现热量的排散。针对辐射器构型的这种变化，本文建立了2类控温回路系统数值分析模型，分别对应辐射器集中式构型和分布式构型，并对比了正常工作模式下以及支路工质泄漏故障工作模式下这 2类主动控温回路的工作性能，以期为载人航天器辐射器构型设计提供依据。

1 主动控温回路系统设计

载人航天器受回路液态工质安全性和冰点的影响，通常采用内外回路嵌套结构：内回路通过冷板、换热器等热量收集终端收集密封舱内平台设备和实验设备工作产生的废热，通过中间换热器传递至外回路；外回路将来自内回路的热量通过工质传递至辐射器，最终将热量排散至外空间。通过设置在辐射器管路进口位置的温控阀调节流入辐射器和旁路的工质流量，可实现外回路控温点温度的控制，进而控制内回路控温点的温度。为提高外回路系统的可靠性，辐射器管路通常采用并联形式，当一路辐射器管路失效时，其余管路还能继续传递热量。

设计了主动控温回路系统的辐射器构型有集中式和分布式，这2种回路系统的主要结构和参数如下：

1）2类回路的内回路布局一致，上游是平台类设备M，下游是实验类设备E；

2）分布式辐射器构型如图1所示，辐射器分为3块独立的面板，每块面板均是高1.5 m、半径2 m的圆筒形结构，外回路分为3条并联的支路，分别与3块面板连接，每条支路均可通过截止阀隔离；

3）集中式辐射器构型如图2所示，辐射器为1块高4.5 m、半径2 m的圆筒形面板，外回路分为3条并联的支路与辐射器面板连接，且每条辐射器支路的长度与分布式辐射器支路的一致，每条支路均可通过截止阀隔离；

4）外回路工质流量为600 L/h，内回路工质流量为500 L/h；

5）辐射器表面涂层红外发射率ε=0.92，太阳吸收率αs=0.2。

综上所述，集中式和分布式主动控温回路的内回路结构、外回路管路长度、回路流量、热负荷水平、设备工作模式均相同，唯一的区别是辐射器构型。

图1 分布式辐射器构型控温回路Fig.1 Thermal control loop with distributed layout radiator structure

图2 集中式辐射器构型控温回路Fig.2 Thermal control loop with centralized layout radiator structure

2 回路仿真模型及设置

本文采用Sinda-Fluint软件建立了并网控温回路系统非稳态计算模型，主要控制方程参见文献[17]，具体描述如下。

质量控制方程为

式中：ρ为液体工质密度；S为流体管路截面积；u为工质流速；t为时间；x为管路长度。

动量控制方程为

式中：p为工质压力；局部阻力项Fa=-fa(ρu2S/2)，其中fa为局部阻力系数；沿程摩擦阻力项Fm=fm(ρu2S/2)，其中fm为沿程阻力系数；sM为动量源项。

能量控制方程为

式中：U为工质的内能；H为工质的焓；λ为工质的导热系数；T为工质的温度；h为工质的对流换热系数；Tw为管路壁面温度；Sw为工质与管路壁面间对流换热面积；Qi为工质的输入热量项。

为了使上述模型方程封闭，还需另外引入流动传热物理关系式。离散式(1)～式(3)中的空间项，同时保持时间项连续，将分布参数问题转化为集中参数问题，得到离散模型

式中：en为第n根管路的流量矫正系数；θr,n为第n根管路内工质的质量流量；M为工质节点质量。

式中：hn为模型中第n条流体管路内的工质焓值；Qd为工质节点对应的能量源或能量汇；p1为液体工质的静压；Vd为工质节点产生的容积变化率；Vo为液体工质的体积流量；Co为流体管路节点外壁兼容系数，本文中取其值为0。

式中：Ts为辐射器面板等效热沉温度；ε为辐射器面板表面涂层的红外发射率；σ为斯忒藩–玻耳兹曼常量；αs为辐射器面板表面涂层的太阳吸收率；q1为辐射器面板处入射的太阳辐射热流；q2为辐射器面板处入射的地球反射太阳辐射热流；q3为辐射器面板处入射的地球红外辐射热流。上述热流的具体计算方法参见文献[21]。

辐射器面板各个微面元散热能力的计算公式为

式中：Q为辐射器面板的辐射散热量；η为辐射器面板的肋片效率；W为辐射器面板的宽度；Tw为辐射器面板的温度。

本文设计的 2类主动控温回路的计算模型分别如图3和图4所示。

图3 分布式辐射器构型控温回路模型Fig.3 Simulation model of thermal control loop with distributed layout radiator structure

图4 集中式辐射器构型控温回路模型Fig.4 Simulation model of thermal control loop with centralized layout radiator structure

计算空间外热流所选用的参数为：

1）选用地球低轨圆形轨道（LEO）参数，轨道高度设定为400 km；

根据国内外的研究显示,导致女性盆底功能障碍的最主要因素就是妊娠分娩行为,在妊娠分娩中往往会造成产妇的盆底肌肉功能损伤,盆底肌力出现下降情况,进而发生盆腔器官脱垂和尿失禁等情况。因为从生理结构上来看,女性的骨盆包括了多层密封的筋膜和肌肉,穿过了女性的阴道、尿道等部位,并且依靠盆底支撑系统来维持盆底的正常位置;但是由于妊娠期间,女性的子宫质量的进行性增加导致了盆腔内子宫位置变得垂直,使得盆底支撑组织所承受的压迫力增大,如果不进行妥善的处理,就很容易引发盆底功能障碍[2]。

2）太阳入射角β=0°，太阳热辐射常数为1354 W/m2，地球反射太阳辐射系数为0.3，计算地球红外辐射时的地球辐射温度为250 K；

3）载人航天器采用三轴对地飞行姿态，圆筒式辐射器轴线方向与航天器沿轨道飞行方向一致。

3 计算结果与分析

针对2类辐射器正常工作、单条支路故障、2条支路故障这3种工况，通过仿真模型计算了内回路控温点温度的控制情况以及控温回路所能承受的热负荷水平。

为确保平台设备的控温需求，内回路控温点温度控制范围设定为：

1）最佳控制范围是275～279 K；

2）允许控制范围是279～283 K；

3）当内回路控温点温度超过283 K时，平台设备温度将超出要求范围，故该情况不可接受。

3.1 辐射器正常工况

该工况下2类辐射器均处于正常工作状态，设定内回路控温点控制目标为277 K，平台设备M的热负荷固定为1600 W，实验设备E的热负荷水平设定为：

1）初始时间t0= 0 s，在t0～（t0+2×5400 s）内热负荷水平为2200 W；

2）随后每隔5400 s，热负荷水平增加300 W。

随着载荷设备热负荷的增加，主动控温回路内回路控温点温度以及外回路流量分配的变化趋势如图5和图6所示。

图5 正常情况下内回路控温点温度Fig.5 Control point temperature of inner loop when externalloops are in normal working pattern

图6 正常情况下外回路工质流量分配Fig.6 Flux distribution of external loop when external loops are in normal working pattern

由图5(a)可知，分布式布局辐射器对应的控温回路，在t0～（t0+2×5400 s）内，控温点温度能够维持在277 K。在（t0+3×5400 s）～（t0+4×5400 s）内（回路热负荷为1600+2200+600=4400 W），当航天器处于阳照区时控温回路温度出现了超调，峰值达到 278 K。随着热负荷逐渐增加超调量也逐渐增加，在（t0+4×5400 s）～（t0+5×5400 s）内（回路热负荷为1600+2200+900=4700 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到279.5 K，已经超过了最佳控制范围上限（279 K）。即对于分布式辐射器控温回路，为维持最佳控温范围，热负荷水平不应超过4700 W，可设定最佳控温热负荷上限为4650 W。随着热负荷水平的持续增加，控温点超调峰值进一步增加，在（t0+7×5400 s）～（t0+8×5400 s）内（回路热负荷为1600+2200+1800=5600 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到 284 K，已经超过了允许控制范围上限（283 K）。即对于分布式辐射器控温回路，热负荷水平不应超过5600 W，可设定控温回路最大热负荷为5400 W。

由图5(b)可知，对于集中式辐射器控温回路，在t0～（t0+5×5400 s）内，控温点温度能够维持在277 K。在（t0+5×5400 s）～（t0+6×5400 s）内（回路热负荷为1600+2200+1200=5000 W），阳照区时控温回路温度出现了超调，峰值达到279 K，已经达到了最佳控制范围上限。即对于分布式辐射器控温回路，为维持最佳控温范围，热负荷水平不应超过5000 W。随着热负荷水平的持续增加，控温点超调峰值进一步增加，在（t0+8×5400 s）～（t0+9×5400 s）内（回路热负荷为 1600+2200+ 2100=5900 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到283.4 K，已经超过了允许控制范围上限。即对于集中式辐射器控温回路，热负荷水平不应超过5900 W，可设定控温回路最大热负荷为5800 W。

由图6可知，在温控阀的调节下，外回路工质流入辐射器的流量随着在轨时间和回路热负荷水平的变化而变化，在阳照区时流入辐射器的工质流量增加，阴影区时流入辐射器的工质流量减小，而随着热负荷水平的增加，同一轨道位置上流入辐射器的工质流量越来越大。由图6(a)可知，对于分布式辐射器控温回路，在（t0+3×5400 s）～（t0+4×5400 s）内，阳照区时外回路流量短时间内全部流入辐射器，这也对应了图5(a)中出现的控温点温度超调现象。由图6(b)可知，对于集中式辐射器控温回路，在（t0+5×5400 s）～（t0+6×5400 s）内，阳照区时外回路流量短时间内全部流入辐射器，这也对应了图5(b)中出现的控温点温度超调现象。随着热负荷水平的增加，阳照区外回路工质全部流入辐射器的时间越来越长，控温点温度超调峰值也越来越大。

综上所述，当外回路工作正常时，为维持最佳控温温度，分布式辐射器控温回路所能承受的热负荷为4650 W，集中式辐射器控温回路所能承受的热负荷为5000 W，后者比前者高7.5%；分布式辐射器控温回路所能承受的最大热负荷为5400 W，集中式辐射器控温回路所能承受的最大热负荷为5800 W，后者比前者高7.4%。

3.2 单条辐射器管路故障工况

设定 1条辐射器管路发生工质泄漏被截止阀隔离，忽略外回路流阻的变化，则外回路工质全部流入剩余的2条辐射器管路，设定内回路控温点控制目标为277 K，平台设备M的热负荷水平固定为1600 W，实验设备E的热负荷水平设定为：

1）初始时间t0= 0 s，在t0～（t0+2×5400 s）内热负荷水平为1600 W；

2）随后每隔5400 s，热负荷水平增加200 W。

随着载荷设备热负荷的增加，内回路控温点温度的变化趋势如图7所示。

图7 1条辐射器回路故障时内回路控温点温度Fig.7 Central point temperature of inner loop when external loops are working with one radiator loop failure

由图7(a)可知，分布式布局辐射器对应的控温回路，在t0～（t0+3×5400 s）内，控温点温度能够维持在277 K。在（t0+3×5400 s）～（t0+4×5400 s）内（回路热负荷为1600+1600+400=3600 W），阳照区时控温回路温度出现了超调，峰值达到278 K。随着热负荷逐渐增加，阳照区时控温点的超调量也逐渐增加，在（t0+4×5400 s）～（t0+5×5400 s）内（回路热负荷为1600+1600+600=3800 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到279 K，已经达到了最佳控制范围上限。即对于分布式辐射器控温回路，为维持最佳控温范围，此工况下热负荷水平不应超过3800 W。随着热负荷水平的持续增加，控温点超调峰值进一步增加，在（t0+7×5400 s）～（t0+ 8×5400 s）内（回路热负荷为 1600+1600+1400= 4600 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到283.5 K，已经超过了允许控制范围上限。即对于分布式辐射器控温回路，热负荷水平不应超过4600 W，可设定此工况下控温回路最大热负荷为4500 W。

由图7(b)可知，对于集中式辐射器控温回路，在t0～（t0+5×5400 s）内，控温点温度能够维持在277 K。在（t0+5×5400 s）～（t0+6×5400 s）内（回路热负荷为1600+1600+800=4000 W），阳照区时控温回路温度出现了超调，峰值达到 278 K。在（t0+7×5400 s）～（t0+8×5400 s）内（回路热负荷为1600+1600+1200= 4400 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到279.5 K，已经超过了最佳控制范围上限。即对于分布式辐射器控温回路，为维持最佳控温范围，热负荷水平不应超过 4400 W，可设定此工况下最佳控温热负荷上限为4300 W。随着热负荷水平的持续增加，控温点超调峰值进一步增加，在（t0+10×5400 s）～（t0+11×5400 s）内（回路热负荷为1600+1600+ 1800=5000 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到283 K，已经达到了允许控制范围上限。即对于集中式辐射器控温回路，此工况下热负荷水平不应超过5000 W。

综上所述，当1条辐射器回路故障时，为维持最佳控温温度，分布式辐射器控温回路所能承受的热负荷为3800 W，集中式辐射器控温回路所能承受的热负荷为4300 W，后者比前者高13%；分布式辐射器控温回路所能承受的最大热负荷为4500 W，集中式辐射器控温回路所能承受的最大热负荷为5000 W，后者比前者高11%。

3.3 2条辐射器管路故障工况

设定 2条辐射器管路发生工质泄漏被截止阀隔离，忽略外回路流阻的变化，则外回路工质全部流入剩余的1条辐射器管路，设定内回路控温点控制目标为277 K，平台设备M的热负荷水平固定为1600 W。

对于分布式辐射器管路，实验设备E的热负荷水平设定为：

1）初始时间t0= 0 s，在t0～（t0+2×5400 s）内热负荷水平为0 W；

2）随后每隔5400 s，热负荷水平增加200 W。

对于集中式辐射器管路，实验设备E的热负荷水平设定为：

1）初始时间t0= 0 s，在t0～（t0+2×5400 s）内热负荷水平为800 W；

2）随后每隔5400 s，热负荷水平增加200 W。

随着载荷设备热负荷的增加，内回路控温点变化趋势如图8所示。

图8 2条辐射器回路故障时内回路控温点温度Fig.8 Central point temperature of inner loop when external loops are working with failure of two radiator loops

由图8(a)可知，分布式布局辐射器对应的控温回路，在t0～（t0+4×5400 s）内，控温点温度能够维持在277 K。在（t0+4×5400 s）～（t0+5×5400 s）内（回路热负荷为1600+600=2200 W），阳照区时控温回路温度出现了超调，峰值达到 278.5K。随着热负荷逐渐增加，阳照区时控温点的超调量也逐渐增加，在（t0+5×5400 s）～（t0+6×5400 s）内（回路热负荷为1600+800=2400 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到279.5 K，已经超过了最佳控制范围上限。即对于分布式辐射器控温回路，为维持最佳控温范围，热负荷水平不应超过2400 W，可设定此工况下最佳控温热负荷上限为2350 W。随着热负荷水平的持续增加，控温点超调峰值进一步增加，在（t0+7×5400 s）～（t0+8×5400 s）内（回路热负荷为1600+1200=2800 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到282.5 K，已经接近允许控制范围上限。故可设定此工况下分布式辐射器控温回路的最大热负荷为2850 W。

由图8(b)可知，对于集中式辐射器控温回路，在t0～（t0+3×5400 s）内，控温点温度能够维持在277 K。在（t0+3×5400 s）～（t0+4×5400 s）内（回路热负荷为1600+1200=2800 W），阳照区时控温回路温度出现了超调，峰值达到277.7 K。在（t0+4× 5400 s）～（t0+5×5400 s）内（回路热负荷为1600+ 1400=3000 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到278.5 K，已经接近最佳控制温度上限。即对于集中式辐射器控温回路，为维持最佳控温范围，可设定此工况下最佳控温热负荷上限为3050 W。随着热负荷水平的持续增加，控温点超调峰值进一步增加，在（t0+8×5400 s）～（t0+9×5400 s）内（回路热负荷为1600+2200=3800 W），阳照区时控温回路温度超调峰值达到283.5 K，已经超过了允许控制范围上限。故可设定此工况下集中式辐射器控温回路的最大热负荷为3750 W。

综上所述，当2条辐射器回路故障时，为维持最佳控温温度，分布式辐射器控温回路所能承受的热负荷为 2350 W，集中式辐射器控温回路所能承受的热负荷为3050 W，后者比前者高30%；分布式辐射器控温回路所能承受的最大热负荷为2850 W，集中式辐射器控温回路所能承受的最大热负荷为3750 W，后者比前者高31.5%。

4 结论

采用集中式辐射器的主动控温回路系统所能承受的热负荷水平要优于分布式辐射器对应的主动控温回路系统，且随着故障辐射器支路数目的增加，2类流体回路所能承受的热负荷水平差异愈加明显：

1）对于本文设定的控温回路系统，正常工作情况下，为维持最佳控温温度，集中式辐射器控温回路所能承受的热负荷比分布式辐射器控温回路高 7.5%；集中式辐射器控温回路所能承受的最大热负荷比分布式辐射器控温回路高7.4%。

2）对于本文设定的控温回路系统，单条辐射器支路故障工作情况下，为维持最佳控温温度，集中式辐射器控温回路所能承受的热负荷比分布式辐射器控温回路高13%；集中式辐射器控温回路所能承受的最大热负荷比分布式辐射器控温回路高11%。

3）对于本文设定的控温回路系统，2条辐射器支路故障工作情况下，为维持最佳控温温度，集中式辐射器控温回路所能承受的热负荷比分布式辐射器控温回路高30%。集中式辐射器控温回路所能承受的最大热负荷比分布式辐射器控温回路高31.5%。

（References）

[1]LARSON W J, PRANKE L K.Human spaceflight: mission analysis and design[M].New York: The McGraw-Hill Companies, 2001

[2]过增元, 梁新刚, 张信荣.载人航天器热管理[J].科学通报, 2001, 46(16): 1403-1408 GUO Z Y, LIANG X G, ZHANG X R.Thermal control of space station[J].Chinese Science Bulletin, 2001, 46(16): 1403-1408

[3]WIELAND P O.Living together in space: the design and operation of the life support systems on the International Space Station: NASA/TM-98-206956/VOL1[R], 1998

[4]PLOUGH A H, PAVARANI A A.Overview of the International Space Station multi-purpose logistics module active thermal control subsystem water pump package: 1999-01-2002[R].Denver, Colorado: SAE, 1999

[5]VACCANEO P, GOTTERO M.The thermal environmental control (TEC) of the fluid science laboratory (FSL): a combined (water/air) thermal design solution for a Columbus active rack: 2001-01-2374[R].Orlando, Florida: SAE, 2001

[6]CHAMBLISS J, ESQUIVEL G.International Space Station thermal control design changes and decisionrationale: 951648[R].San Diego, California: SAE, 1995

[7]VALENZANO G, LOMBARDI S, PREVER E B, et al.ISS Node 2 TCS design and development: 981773[R].Danvers, Massachusetts: SAE, 1998

[8]SCHUSTER J R, GRUSZCZYNSKI M J, DIEGO S, et al.Evaluation of active thermal control options for space station: AIAA-86-0383[R].Washington DC: AIAA, 1986

[9]DELGADO A, KIM K.Test performance of the early external active thermal control system for the International Space Station: 1999-01-1972[R].Pittsburgh, Pennsylvanian: SAE, 1999

[10]PATEL V P, BARIDO R, JOHNSON B.Development of the internal thermal control system(ITCS) for International Space Station(ISS): 2001-01-2332[R].Orlando, Florida: SAE, 2001

[11]VALENZANO G, LOMBARDI S, LODDONI G, et al.ISS Node 3 TCS analysis and design: 1999-01-2003[R].Pittsburgh, Pennsylvanian: SAE, 1999

[12]VALENZANO G, BURZAGLI F, LOMBARDI S.Temperature controller stability resolution for ISS Nodes 2&3 IATCS loops: 2001-01-2335[R].Pittsburgh, Pennsylvanian: SAE, 2001

[13]BERRIOS I, CLARK R W, MORRISON R H.Dynamic analysis of the International Space Station external active thermal control system: 2003-01-2588[R].Pittsburgh, Pennsylvanian: SAE, 2003

[14]WIELAND P O, ROMAN M C, MILLER L.Living together in space: the International Space Station internal active thermal control system issues and solutions: sustaining engineering activities at the Marshall Space Flight Center from 1998 to 2005: NASA/TM-2007-214964[R].Washington DC: NASA, 2007

[15]徐小平, 李劲东, 范含林.大型航天器热管理系统集成分析[J].中国空间科学技术, 2004, 24(4): 11-17 XU X P, LI J D, FAN H L.Integrated analysis of thermal management system in large spacecraft[J].Chinese Space Science and Technology, 2004, 24(4): 11-17

[16]刘庆志, 刘炳清, 钟奇.与流体回路耦合的空间辐射器流动/传热分析[J].航天器工程, 2007, 5(3): 65-68 LIU Q Z, LIU B Q, ZHONG Q.Thermal/flowing analysis of radiator coupled with fluid loops[J].Spacecraft Engineering, 2007, 5(3): 65-68

[17]靳健，侯永青.载人航天器的可重构式控温回路系统设计[J].航天器环境工程, 2014, 31(4): 378-385 JIN J, HOU Y Q.Design of space station thermal control loop system with reconfigurable structure[J].Spacecraft Environment Engineering, 2014, 31(4): 378-385

[18]靳健, 何振辉, 吕树申, 等.载人航天器耦合式热管理系统性能分析[J].载人航天, 2012, 18(1): 60-64 JIN J, HE Z H, LÜ S S, et al.Performance analysis of coupled thermal control system of space station[J].Manned Spaceflight, 2012, 18(1): 60-64

[19]靳健, 侯永青.一种并网式载人航天器控温回路系统设计[J].航天器工程, 2014, 23(2): 71-79 JIN J, HOU Y Q.Design of manned spacecraft thermal control loop system with coupled structure[J].Spacecraft Engineering, 2014, 23(2): 71-79

[20]闵桂荣, 郭舜.航天器热控制[M].北京: 科学出版社, 1998: 110-118; 282-295

[21]杜晓娟.高空环境中热管辐射器传热分析与优化设计[D].北京: 北京工业大学, 2010: 9-16

（编辑：张艳艳）

Analysis of heat dissipation potential of active thermal control loop with different radiator layouts for manned spacecraft

JIN Jian, WANG Yuning
(Institute of Manned Space System Engineering, China Academy of Space Technology, Beijing 100094, China)

For active thermal control loop systems with centralized and distributed radiator layouts, respectively, simulation models are developed.Based on the models, the difference of the heat dissipation potential between the two kinds of systems under normal and radiator loop failure working pattern is analyzed.According to the results, the heat dissipation potential of the active thermal control loop system with a centralized layout radiator structure is better than that of the active thermal control loop system with a distributed layout radiator structure, and the difference of the heat dissipation potential between the two systems increases as the number of failure radiator loops increases.For the loop systems constructed in this paper, the difference of the heat dissipation potential is about 7.4% for a normal working pattern, and the difference could reach 11% in the case of one radiator loop failure, and 31.5% in the case of failure of two radiator loops.

manned spacecraft; heat load; active thermal control loop; radiator

V476

：A

：1673-1379(2016)05-0497-08

10.3969/j.issn.1673-1379.2016.05.007

靳 健（1980—），男，博士学位，高级工程师，主要从事空间站热管理系统和载人环境系统设计工作。E-mail: jinjian0331@126.com。

2016-03-16；

：2016-09-20

国家重大科技专项工程