空间站流体回路/热管耦合式热辐射器性能研究

丰茂龙，来霄毅，韩海鹰，李振宇，黄 磊，曹剑峰

（1.北京空间飞行器总体设计部，北京 100094；2.空间热控技术北京重点实验室，北京 100086；3.上海宇航系统工程研究所，上海 201109）

0 引言

空间热辐射器担负着航天器内部热量向外太空排散的任务，是航天器热控系统的关键设备。其中流体回路辐射器是载人航天器常用辐射器，例如美国的航天飞机/行星际探测器及中国神舟飞船/天宫实验室等都采用了这种辐射器［1-2］，Alpha 国际空间站则采用了以液氨为工质的单相流体回路可展开式辐射器，辐射器上有相互独立的两套回路系统，通过大量的热关节——软管接头串接起来，结构较复杂［3-4］。

中国天宫空间站对单相流体回路辐射器进行了深入优化设计，加入了热管耦合传热环节，并采用双管路备份［5-6］，大幅提高了辐射器的可靠性［7］及散热性能。本文对中国空间站流体管/热管耦合式辐射器进行了试验研究，简要介绍了试验目的及方案，论述了试验结果；通过对试验数据的分析，得出辐射器散热能力与姿态及流体回路参数之间的关系；以试验为基础，进行典型工况的仿真验证，实现仿真模型与试验的良好吻合。辐射器整个试验过程合理有效，试验数据采集准确充分，为辐射器辐射散热性能的在轨预测提供了地面数据，而仿真分析模型的一致性则为辐射器散热性能研究及在轨预示提供了基础。

1 辐射器状态

辐射器试验对象辐射器模块，结构如图1 所示。由辐射板、热管和流体管3 部分组成。

图1 辐射器背面（贴舱壁一侧）Fig.1 Back side of the radiator（beside bulkhead）

辐射器正面为散热面，喷涂了高发射低吸收白漆，背面为铝本色状态。试验时，正面采用红外笼模拟外热流，背面包覆多层隔热组件。如图2所示。

图2 辐射器正面（散热面，竖直+X 方向）Fig.2 Front side of the radiator（cooling surface，vertical+X-direction）

热管辐射器的传热路径为：热负荷首先由工质传递到流体管壁，再传递到热管，然后经热管传递给辐射器蒙皮，辐射板蒙皮喷涂了高发射低吸收涂层，将热排散至外空间。与神舟飞船流体管路辐射器相比，减少了流体管，增加了热管的传热环节，减少了流体管在空间的暴露面积，且热管和蒙皮对流体管形成防护，提高了辐射器在轨对微流星的耐受能力，从而提高了辐射器寿命及可靠性。

2 试验方案

2.1 方案概述

本文所述试验为真空热平衡试验［8-9］，试验项目包括代表在轨性能的水平姿态试验、代表整舱真空热试验状态的竖直姿态试验、辐射器在轨低温冻结解冻以及代表辐射器故障的单流体管路运行状态的试验［10］。

辐射器热试验在直径3 m 的空间热环境模拟器内开展，通过真空罐+红外笼模拟辐射器在轨空间环境及外热流，通过泵驱动实现工质在辐射器管路中流动换热，通过加热器控制工质进口温度。试验原理如图3 所示，图中，P为回路压力传感器，T代表回路温度传感器，用于测量回路工质压力及温度。

图3 辐射器热试验原理Fig.3 Schematic diagram of the thermal test for the radiator

主要试验环节或要点为：1）试验环境保证，采用真空罐保证真空环境及环境温度，采用红外笼加热装置提供辐射器试验所需外热流；2）回路要求，配置流体回路地面系统，用于回路驱动，辐射器标准流量工况为单路150 L/h，两路300 L/h；3）工质温度保证，采用水箱及加热器保证工质进口温度满足要求，辐射器进口温度一般在10～20 ℃。4）工质参数测量，采用温度传感器和热电偶测量辐射器进出口工质温度，采用压力传感器测量辐射器进出口压力，采用流量传感器测量工质流量；5）辐射器温度测量，采用热电偶测温。6）通过试验支架保证辐射器水平或竖直姿态，如图4 所示为水平姿态，支架翻转90°则辐射器调整为竖直姿态，2 种姿态试验前均调水平度。

图4 试验件及支架（水平+Y 方向）Fig.4 Radiator and holder（horizontal，+Y-direction）

2.2 试验工况

本试验主要目的是研究辐射器水平姿态（热管水平，可忽略重力影响，代表在轨微重力情况）和竖直姿态（热管竖直，会受到重力影响，是整舱热平衡试验的主要姿态）的散热性能，确定航天器地面热平衡试验及在轨情况下辐射器的性能情况。其中航天器典型在轨姿态为惯性飞行，因此试验时选取了惯性飞行，太阳光线入射角为0°的典型外热流工况，假定太阳光线直照Ⅲ象限辐射器模块，外热流模拟均采用阴影阳照平均（阳照区平均291.6 W/m2，阴影区平均152.2 W/m2）。工况及参数见表1。

表1 辐射器热平衡试验工况参数表Tab.1 Parameters of the thermal balance tests for the radiator under different working conditions

3 结果与分析

根据航天器整舱热平衡试验及在轨飞行预示需求，对辐射器热平衡试验的数据进行了整理，从5 个不同的维度进行了对比分析：1）水平姿态下工质不同进口温度的散热性能变化；2）水平姿态下有/无外热流散热能力变化；3）水平姿态与竖直姿态同参数下散热能力变化；4）水平姿态下不同流量情况下散热能力变化；5）水平姿态下单流体管路和双流体管路散热能力变化。

3.1 不同进口温度对比

对工况1b/1c/1d/1e 数据进行了对比分析，得出了水平姿态下不同进口温度的散热性能变化。辐射器为水平姿态，在其他参数均相同，而进口温度不同时（进口温度分别为0.5、10.2、17.1、20.1 ℃）辐射器模块的散热能力变化曲线如图5 所示。

图5 工况1b～1e 散热能力对比曲线Fig.5 Comparison of the heat dissipation capability curves for cases 1b～1e

10.2 ℃时辐射器散热能力与0.5 ℃和20.1 ℃时的散热能力的平均值一致（偏差3.6%），17.1 ℃的散热能力与10.2 ℃到20.1 ℃的相应温度插值一致（偏差3.8%），即进口温度在0～20 ℃时，辐射器散热能力近似成线性变化，这一规律可用于估算辐射器不同温度下的散热能力。

3.2 有/无外热流对比

辐射器在水平姿态下有/无外热流散热能力变化曲线如图6 所示。有外热流时，阴影区平均散热能力为910 W，阳照区散热能力为405 W；而无外热流时，散热能力为1 070 W。实际上，辐射器阴影区总外热流计算值为532.7 W，而阳照区总外热流计算值为1 020.6 W，阴影区散热能力（910 W）减掉阳照区比阴影区增加的外热流（487.3 W）得出422.1 W，与试验实际得出的数值偏差4.1%，即在此情况下，可以采用辐射器已知外热流的工况的散热能力及新增的外热流数值（外热流数值应该在散热能力50%以上）估算辐射器有外热流的散热能力。

图6 工况1a/1b 散热能力对比曲线Fig.6 Comparison of the heat dissipation capability curves for cases 1a and 1b

3.3 水平/竖直姿态对比

如图7 所示，给出了工况1c 和工况3 在进口温度、流量、外热流均相同，而试验姿态分别为水平和竖直2 种情况下散热能力变化曲线。

图7 工况1c/3 水平和竖直试验姿态散热能力对比曲线Fig.7 Comparison of the heat dissipation capability curves for cases 1c and 3

辐射器工况1c 阴影区平均散热能力为798 W，工况3 为876 W，工况1c 阳照区平均散热能力为365 W，工况3 为392 W，竖直姿态下散热能力略小于水平姿态散热能力（按照轨道平均计算，低9.6%），原因是地面试验，热管受重力影响，工质在热管底部积聚，热源与热管液端存在一定匹配偏差，不能保证工质全部发挥作用，从而影响了散热能力，而水平姿态下，热管受重力影响可忽略。这一规律可作为空间站整舱热平衡试验的参考。

3.4 不同流量对比

水平姿态下不同流量情况散热能力变化曲线如图8 所示。

图8 工况2a/2b 散热能力对比曲线Fig.8 Comparison of the heat dissipation capability curves for cases 2a and 2b

入口温度约15 ℃，工质流量从150 L/h 增加到300 L/h 时，阴影区散热能力约从720 W 增加到860 W，升高约150 W；阳照区散热能力约从260 W增加到340 W，升高约80 W。此工况下，辐射器流量增加1 倍，散热量仅增加约23.9%，此工况验证了辐射器流量和散热能力不成正比，流量较小时，流量增加会显著增加辐射散热能力，当流量增大到一定程度，则流量增加对辐射能力影响变小。流量和辐射器散热能力的关系详见文献［11］，不再赘述。

3.5 单/双管路对比

单/双管路对比工况验证了相同流量下，辐射器单流体管路与双流体管路工作时散热能力变化规律，上文分别给出了工况1c 和工况2b 的辐射散热能力曲线，这里不再罗列，仅对两者散热能力进行对比分析。

工况1c 辐射器阴影区散热能力876 W，阳照区散热能力392 W，工况2b 阴影区散热能力860 W，阳照区散热能力340 W，轨道周期平均散热能力分别为589.6 W 和548 W，相同流量下，单流体管工作时散热能力是双流体管工作散热能力的93.2%。这一数据可用于空间站辐射器在轨故障工况决策。说明即使辐射器单个管路被击穿失效后，依靠热管的作用，仍然能维持足够的散热能力。这是热管耦合式辐射器结构的优势。

3.6 热传输分析

本文根据试验数据，对辐射器传热过程进行了分析，其中辐射器传热过程包括工质到流体管壁的对流换热、流体管壁到热管的导热、热管自身的传热及热管壳体与辐射板之间的导热。工质到流体管壁的对流换热与工质种类、流体管参数及流量相关，换热能力可利用流体力学公式计算；热管则可简化视为超导热材料；流体管和热管为焊接结构，对于给定辐射器，两者传热系数为固定值。这里几个传热系数均利用试验数据计算得出［12］。

汇总所有工况数据，根据流体管和热管之间的传热量、平均传热温差及耦合面积得出了流体管壁-热管管壁等效传热系数为8 194～8 981 W/（m2·K）；根据总辐射散热量、热管与辐射板测温温差及两者耦合面积计算得出了热管管壁-辐射板等效传热系数为1 260～1 312 W/（m2·K）；然后结合流体管内部工质与管壁的对流换热系数，得出了辐射器流体工质-辐射板的整体换热系数，在单流体管流量为150 L/h 时，流体管-辐射板的整体传热系数为700 W/（m2·K），在单流体管流量为300 L/h 时，流体管-辐射板的整体传热系数为890 W/（m2·K）。

4 仿真验证

将试验获得的辐射器各传热环节传热系数带入辐射器仿真模型，仿真模型考虑了辐射器所处空间环境，尤其是空间站大型柔性太阳翼结构［13］对辐射器的影响，针对航天器典型工况1c 进行仿真验证。具体建模及仿真方法参考文献［14］和文献［15］。

仿真计算得出了在轨道瞬时热流下辐射器的散热能力，并与工况1c 的试验数据进行了对比，如图9 所示。其中仿真为在轨瞬时外热流，因此与试验工况的轨道阴影阳照平均外热流存在差异，但仿真结果的阴影区和阳照区平均散热能力分别为377和852 W，与试验结果一致，综合偏差3.3%，主要原因为试验中流体管路存在弯管及接头等增大了局部换热系数，而仿真计算无法模拟。仿真验证与试验结果一致，表明模型有效，可用于后续辐射器在轨温度预示。

图9 工况1c 与仿真验证散热能力对比曲线Fig.9 Comparison of the test and simulation results of the heat dissipation capability for case 1c

5 结束语

本文对空间站流体管/热管耦合式辐射器热平衡试验进行了论述分析及仿真验证，获得的辐射器散热规律对载人航天器热试验及在轨预示均具有参考意义，主要成果包括：

1）完成了辐射器在轨工作状态（水平姿态）试验研究，在其他条件相同时，单管路辐射能力是双管路辐射能力的93.2%，表明辐射器在单路故障时能够保持工作性能。

2）完成了辐射器整舱热平衡试验状态（竖直姿态）试验研究，研究表明，竖直姿态，其他条件相同时，辐射能力是水平姿态下的90.4%，可为真空热试验采用竖直姿态代替水平姿态提供数据支撑。

3）通过试验数据分析得出了热管辐射器热传输相关参数，完善了辐射器仿真模型，可用于后续其他复杂工况下的辐射器在轨仿真预示。

4）利用试验数据，评估了辐射器散热能力与进口温度及外热流的变化规律，散热能力在0～20 ℃的温区内近似线性关系，此结论可用于辐射器的散热能力的工程评估。