吳優(yōu)，孔林，*，孫強(qiáng)強(qiáng)，張濟(jì)良

(1.長(zhǎng)光衛(wèi)星技術(shù)有限公司，長(zhǎng)春 130033；2.中國(guó)電子科技集團(tuán)公司第五十四研究所，石家莊 050081)

衛(wèi)星通信具有傳輸距離遠(yuǎn)、覆蓋面廣、功能多樣等優(yōu)點(diǎn)，以SpaceX 公司[1]為代表紛紛組建低軌通信衛(wèi)星星座。有源相控陣天線的高增益、多點(diǎn)波束、波束在軌重構(gòu)等特點(diǎn)切合并滿足人類對(duì)于大容量衛(wèi)星通信的需求[2-4]。目前星載相控陣技術(shù)已得到廣泛應(yīng)用，但相控陣天線熱流密度大，發(fā)射/接收（transmitter and receiver，T/R）組件對(duì)溫度敏感，高溫會(huì)影響陣面相位控制精度，甚至?xí)?dǎo)致電子元器件失效[5-6]，故熱控措施對(duì)保障相控陣天線電性能至關(guān)重要。

對(duì)于地面應(yīng)用相控陣天線，Scott[7]采用閉式空氣循環(huán)和液冷相結(jié)合方式對(duì)天線陣面進(jìn)行散熱。Agrawal 等[8]將功率組件安裝在密封冷板上，通過(guò)強(qiáng)迫液冷方式降溫。宋正梅[9]對(duì)比S 型通道和微型通道的冷板對(duì)相控陣天線散熱能力影響。對(duì)于空間應(yīng)用相控陣天線，Parlak 和Mcglen [10]采用4 根槽道熱管將固態(tài)放大器熱耗傳導(dǎo)至散熱面進(jìn)行散熱。Nakagawa 等[11]提出將脈動(dòng)熱管和環(huán)路熱管技術(shù)應(yīng)用于相控陣天線設(shè)計(jì)內(nèi)部，通過(guò)熱管蒸發(fā)和冷凝帶走內(nèi)部功耗。此外，還有已在軌應(yīng)用方案，如IRIDIUM 載有3 塊L 頻段相控陣板，每塊板預(yù)埋2 根熱管，連到每個(gè)T/R 組件底板上，用于限制T/R 組件溫度上限[12]。GLOBALSTAR 載有1 個(gè)S 頻段發(fā)射陣，1 個(gè)L 頻段接收陣，功率放大器安裝在固體鈹上，通過(guò)熱管將熱量傳導(dǎo)至散熱面[13]。日本的WINDS 試驗(yàn)衛(wèi)星[14]搭載了TX 波段和RX 波段相控陣天線，天線尺寸為1 420 mm×920 mm×1 500 mm，質(zhì)量為200 kg，天線自帶散熱板用于控溫。

目前，地面相控陣天線應(yīng)用的風(fēng)冷和液冷技術(shù)難以推廣至衛(wèi)星設(shè)備，對(duì)星載相控陣天線傳熱路徑進(jìn)行分析設(shè)計(jì)的研究工作少有公開專題報(bào)道。本文對(duì)某型低軌寬帶通信衛(wèi)星搭載的3 副高度集成Ka 頻段相控陣天線進(jìn)行熱控設(shè)計(jì)，從熱流分布角度對(duì)熱管網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行定量分析，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。為后續(xù)星載相控陣天線傳熱路徑設(shè)計(jì)提供參考。

1 Ka 頻段相控陣天線

某型低軌寬帶通信衛(wèi)星搭載2 副Ka 頻段相控陣收發(fā)天線和1 副Ka 頻段相控陣發(fā)射天線，每副相控陣收發(fā)天線具備4 個(gè)接收波束和2 個(gè)發(fā)射波束，接收波束和發(fā)射波束間相互獨(dú)立，接收波束僅具備開關(guān)2 種狀態(tài)，相控陣發(fā)射天線具備2 個(gè)發(fā)射波束，所有發(fā)射波束相互獨(dú)立。相控陣天線采用集成式設(shè)計(jì)，天線陣子下方為T/R 組件，T/R 組件板卡沿寬度方向布置，板卡與側(cè)壁交換散熱，電源和處理信息模塊位于底板安裝面，故相控陣天線散熱面分為2 個(gè)側(cè)面和安裝面三部分，相控陣天線結(jié)構(gòu)如圖1 所示，工作模式和對(duì)應(yīng)的熱耗分布如表1 所示，工作模式多樣，不同的工作模式對(duì)應(yīng)的熱耗差異大，且2 個(gè)側(cè)面為主散熱面。相控陣天線安裝面和側(cè)面與整星接口驗(yàn)收溫度上限為55 ℃。

表1 Ka 頻段相控陣天線工作模式及熱耗Table 1 Ka band phased arrray antenna working mode and heat dissipation W

圖1 相控陣天線結(jié)構(gòu)Fig.1 Phased array antenna structure

圖2 為衛(wèi)星構(gòu)型，采用倒梯形延展板結(jié)構(gòu)，即對(duì)地板面積小，對(duì)天板面積大，各蜂窩板面積如表2所示，衛(wèi)星運(yùn)行在86°傾角，880 km 圓軌道，沿+x方向飛行，+z軸對(duì)地定向，三軸穩(wěn)定，相控陣天線需要建立星地饋電鏈路和用戶鏈路，且波束角為60°，因此，其僅可安裝在對(duì)地面+Z 板。

表2 各蜂窩板面積Table 2 Area of each honeycomb panel m2

圖2 整星坐標(biāo)系及構(gòu)型Fig.2 Satellite coordinate system and configuration

2 傳熱路徑設(shè)計(jì)

衛(wèi)星在軌β角（太陽(yáng)矢量與軌道平面夾角）變化范圍為[?90°,90°]，仿真中太陽(yáng)常數(shù)取1 367 W/m2，地球反照系數(shù)取0.3。圖3 為到達(dá)衛(wèi)星各蜂窩板太陽(yáng)輻照和地球反照熱流密度，可以得出衛(wèi)星±Y 板受太陽(yáng)交變熱流影響，散熱能力波動(dòng)大。表3 為到達(dá)各蜂窩板地球紅外熱流密度，可以得出到達(dá)+Z 板紅外熱流密度最大。設(shè)計(jì)方案中，整星外表面全開散熱面，±Y 板和?Z 板對(duì)天面選用低吸收/發(fā)射比且穩(wěn)定的鈰玻璃二次表面反射鏡(optical solar reflector,OSR)，±X 板、+Z 板和?Z 延展板對(duì)地部分噴涂低吸收/發(fā)射比KS-ZA 無(wú)機(jī)白漆。

表3 到達(dá)蜂窩板地球紅外熱流密度Table 3 Infrared reached on satellite panels W/m2

圖3 到達(dá)蜂窩板太陽(yáng)輻照和地球反照平均值Fig.3 Average solar irradiation and albedo reached on satellite panels

假設(shè)蜂窩板溫度均勻且為20 ℃，利用式(1)計(jì)算各個(gè)蜂窩板在軌散熱能力，整星熱控涂層表面輻射屬性如表4[15-16]所示，對(duì)同一蜂窩板不同β角下散熱能力進(jìn)行平均，如表5 所示。

表4 熱控涂層參數(shù)[15-16]Table 4 Surface coating parameters[15-16]

表5 各蜂窩板在軌壽命末期平均散熱能力（20 ℃）Table 5 Average heat rejection at end of each honeycomb panel’s life ( 20 ℃) W/m2

式中：Q為蜂窩板散熱量；σ為玻爾茲曼常數(shù)；q1為到達(dá)衛(wèi)星某一表面太陽(yáng)輻照熱流密度；q2為到達(dá)衛(wèi)星某一表面地球反照熱流密度；q3為到達(dá)衛(wèi)星某一表面紅外熱流密度；α為熱控涂層太陽(yáng)吸收率；?為熱控涂層紅外發(fā)射率；A為相應(yīng)蜂窩板面積。

若不計(jì)延展板背部散熱能力，+Z 板在軌平均散熱能力為359.8 W，遠(yuǎn)小于3 副相控陣天線峰值870 W 熱耗，方案設(shè)計(jì)中將+Z 板與±Y 板耦合散熱。

相控陣天線側(cè)面為T/R 組件散熱面，天線面積小，自身輻射散熱能力不足，采用熱管將側(cè)面熱耗傳導(dǎo)至安裝面蜂窩板。由于毛細(xì)芯結(jié)構(gòu)限制，加工工藝要求折彎內(nèi)徑不小于彎曲厚度的6 倍，故沿相控陣天線長(zhǎng)度方向布置熱管受天線高度限制，只能沿高度方向布置熱管。熱管與熱源接觸面積小，通過(guò)增加熱管數(shù)量來(lái)增大換熱面積，2 副相控陣收發(fā)天線分別外敷8 根L 型熱管，相控陣發(fā)射天線外敷6 根L 型熱管。采用預(yù)埋熱管將相控陣天線點(diǎn)熱源擴(kuò)展為面熱源，同時(shí)考慮到+Z 板與±Y 板耦合，預(yù)埋熱管沿蜂窩板寬度方向布置，L 型外敷熱管與預(yù)埋熱管形成多次十字交叉網(wǎng)絡(luò)，熱管布局及命名如圖4 所示。

圖4 十字交叉熱管網(wǎng)絡(luò)Fig.4 Crisscross heat pipe network

采用6 根外敷U 型熱管，將±Y 板和+Z 板耦合在一起，U 型外敷熱管與+Z 板預(yù)埋熱管沿長(zhǎng)度方向表貼，減小傳熱熱阻，且通過(guò)4 根L 型外敷熱管將±Y 板熱耗傳導(dǎo)至?Z 板，增強(qiáng)整星耦合散熱能力，熱管布局及命名如圖5 所示。

圖5 熱管網(wǎng)絡(luò)傳熱路徑Fig.5 Heat transfer path of heat pipe network

衛(wèi)星在地面進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證時(shí)，整星支腿位于+Z 面，整星傳熱路徑由下至上，熱管可以利用重力作用，在試驗(yàn)狀態(tài)下使得所有熱管均起作用。若選型熱管均在傳熱能力范圍內(nèi)，即可以保證試驗(yàn)結(jié)果與在軌一致。

3 熱流分布仿真分析

為直觀了解熱管網(wǎng)絡(luò)作用及相控陣天線能量流動(dòng)，使用有限元模型對(duì)整星峰值工作模式進(jìn)行分析，當(dāng)衛(wèi)星在軌熱平衡時(shí)，節(jié)點(diǎn)i的方程如式(2)所示，對(duì)于衛(wèi)星的各個(gè)節(jié)點(diǎn)均有類似方程，所有方程聯(lián)合可以得出各個(gè)節(jié)點(diǎn)的溫度。

式中：Di,j為節(jié)點(diǎn)間傳導(dǎo)網(wǎng)絡(luò)系數(shù)；Ei,j為節(jié)點(diǎn)間輻射網(wǎng)絡(luò)系數(shù)；Pi為節(jié)點(diǎn)內(nèi)熱源；S為太陽(yáng)輻照常數(shù)；Er為地球表面對(duì)太陽(yáng)輻照的反射密度；Ee為地球表面紅外輻射密度；φ1i為節(jié)點(diǎn)i對(duì)太陽(yáng)直接輻射的角系數(shù)；φ2i為節(jié)點(diǎn)i對(duì)太陽(yáng)輻射的地球反照的角系數(shù)；φ3i為節(jié)點(diǎn)i對(duì)地球紅外輻射的角系數(shù)；αSi為節(jié)點(diǎn)i對(duì)應(yīng)的太陽(yáng)吸收率；εi為節(jié)點(diǎn)i對(duì)應(yīng)的紅外發(fā)射率。

仿真設(shè)置熱控涂層為末期屬性、冬至日、β?60°工況，所有單機(jī)在軌常開，整星工作模式恒定不變，其中2 副相控陣收發(fā)天線以接收開/發(fā)射合波束模式工作，相控陣發(fā)射天線以單波束模式工作，蜂窩板熱耗分布如表6 所示，仿真結(jié)果如圖6 所示。

表6 仿真工況下蜂窩板熱耗分布Table 6 Heat dissipation distribution of honeycomb panels under simulation conditions W

圖6 仿真溫度云圖Fig.6 Simulation temperature

對(duì)相控陣天線傳熱路徑進(jìn)行分析，統(tǒng)計(jì)結(jié)果如表7 所示，約定以研究對(duì)象吸收能量為正值，向外發(fā)出能量為負(fù)值。相控陣收發(fā)天線1 熱耗300 W，在軌吸收外熱流37 W，向空間輻射69.3 W，向+Z 板輻射4.1 W，通過(guò)安裝面向+Z 板傳導(dǎo)120.2 W，通過(guò)8 根外敷熱管向+Z 板傳導(dǎo)143.4 W，外敷熱管傳遞熱耗占側(cè)面熱耗的73.1%；相控陣收發(fā)天線2 與此相似。相控陣發(fā)射天線熱耗150 W，在軌吸收外熱流24 W，向空間輻射44.3 W，向+Z 板輻射1.7 W，通過(guò)安裝面向+Z 板傳導(dǎo)32.7 W，通過(guò)6 根外敷熱管向+Z 板傳導(dǎo)95.3 W，外敷熱管傳遞熱耗占側(cè)面熱耗的95.3%。WF_XKZSF1_7/8、WF_XKZSF2_3/4、WF_XKZFS_1/4 傳導(dǎo)功率相對(duì)其他熱管要低，主要原因是蜂窩板中間區(qū)域溫度高，熱阻相同情況下，熱流向低溫區(qū)流動(dòng)。

表7 相控陣天線熱流分布Table 7 Phased array antenna heat flow distribution W

表8 為熱管傳導(dǎo)功率，+Z 板預(yù)埋熱管中YM_+Z2/6 傳導(dǎo)功率最大，YM_+Z4 傳導(dǎo)功率最小。U 型外敷熱管中，WF_U2/5 傳導(dǎo)功率最大，其余4 個(gè)U 型熱管傳導(dǎo)功率相近。β?60°工況下，+Y 板處于陰影區(qū)，?Y 板處于陽(yáng)照區(qū)，可以得出處于陰影區(qū)+Y 板熱管傳導(dǎo)功率大，+Y 板預(yù)埋熱管最大傳導(dǎo)功率為51.9 W，?Y 板預(yù)埋熱管最大傳導(dǎo)功率為31.2 W。+Y 側(cè)L 型外敷熱管向?Z 板傳導(dǎo)33.6 W，?Y 側(cè)L 型外敷熱管向?Z 板傳導(dǎo)35.4 W。

表8 熱管傳導(dǎo)功率Table 8 Heat pipe conduction power W

表9 為蜂窩板間熱流分布，+Z 板向空間輻射773.5 W，吸收外熱流396.9 W，6 根U 型外敷熱管從+Z 板傳導(dǎo)247.3 W 至±Y 板，相當(dāng)于3 副相控陣天線熱耗的32.9%，太陽(yáng)帆板紅外輻射對(duì)+Z 板加熱4.8 W，通過(guò)艙內(nèi)蜂窩板間向外輻射36.5 W。?Z 板向空間輻射927 W，吸收外熱流246.6 W，4 根L 型外敷熱管從±Y 板傳導(dǎo)69 W 至?Z 板，太陽(yáng)帆板紅外輻射對(duì)?Z 板加熱0.3 W，通過(guò)艙內(nèi)蜂窩板間輻射吸收44.6 W。+Y 板向空間輻射212.7 W，吸收外熱流31 W，6 根U 型外敷熱管從+Z 板傳導(dǎo)164.8 W 至+Y 板，太陽(yáng)帆板紅外輻射對(duì)+Y 板加熱10.5 W，通過(guò)艙內(nèi)蜂窩板間向外輻射2 W。?Y 板向空間輻射228 W，吸收外熱流159.3 W，6 根U 型外敷熱管從+Z 板傳導(dǎo)82.5 W 至?Y 板，太陽(yáng)帆板紅外輻射對(duì)?Y 板加熱11.5 W，通過(guò)艙內(nèi)蜂窩板間向外輻射2 W。±Y 板向空間輻射功率相差無(wú)幾，說(shuō)明U 型熱管起到了耦合±Y 板和+Z 板作用。

表9 蜂窩板間熱流分布Table 9 Heat flow distribution between honeycomb panels W

通信衛(wèi)星為保障在軌業(yè)務(wù)能力，選用太陽(yáng)電池陣驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)(solar array drive assembly，SADA)作為太陽(yáng)帆板活動(dòng)組件，在衛(wèi)星姿態(tài)不變前提下，帆板對(duì)日定向獲取能源，仿真分析得出帆板離星體較遠(yuǎn)，與星體輻射換熱量少。艙內(nèi)蜂窩板間表面輻射熱阻和空間輻射熱阻大，蜂窩板間輻射換熱量占比小，在通信衛(wèi)星等溫化設(shè)計(jì)中應(yīng)更依賴于熱管進(jìn)行傳熱。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

整星熱管網(wǎng)絡(luò)設(shè)計(jì)在初樣星進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，單機(jī)均為初樣件。試驗(yàn)在KM6000 真空罐內(nèi)進(jìn)行，整星不帶太陽(yáng)帆板，采用遠(yuǎn)紅外加熱籠閉環(huán)控溫來(lái)模擬外熱流，試驗(yàn)狀態(tài)如圖7 所示。試驗(yàn)工況與仿真工況一致，熱控涂層末期屬性、冬至日、β為?60°、所有單機(jī)在軌常開，工作模式恒定不變，其中2 副相控陣收發(fā)天線以接收開/發(fā)射合波束模式工作，相控陣發(fā)射天線以單波束模式工作，為了解傳熱路徑，在熱管網(wǎng)絡(luò)上黏貼測(cè)溫點(diǎn)，如圖8 和圖9 所示。

圖7 初樣星真空熱試驗(yàn)Fig.7 Prototype satellite thermal vacuum test

圖8 +Z 板測(cè)溫點(diǎn)Fig.8 +Z panel temperature measurement points

相控陣天線在真空罐內(nèi)無(wú)法完成發(fā)射激勵(lì)，采用表貼加熱片方式進(jìn)行熱耗補(bǔ)償。加熱片均黏貼在側(cè)面散熱面處，在側(cè)板噴漆前黏貼，隨天線側(cè)板一同噴漆，不影響單機(jī)表面發(fā)射率。經(jīng)桌面聯(lián)試實(shí)測(cè)，每臺(tái)相控陣收發(fā)天線需補(bǔ)償32 W，相控陣發(fā)射天線需補(bǔ)償14 W。

表10 為工況穩(wěn)定時(shí)十字交叉熱管網(wǎng)絡(luò)溫度分布，T17、T19、T21、T23 為相控陣收發(fā)天線1 外敷熱管溫度，穩(wěn)態(tài)工況下溫度分別為43.7，38.6，47.3，43.5 ℃，T25、T27、T29、T31 為相控陣收發(fā)天線2外敷熱管溫度，穩(wěn)態(tài)工況下溫度分別為46.7，45.8，47.2，37.6 ℃，T19 和T31 溫 度 最 低，與 之 對(duì) 應(yīng) 的T23 和T27 溫度較高。T33 和T35 為相控陣發(fā)射天線對(duì)應(yīng)的外敷熱管，穩(wěn)態(tài)工況下溫度分別為40.9 ℃和42.4 ℃，兩者溫度相近。貼在+Z 板上的測(cè)溫點(diǎn)T10～T15 和T36～T38 溫度差異明顯，表現(xiàn)為中心區(qū)域溫度高，向±X 兩側(cè)溫度降低，主要原因是中心區(qū)域功耗集中，且相控陣發(fā)射天線安裝面預(yù)埋熱管無(wú)對(duì)應(yīng)的U 型外敷熱管將熱量傳導(dǎo)至±Y 板，+Z 板中心熱傳導(dǎo)路徑較差。

蜂窩板中心測(cè)溫點(diǎn)T38 溫度與周邊外敷熱管測(cè)溫點(diǎn)T21、T23、T25、T27、T33、T35 最大溫差為4.1 ℃，說(shuō)明多次十字交叉熱管網(wǎng)絡(luò)起了傳導(dǎo)和均溫作用。但T36 與周邊測(cè)溫點(diǎn)T17/T19 溫度相差13.7 ℃，T37 與 與 周 邊 測(cè) 溫 點(diǎn)T29/T31 溫 度 相 差17.1 ℃，說(shuō)明單次十字交叉熱管網(wǎng)絡(luò)由于接觸面積少，熱傳導(dǎo)效果并不明顯。

表11 為熱管傳導(dǎo)網(wǎng)絡(luò)溫度分布，單根熱管本體溫差均不大于1 ℃，說(shuō)明熱管傳熱有效性，同時(shí)驗(yàn)證了熱管耦合±Y 板和+Z 板散熱能力。U 型熱管中WF_U3 與WF_U4 溫度最高。T49 與T67 間隔+Y 板，溫差為6.1 ℃；T55 與T69 間隔?Y 板，溫差為5.8 ℃；T76 與T51 間隔+Y 板安裝，溫差為12.5 ℃；T78 與T57 間隔?Y 板安裝，溫差為11 ℃；從圖5 可以看出U 型外敷熱管與L 型外敷熱管通過(guò)預(yù)埋熱管搭接，熱管間接觸面積大小影響傳熱效率，進(jìn)而影響相互搭接熱管間溫度梯度。

表11 熱管傳導(dǎo)網(wǎng)絡(luò)溫度分布Table 11 Heat pipe networks temperature distribution ℃

相控陣收發(fā)天線1 熱管接口最高溫度T21 為47.3 ℃，安裝面T71 溫度為32.1 ℃。相控陣收發(fā)天線2 熱管接口最高溫度T29 為47.2 ℃，安裝面T80溫度為30.4 ℃。相控陣發(fā)射天線熱管接口最高溫度T35 為42.4 ℃，安裝面T38 溫度為45 ℃。試驗(yàn)結(jié)果滿足載荷對(duì)整星安裝接口為55 ℃要求，熱管網(wǎng)絡(luò)滿足整星使用要求。

5 結(jié) 論

1）整星在峰值（熱耗2 100 W）工作模式下，相控陣天線最高溫度為47.3 ℃，小于55 ℃驗(yàn)收要求，熱管網(wǎng)絡(luò)設(shè)計(jì)滿足使用要求。

2）U 型外敷熱管從+Z 板傳導(dǎo)247.3 W 熱耗，其中66.6%傳導(dǎo)至+Y 板，33.4%傳導(dǎo)至?Y 板，使得處于陽(yáng)照區(qū)的?Y 板和處于陰影區(qū)的+Y 板空間輻射能力相近，解決了單個(gè)蜂窩板散熱能力不足問(wèn)題。

3）+Z 蜂窩板向艙內(nèi)輻射36.5 W，艙內(nèi)表面輻射熱阻和空間輻射熱阻大，蜂窩板間輻射換熱量占比小，通信衛(wèi)星等溫化設(shè)計(jì)需依靠熱管等高導(dǎo)熱材料。

4）+Z 板中間區(qū)域測(cè)溫點(diǎn)最大溫差為4.1 ℃，多次十字交叉熱管網(wǎng)絡(luò)傳熱能力得到驗(yàn)證；但邊緣單次十字交叉熱管間最大溫差為17.1 ℃，傳熱效率較低；在熱管網(wǎng)絡(luò)設(shè)計(jì)中，應(yīng)盡量增大熱管間接觸面積，減小傳導(dǎo)熱阻，增大傳熱效率。