鐘思源 謝榮建 程錦銘,2 文佳佳

(1 中國科學院上海技術(shù)物理研究所,上海 200083)(2 上海理工大學,上海 200093)

隨著我國航天活動的不斷發(fā)展,航天器的有效載荷顯著增加,航天器輻射散熱器向空間排散的熱量逐漸不足以覆蓋航天器所需的散熱量,航天器廢熱排放量限制成為了抑制有效載荷增長的主要瓶頸。輻射散熱器的散熱量主要與其輻射面積、表面發(fā)射率、表面溫度均勻性等因素有關(guān)[1]。目前來說,通過改變表面發(fā)射率增加散熱量的方式依舊較為困難且收效甚微,而增大輻射面積能直接有效地大大增加輻射散熱器的散熱量。因此,可展開式輻射散熱器成為解決在軌散熱問題的新途徑。

文獻[2]中設(shè)計了一套用于低軌衛(wèi)星的輕質(zhì)可折疊環(huán)路熱管輻射散熱器,使用丙烯作為工質(zhì),展開后面積可達0.609m2,最高傳熱量為200W。文獻[3]中介紹了日本工程試驗衛(wèi)星-8(ETS-8)熱控系統(tǒng)中使用的可折疊輻射散熱器,其放置在西側(cè)底板,展開面積達0.62m2,最大散熱能力為400W。文獻[4]中使用3個獨立的環(huán)路熱管設(shè)計了一個可提供1000W以上散熱量的可展開輻射散熱板。目前,可折疊輻射散熱器具有相似的結(jié)構(gòu),即多使用流體回路傳熱和對稱折疊方案,具有較低的折展比(1∶2),對空間的利用率較低。

本文使用環(huán)路熱管作為可折疊輻射散熱器的熱量收集和傳輸單元,通過優(yōu)化折疊方案獲得更高的輻射散熱器折展比,以進一步縮小輻射散熱器所占體積或獲得更大的在軌輻射散熱面積。同時,建立可折疊輻射散熱器的一維動態(tài)仿真模型,對該系統(tǒng)進行可靠性與熱分析,并經(jīng)過地面試驗驗證了其傳熱性能?；诃h(huán)路熱管的可折疊輻射散熱器設(shè)計,可為研究更高效、適應(yīng)性更強的高真空環(huán)境下航天器散熱解決方案提供參考。

1 可折疊輻射散熱器結(jié)構(gòu)設(shè)計

空間可展開結(jié)構(gòu)發(fā)展于20世紀60年代后期,是為滿足航空航天有限體積和高面積需求發(fā)展而來的,具有高折展比、高穩(wěn)定性等特點[5]。收納比(Packing Ratio)是一種用于衡量可展開結(jié)構(gòu)緊湊性和有效性的指標。其定義為:可展開結(jié)構(gòu)在折疊狀態(tài)下所占用的體積與展開狀態(tài)下所占用的體積之比。當折展比越大時,可展開結(jié)構(gòu)在折疊狀態(tài)下所占用的空間越小,展開后的有效面積相對更大。對于可折疊輻射散熱板,更關(guān)注其展開前后的輻射面積變化。因此,本文選擇僅考慮平面內(nèi)收納比的折展比ηs,將其作為設(shè)計參考指標。目前,可展開輻射散熱器的折展比多為1∶2的低折展比結(jié)構(gòu),當航天器廢熱排散量較大時,其展開后的面積可能依舊無法滿足散熱需求,因此,需要研究具有更高折展比的可展開輻射散熱器,以在相同的收攏空間下獲得更高的在軌展開散熱面積。

如圖1所示,本文使用2mm厚鋁板,在盡可能增大折展比的前提下設(shè)計折展比為3.60的可折疊輻射散熱器,其折疊面積為0.57m2,展開后面積達2.05m2。該結(jié)構(gòu)是單自由度機構(gòu),具有較高的可靠性。

圖1 可折疊輻射散熱板結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structural diagram of collapsible radiant panel

傳統(tǒng)折紙工藝已被廣泛應(yīng)用于空間可展開機構(gòu)(如太陽電池板和遮光罩)的設(shè)計中[6-8]。然而,針對與環(huán)路熱管耦合的可折疊輻射散熱板,考慮到連接各板的柔性熱關(guān)節(jié)(通常為金屬波紋管)存在彎曲極限,應(yīng)根據(jù)柔性熱關(guān)節(jié)的最小彎曲半徑保留一定的板間距。在實際應(yīng)用中,為了輕量化設(shè)計并保證輻射散熱板溫度的均勻性,輻射散熱板不宜過厚,所以柔性熱關(guān)節(jié)的最小彎曲半徑將遠大于板厚度。因此,如圖2所示,相較于傳統(tǒng)折紙中對紙張厚度的忽略,可折疊輻射散熱板機構(gòu)的設(shè)計需要額外考慮折疊厚度對結(jié)構(gòu)設(shè)計帶來的影響。

圖2 無厚度折疊與厚板折疊對比Fig.2 Comparison between zero-thickness folding and thick-panel folding

將折痕視為轉(zhuǎn)軸,可將可展開結(jié)構(gòu)等效為空間機構(gòu)。對于厚度無法忽略的可展開結(jié)構(gòu)來說,其等效連桿機構(gòu)的轉(zhuǎn)軸間將存在一定間距,因此它是特殊的空間連桿機構(gòu)環(huán)。如圖3和圖4所示,Waldron機構(gòu)是由2個共享公共轉(zhuǎn)軸Z0的Bennet機構(gòu)組成的[9]。其中:Z1～Z6為轉(zhuǎn)軸方向向量;α為轉(zhuǎn)軸方向向量夾角,a為轉(zhuǎn)軸距離,它們的下標對應(yīng)相應(yīng)的轉(zhuǎn)軸。

圖3 六連桿Waldron機構(gòu)環(huán)Fig.3 6R Waldron mechanism linkage

圖4 基于對稱Waldron機構(gòu)環(huán)的厚板折疊Fig.4 Thick-panel folding with Waldron mechanism linkage

相較于Bennet四連桿機構(gòu),基于Bennet四連桿機構(gòu)的對稱六連桿Waldron機構(gòu)環(huán)(Waldron六連桿機構(gòu)中一種特殊的機構(gòu)環(huán),在空間上具有對稱性)能實現(xiàn)如圖1所示的等厚展開方案。設(shè)置α16,a23,α34,α56為π/3;α12,α45為2π/3;a12,a23,a45,a56為57mm。

2 可折疊輻射散熱器動態(tài)仿真模型

2.1 模型假設(shè)

在可折疊輻射環(huán)路熱管的仿真建模過程中,模型的主要特性和假設(shè)有:材質(zhì)的物性參數(shù)為定值,不隨溫度的變化而變化;工質(zhì)的物性參數(shù)與其狀態(tài)有關(guān),使用物性參數(shù)數(shù)據(jù)庫獲得系統(tǒng)中物性參數(shù)的變化;考慮蒸發(fā)器向補償室的漏熱,包括通過毛細芯向補償室的漏熱和通過壁面向補償室的漏熱,考慮補償室內(nèi)氣液分布對系統(tǒng)運行的影響;考慮工質(zhì)冷凝過程中涉及的輻射、熱傳導、氣液相變等多耦合過程;除冷凝器外,其他部件包覆絕熱材料,不與環(huán)境發(fā)生熱交換;管路內(nèi)工質(zhì)的單相流動狀態(tài)為充分發(fā)展狀態(tài),兩相流阻力計算采用均相流動模型;蒸發(fā)器忽略徑向傳熱,只考慮軸向傳熱;蒸發(fā)只發(fā)生在毛細芯表面;補償室內(nèi)的氣體始終處于飽和狀態(tài);輻射器溫度均勻性良好。

2.2 仿真節(jié)點熱力學分析

2.2.1 節(jié)點熱平衡方程

如圖5所示,基于環(huán)路熱管的工作特性,將系統(tǒng)劃分為蒸發(fā)器、氣體線、冷凝器、液體線和輻射散熱器5個子模塊。根據(jù)熱力學第一定律和熱力學第二定律,對選擇的12個節(jié)點(見圖5標注)分別建立能量方程、動量方程和連續(xù)性方程,各節(jié)點通過質(zhì)量和壓力連接,互相為輸入和輸出。節(jié)點i處的能量微分方程見式(1)。其中,等式左側(cè)為非穩(wěn)態(tài)項。

(1)

式中:Mi為節(jié)點i的質(zhì)量,kg;Ti為節(jié)點i的溫度,K;t為時間,s;Cp,i為節(jié)點i的定壓比熱,J/(kg·K);j為節(jié)點i的相鄰節(jié)點;N為節(jié)點總數(shù);Cji為熱傳導項;Hji為對流換熱項;Fji為流動熱容項;Eji為輻射換熱項;Qi為熱源項。

注:mv為氣相工質(zhì)質(zhì)量流率,kg/s;ml為液相工質(zhì)質(zhì)量流率,kg/s。圖5 可折疊輻射散熱器環(huán)路熱管節(jié)點布置示意Fig.5 Node arrangement of spreadable radiator using loop heat pipe

2.2.2 仿真系統(tǒng)搭建

環(huán)路熱管可折疊輻射散熱器的數(shù)值模型通過在多個節(jié)點子模型之間建立溫度、質(zhì)量和壓力等鏈接而成。將式(1)變形,可獲得模型在節(jié)點i處的基本能量方程(見式(2))。其中:等式左側(cè)為節(jié)點i處的溫度關(guān)于時間的微分;等式右側(cè)為相鄰節(jié)點j對節(jié)點i的傳熱項(包括導熱、對流換熱和流動熱容)及熱源項Qi。該方程所對應(yīng)的基礎(chǔ)模型如圖6所示。

(2)

注:U(1)為輸入的未知量。圖6 節(jié)點i的基礎(chǔ)模型Fig.6 Basic model of node i

由于模型涉及大量熱力學方程和動力學方程,由此導致使用的模塊數(shù)量龐大。為了保證最終系統(tǒng)模型的窗口可讀性,將整個模型分為6個子模型(如圖7所示)。每個子模型由不同節(jié)點組成,通過熱力學方程及動力學方程描述節(jié)點反映和描述所述節(jié)點隨時間的變化;再根據(jù)各節(jié)點建立的傳熱、壓力對應(yīng)關(guān)系進行連接,即可得出可折疊輻射散熱器環(huán)路熱系統(tǒng)的動態(tài)仿真結(jié)果。

圖7 環(huán)路熱管可折疊輻射器動態(tài)仿真模型Fig.7 Dynamic simulation model for spreadable radiator with loop heat pipe

2.3 整機壓降和熱力學分析

2.3.1 整機壓降模型

環(huán)路熱管是被動式兩相傳熱單元,它主要依靠內(nèi)部自身壓差驅(qū)動工質(zhì)流動,即蒸發(fā)器內(nèi)毛細芯提供的最大抽吸力(ΔPcap)max必須大于或等于系統(tǒng)循環(huán)過程中流體產(chǎn)生的壓降損失,這樣環(huán)路熱管系統(tǒng)才能正常運行,忽略重力影響時可表示為

(ΔPcap)max≥ΔPe+ΔPvl+ΔPcon+ΔPll+ΔPbay

(3)

式中:ΔPe為蒸發(fā)器內(nèi)產(chǎn)生的壓降損失,主要包括毛細芯流動壓降、液體蒸發(fā)壓降、槽道摩擦壓降和出口形阻壓降;ΔPvl為氣體線內(nèi)產(chǎn)生的壓降損失,主要由氣體流動摩擦所致;ΔPcon為冷凝器內(nèi)產(chǎn)生的壓降損失,主要包括氣體冷凝壓降、流動摩擦壓降、重力壓降和加速壓降等;ΔPll和ΔPbay分別為液體線和進液管內(nèi)產(chǎn)生的壓降損失,主要由液體流動摩擦所致。

液體流經(jīng)毛細芯時產(chǎn)生的壓降損失與其自身的滲透率有關(guān),如式(4)所示,可以依據(jù)達西(Darcy)滲透公式計算毛細芯內(nèi)的流動壓降。

(4)

環(huán)路熱管的氣體線和液體線也被稱為系統(tǒng)運輸線,工質(zhì)均為單向流動,只考慮摩擦壓降損失。氣體線和液體線的壓降分別為

(5)

(6)

式中:ΔPvl和ΔPll分別為氣體線和液體線的壓降,Pa;fv和fl分別為蒸氣和液體的摩擦系數(shù);Lvl和Lll分別為氣體線和液體線的長度,m;dvl和dll分別為氣體線和液體線管的內(nèi)徑,m;ρv和ρl分別為管內(nèi)氣體和液體工質(zhì)的密度,kg/m3;uv和ul分別為蒸氣流速和過冷回流液流速,m/s。

工質(zhì)流經(jīng)冷凝器產(chǎn)生的總壓降為ΔPcond,它主要由兩相段壓降ΔP2φ和過冷段摩擦壓降ΔPcond,l組成。其中,過冷段屬于單相流動,其壓降損失可以通過類似于液體線中流動工質(zhì)的壓降計算方法獲得。而兩相段的流動傳熱情況較為復雜,假定其為均相流狀態(tài),流動中的壓降損失可以具體分為4個部分,即:由兩相密度變化產(chǎn)生的動量壓降ΔPm;重力壓降ΔPg;由蒸氣冷凝產(chǎn)生的壓降ΔPc;兩相摩擦壓降ΔPf_2φ。

2.3.2 熱力學分析

蒸發(fā)器是環(huán)路熱管中最重要、也是傳熱最復雜的組件。環(huán)路熱管的蒸發(fā)器和補償室通常是一體化設(shè)計的,這有利于在熱管啟動過程中及時補充毛細芯內(nèi)的液體,同時也有助于防止氣泡在蒸發(fā)器內(nèi)積聚,從而減小系統(tǒng)的壓力。但是,一體化設(shè)計也會造成蒸發(fā)器對補償室的背向漏熱。

如圖8所示,輸入的熱量Qin一部分通過蒸發(fā)器壁面?zhèn)鲗е裂a償室壁面Qwall,cc,一部分轉(zhuǎn)移至毛細芯Qw用于相變蒸發(fā),一部分被產(chǎn)生的蒸氣吸收過熱。

Qin=Qwall,cc+Qw+Qwall,v

(7)

(8)

式中:Te,w為蒸發(fā)器壁面溫度,K;Tw為毛細芯外表面(即蒸發(fā)界面)處溫度,K;Re為蒸發(fā)器壁面與毛細芯間的傳熱熱阻,K/W。

毛細芯向補償室漏熱的主要途徑是濕毛細芯的徑向漏熱,即傳輸至毛細芯的熱量將分為兩部分,一部分為毛細芯向補償室的漏熱Qw-leak,另一部分Qe用于液體蒸發(fā)。

(9)

當補償室和蒸發(fā)器水平放置時,補償室內(nèi)工質(zhì)同時與蒸發(fā)器毛細芯及補償室壁面接觸。補償室內(nèi)工質(zhì)與蒸發(fā)器毛細芯內(nèi)表面的換熱是蒸發(fā)器產(chǎn)生背向漏熱的原因。其主要包括:補償室內(nèi)液相工質(zhì)與毛細芯表面的換熱;補償室內(nèi)氣相工質(zhì)與毛細芯表面的換熱。

注:Rwe-fv為蒸發(fā)器壁面與槽內(nèi)氣體間的傳熱熱阻,K/W;Hwcc-fcc為補償室壁面與其內(nèi)部工質(zhì)的對流換熱系數(shù),W/(m2·K);Rw為毛細芯等效熱阻,K/W。圖8 系統(tǒng)熱阻網(wǎng)絡(luò)圖Fig.8 Thermal resistance network diagram of system

在冷凝器中,可以依據(jù)流體狀態(tài)將冷凝器分為兩相段和過冷段2個部分。兩相段內(nèi),冷凝器向熱沉散發(fā)的熱量可以由式(10)計算。

(10)

冷凝器過冷段內(nèi)液體工質(zhì)會被繼續(xù)冷卻至過冷,吸收的過冷量Qco為

(11)

式中:hco為換熱系數(shù),W/(m2·K);Lco為過冷段長度,m;Δtm為溫差,K;Cp,co為定壓熱容,J/(kg·K);Tco為過冷段出口溫度,K。

系統(tǒng)穩(wěn)定運行時,蒸發(fā)器單位時間內(nèi)的蒸發(fā)量應(yīng)與冷凝器單位時間內(nèi)的冷凝量保持相同,即

Qe=Qc

(12)

2.4 動態(tài)仿真結(jié)果分析

由于設(shè)計輻射散熱板面積過大,本文中試驗和仿真均使用了1/8等比例縮小版樣機,該輻射散熱板樣機折疊后面積為0.0679m2,完全展開后的面積達0.2444m2。

2.4.1 變熱負荷運行特性

在環(huán)境溫度282K下,系統(tǒng)在50W熱負荷下啟動后的變熱負荷(50W-80W-110W-140W-170W-200W)運行特性曲線,見圖9。

圖9 不同變熱負荷時的系統(tǒng)運行特性Fig.9 Operating characteristics of system under variable heat loads

在環(huán)路熱管可折疊輻射散熱器工作過程中,蒸發(fā)器與補償室之間的漏熱是影響系統(tǒng)運行性能的重要因素。補償室內(nèi)工質(zhì)與蒸發(fā)器的換熱,與補償室內(nèi)液位高度和工質(zhì)溫度均相關(guān)。圖10對比了不同熱負荷下系統(tǒng)平衡時蒸發(fā)器向補償室的背向漏熱和壁面漏熱,以及補償室內(nèi)液位高度。假定蒸發(fā)器和補償室的壁面物性參數(shù)為常數(shù),得到蒸發(fā)器向補償室的壁面漏熱呈線性變化。如圖10(a)所示,蒸發(fā)器向補償室的背向漏熱隨著熱負荷的增加總體呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,同時漏熱波動幅值增大。如圖10(b)所示,補償室內(nèi)的液位高度在110W時達到最大值17.6mm,此時蒸發(fā)器的平均背向漏熱最小,為0.608W;在熱負荷增大至200W時,補償室內(nèi)液位高度最小為14.9mm,此時蒸發(fā)器平均背向漏熱為0.0776W。當熱負荷較高時,系統(tǒng)產(chǎn)生了高頻低幅度的溫度振蕩,補償室液位高度波動導致蒸發(fā)器背向漏熱發(fā)生波動,因此,使用誤差棒表示該工況下背向漏熱量波動的幅值。

圖10 50～200W熱負荷下蒸發(fā)器漏熱與補償室內(nèi)液位高度變化Fig.10 Evaporator heat leakage and liquid level in compensation chamber from 50W to 200W heat loads

2.4.2 系統(tǒng)壓力分布

在環(huán)境溫度為282K時,不同熱負荷下輻射面積為0.48m2的可折疊輻射散熱器穩(wěn)定后的內(nèi)部壓降分布。可以看出,系統(tǒng)總壓降隨熱負荷的增大而增大。毛細芯壓降與兩相壓降隨熱負荷增長顯著變化,兩相壓降在110W時達到峰值386.4Pa,此后系統(tǒng)進入固定熱導區(qū)。

在實際應(yīng)用中,過高的熱流密度可能會導致毛細芯表面的蒸發(fā)界面向后移并至侵入毛細芯中,從而出現(xiàn)部分干芯的現(xiàn)象。此時,相變蒸發(fā)后產(chǎn)生的蒸氣需要先穿過毛細芯多孔結(jié)構(gòu)再進入蒸氣槽道中,該過程將產(chǎn)生額外的壓降損失,從而造成環(huán)路熱管工質(zhì)的壓降分布發(fā)生變化并影響系統(tǒng)的傳熱性能。參考文獻[10]中研究,假設(shè)在熱負荷50～200W的6個工況中,毛細芯處的氣液界面自熱負荷80W開始逐漸侵入毛細芯內(nèi)部直至侵入深度達0.5mm。由圖11和圖12可以看出:當蒸發(fā)界面侵入毛細芯內(nèi)部后,系統(tǒng)總壓降增大,兩相長度峰值對應(yīng)熱負荷由110W減小至80W。當熱負荷由80W增大到110W時,熱阻減小量由0.0108W/K減小為0.0091W/K,兩相長度峰值由3.86m減小至3.30m。這說明蒸發(fā)界面后移產(chǎn)生的額外系統(tǒng)壓降會降低環(huán)路熱管傳熱熱阻隨熱負荷變化的變化量,從而導致系統(tǒng)可變熱導階段覆蓋范圍縮小,劣化系統(tǒng)傳熱性能。因此,在實際應(yīng)用中需要盡量避免或推遲彎月面向毛細芯的入侵。

圖11 蒸發(fā)界面入侵毛細芯后各工況的壓降分布Fig.11 Pressure drop distribution of each working condition when evaporation interface invades wick

圖12 不同狀態(tài)下熱阻及兩相長度變化Fig.12 Thermal resistance and two-phase length under different conditions

2.5 地面試驗結(jié)果與分析

2.5.1 不同姿態(tài)下對環(huán)路熱管整體性能的影響

區(qū)別于太空微重力高真空環(huán)境,在地面試驗中通常無法消除重力對系統(tǒng)的影響。為研究重力對系統(tǒng)傳熱性能的影響,選擇水平和豎直典型姿態(tài)進行試驗,結(jié)果見圖13。對比圖13(a)和圖13(b),相同熱負荷下,由于起始溫度不同,豎直姿態(tài)下環(huán)路熱管可折疊輻射散熱器系統(tǒng)的平衡工作溫度高于水平姿態(tài)下的度。需要注意的是,除液體線外,系統(tǒng)各點溫度均隨著熱負荷的增大而上升,而液體線溫度會在系統(tǒng)熱負荷增大至一定值后降低。該現(xiàn)象產(chǎn)生的主要原因是:液體管線會向環(huán)境漏熱,低熱負荷下質(zhì)量流率較低,液體沒有完全充滿管路的截面,測點與管內(nèi)工質(zhì)之間存在較大熱阻;隨著熱負荷的增大,系統(tǒng)循環(huán)質(zhì)量流率增大,工質(zhì)逐漸充滿冷凝管線截面減小了測點與工質(zhì)之間的熱阻。

圖14對比了環(huán)路熱管可折疊輻射散熱器在豎直和水平姿態(tài)下系統(tǒng)總熱阻隨熱負荷變化的情況。如圖14所示,系統(tǒng)總熱阻均隨著系統(tǒng)熱負荷的增大先減小后增大,其最小值分別位于熱負荷為120W和150W處。豎直姿態(tài)下輻射散熱器內(nèi)的冷凝器流體,受重力影響產(chǎn)生額外的重力壓降,會導致系統(tǒng)可變熱導階段覆蓋范圍減小,加速系統(tǒng)進入固定熱導階段。該現(xiàn)象與第2.4.2節(jié)中的結(jié)論相耦合,驗證了模型的可靠性。

圖14 水平與豎直姿態(tài)下輻射散熱器的熱阻變化Fig.14 Variation of thermal resistance of collapsible radiator in horizontal and vertical postures

2.5.2 模型驗證

圖15對比了完全展開狀態(tài)下(輻射散熱面積達0.48m2)、熱負荷為50W時蒸發(fā)器、補償室和輻射散熱器溫度的模型計算結(jié)果與試驗測試結(jié)果(環(huán)境溫度282K)。對于動態(tài)模型,由于獲取蒸發(fā)器和補償室內(nèi)流體的溫度情況較為困難,因此取模型蒸發(fā)器壁面溫度及補償室壁面溫度的計算結(jié)果作為蒸發(fā)器溫度和儲液器溫度的計算值?？梢园l(fā)現(xiàn),模型計算值與試驗測量值具有相同的變化趨勢。在啟動初期,蒸發(fā)器及補償室的計算值與試驗值耦合度較高,但由于模型收斂速度低于試驗,兩者之間的誤差先隨著時間增大后又逐漸減小。其中,蒸發(fā)器與補償室溫度的計算值與試驗值于1000s處達到最大,分別為1.22K和1.31K,相對誤差為0.42%和0.45%。輻射散熱器溫度的計算值與試驗值在700s處達到峰值1.68K,因此模型計算輻射散熱板溫度的最大相對誤差為0.58%。模型收斂速度低于試驗的主要原因為:一維模型在建立時相對于實際情況做了許多簡化,如忽略了加熱片與蒸發(fā)器壁面之間的接觸熱阻,并設(shè)置蒸發(fā)器與毛細芯間的傳熱熱阻為常值。在實際中,后者應(yīng)當是隨著系統(tǒng)溫度的升高而逐漸升高的。

圖15 50W熱負荷下溫度變化Fig.15 Temperature change at 50W heat load

進一步研究圖13,發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)穩(wěn)定后各點的模型計算值均高于試驗值,對比不同熱負荷下系統(tǒng)達到熱平衡后各點的試驗值與計算值,見表1。水平-折疊姿態(tài)下,輻射器的輻射面積約為0.1358m2。對比各熱負荷下試驗值與模型計算值,最大誤差出現(xiàn)于熱負荷為150W時,蒸發(fā)器、補償室和輻射散熱板處溫度值的誤差分別為3.91K,4.65K,1.84K,因此最大相對誤差分別為1.20%,1.50%,0.60%。

表1 系統(tǒng)穩(wěn)定后的試驗值與模型計算值Table 1 Test measurements and model calculations after system stabilization

總結(jié)本節(jié)研究可得:熱負荷的增大會導致蒸發(fā)器向補償室的漏熱增大,使環(huán)路熱管進入固定熱導區(qū)。此外,壓降損失是影響該輻射散熱器的重要因素。對比仿真結(jié)果與地面試驗結(jié)果可知:該環(huán)路熱管輻射散熱器受模型簡化假設(shè)影響,模型的預(yù)測結(jié)果與實際試驗值存在誤差。然而,通過對比試驗啟動過程與系統(tǒng)穩(wěn)定后各節(jié)點的平衡溫度,本文所建立的一維動態(tài)模型可以重現(xiàn)基于環(huán)路熱管的可折疊輻射散熱器的基本操作,并且在定性上是正確的,計算值與試驗值之間誤差較小,模型預(yù)測結(jié)果具有可靠性。

本文輻射散熱器相較于折展比為2.00的簡單開合結(jié)構(gòu),增加了80%的散熱面積?；谠囼灴傻?1/8等比例縮小版的樣機在完全展開的姿態(tài)下,可最大傳輸200W的熱量。

3 結(jié)束語

本文采用全新的折疊方案,設(shè)計最高折展比為3.60的可折疊輻射散熱器結(jié)構(gòu),使用柔性環(huán)路熱管作為熱量收集和傳熱單元與可折疊輻射散熱板耦合,構(gòu)成基于環(huán)路熱管的可折疊輻射散熱器,與已經(jīng)在軌應(yīng)用的可折疊輻射散熱器相比,獲得了更大的折展比。制作1/8的試驗樣機,在282K的環(huán)境溫度下展開后最大傳熱量可達200W。對本文設(shè)計的可折疊輻射散熱器進行數(shù)值動態(tài)仿真與試驗,并對比仿真計算結(jié)果與試驗結(jié)果,分析了該可折疊輻射散熱器的傳熱特性。將其應(yīng)用于航天器,在軌展開后可獲得更大的散熱面積,從而提高航天器的有效載荷上限。