黃 圳，陳 立，李志慧，王松超，趙 丹，趙長(zhǎng)穎，劉 剛

（1.上海交通大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200240；2.上海衛(wèi)星裝備研究所，上海 200240）

0 引言

機(jī)械泵驅(qū)單相流體回路憑借可控性好、可靠性高、傳熱能力強(qiáng)等優(yōu)勢(shì)已在載人航天［1-4］、大功率通信衛(wèi)星［5-6］、深空探測(cè)［7-8］等航天器熱控制領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用，并將繼續(xù)在未來(lái)的大熱流、高功率密度散熱場(chǎng)景中發(fā)揮重要作用［9-10］。

空間輻射器為單相流體回路核心部件之一，質(zhì)量占比較高，可達(dá)50%以上［11］。隨著系統(tǒng)散熱功率的增大，輻射器的質(zhì)量與面積將進(jìn)一步增加，不僅會(huì)顯著提高航天器發(fā)射成本，還可能因輻射器預(yù)留安裝空間不足而導(dǎo)致熱控分系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案可行性面臨挑戰(zhàn)。

現(xiàn)有關(guān)于空間輻射器的研究主要圍繞2 個(gè)方面展開(kāi)：1）對(duì)輻射器的散熱特性進(jìn)行分析，以指導(dǎo)輻射器在軌工作參數(shù)與結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)［12-13］；2）開(kāi)發(fā)輻射器優(yōu)化設(shè)計(jì)算法，提高輻射器單位質(zhì)量或面積下的散熱能力［14-15］。

無(wú)論針對(duì)哪方面開(kāi)展研究，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)輻射器的在軌散熱能力均是十分必要且重要的。當(dāng)前，預(yù)測(cè)輻射器在軌散熱能力的方法主要有4 種：1）運(yùn)用傳熱學(xué)理論公式、經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式建立數(shù)學(xué)模型開(kāi)展計(jì)算的理論分析方法［16］，該方法模型簡(jiǎn)單，計(jì)算方便快捷，但預(yù)測(cè)精度較低；2）以集總參數(shù)、有限差分為基礎(chǔ)的仿真分析方法［17-18］，對(duì)結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜的輻射器開(kāi)展熱分析，但無(wú)法精確捕捉流體管道結(jié)構(gòu)并計(jì)算管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)，預(yù)測(cè)精度有限；3）基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）的數(shù)值模擬方法［19］，對(duì)輻射器導(dǎo)熱-對(duì)流-輻射耦合傳熱過(guò)程展開(kāi)分析，計(jì)算精度高，但針對(duì)復(fù)雜結(jié)構(gòu)建模難度大，對(duì)計(jì)算時(shí)間與資源要求較高；4）開(kāi)展地面真空熱試驗(yàn)［20］，所得結(jié)果可靠性最高，但時(shí)間與經(jīng)濟(jì)成本較大，不便在設(shè)計(jì)階段開(kāi)展。

因此，目前針對(duì)輻射器的研究大多采用前2 種方法，采用CFD 與熱真空試驗(yàn)的研究較少，且基于CFD技術(shù)的研究往往以并聯(lián)管路式輻射器的一個(gè)結(jié)構(gòu)單元為研究對(duì)象，忽略了輻射器面板內(nèi)導(dǎo)熱與管路排布方式的影響。此外，現(xiàn)有基于CFD 方法的研究主要針對(duì)管翅式輻射器，暫無(wú)有關(guān)蜂窩板預(yù)埋管路式輻射器流動(dòng)換熱特性的研究，而現(xiàn)有航天器結(jié)構(gòu)傳熱一體化艙板、高剛度防撞擊可展開(kāi)輻射器均采用蜂窩板預(yù)埋管路的結(jié)構(gòu)形式［21-22］。

本文擬針對(duì)預(yù)埋雙回路串聯(lián)蛇形管網(wǎng)［23］的蜂窩結(jié)構(gòu)可展開(kāi)輻射器，采用CFD 方法，建立三維導(dǎo)熱-對(duì)流-輻射耦合傳熱等比仿真模型，并通過(guò)地面真空熱試驗(yàn)考核仿真模型，結(jié)合仿真結(jié)果評(píng)估經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)輻射器管路壓降及對(duì)流換熱系數(shù)有效性，最后利用該模型分析體積流量、入口溫度、吸收外熱流及重力對(duì)輻射器流動(dòng)傳熱特性的影響規(guī)律，為空間輻射器輕量化設(shè)計(jì)提供高精度預(yù)測(cè)工具并明晰優(yōu)化方向，同時(shí)，指導(dǎo)地面試驗(yàn)設(shè)計(jì)，提高地面試驗(yàn)結(jié)果對(duì)在軌性能預(yù)測(cè)可靠性。

1 物理與數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

本文所研究的蜂窩板預(yù)埋管路式空間輻射器長(zhǎng)1 898 mm，寬1 600 mm，厚26 mm，如圖1（a）所示。由圖可知，其內(nèi)部流體為全氟三乙氨，由入口流入輻射器，將熱量散至冷空后從出口流出。輻射器為三明治夾芯結(jié)構(gòu)，如圖1（b）所示。由圖可知，其上下兩面為高剛度的2a12 鋁合金面板，厚度為0.8 mm，中間為厚24.1 mm 的輕質(zhì)5a02 鋁合金蜂窩夾層，蜂窩夾層與輻射面板間通過(guò)厚0.15 mm 的J47膠膜連接；蜂窩夾層內(nèi)預(yù)埋有逆行雙回路串聯(lián)蛇形排布的流體管網(wǎng)，其材料為6063 鋁合金，如圖1（c）所示。流體管路橫截面結(jié)構(gòu)如圖1（d）所示，由圖可知，其內(nèi)部流體熱量通過(guò)對(duì)流傳至管路內(nèi)壁面，后經(jīng)導(dǎo)熱形式將熱量依次傳輸至管路外部翅片、膠膜、輻射面板及表面OSR 代用涂層，最后利用輻射散至背景溫度為3K 的冷空。

圖1 空間輻射器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structural diagram of the space radiator

1.2 控制方程

研究表明，當(dāng)管內(nèi)雷諾數(shù)小于2 300 時(shí)，其內(nèi)部流動(dòng)屬于層流狀態(tài)，由于本文仿真計(jì)算工況的管內(nèi)雷諾數(shù)范圍為1 063～2 277，因此可判定其內(nèi)部流動(dòng)為層流。求解以下控制方程組，獲得輻射器全域穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)、管內(nèi)穩(wěn)態(tài)壓力場(chǎng)及流場(chǎng)。

連續(xù)性方程如下：

式中：ρ為流體密度，kg/m3；xj為笛卡爾坐標(biāo)，m；uj為流體速度，m/s。

動(dòng)量守恒方程如下：

式中：xi為笛卡爾坐標(biāo)，m；ui為流體速度，m/s；下標(biāo)i為自由指標(biāo)；p為靜壓強(qiáng)，Pa；μ為動(dòng)力黏度，kg/（m2·s）；g為重力加速度，m/s2。

能量守恒方程的流體為

式中：e為比內(nèi)能，J/kg；λ為流體導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；T為溫度，K。

固體管路為

式中：kpipe為固體管路導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）。

固體蜂窩夾層為

式中：khc為固體蜂窩夾層導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）。固體輻射面板為

式中：kpan為固體輻射面板導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）。

1.3 邊界條件

本文所建立的仿真模型采用如下邊界條件［24-25］。

1）流體入口為速度入口邊界，即可得表達(dá)式如下：

式中：ux、uy、uz分別為笛卡爾坐標(biāo)系X、Y與Z軸方向的速度，m/s。

2）流體出口為充分發(fā)展邊界，即可得表達(dá)式如下：

3）管路內(nèi)表面為無(wú)滑移邊界，即可得表達(dá)式如下：

4）流體與管路、管路與輻射面板、蜂窩夾層與輻射面板耦合界面表達(dá)式：

式中：n為垂直于管路內(nèi)表面的局部坐標(biāo)，m；Tflu為流體溫度，K；Tpipe為管壁溫度，K；z為笛卡爾坐標(biāo)系下Z軸坐標(biāo)，m；Thc為蜂窩板溫度，K；Tpan為輻射面板溫度，K。

管路與輻射面板、蜂窩夾層與輻射面板的耦合界面具有一定的厚度，以此來(lái)模擬不同界面間的接觸熱阻，界面間的等效傳熱系數(shù)為500 W/（m2·K）。

5）輻射表面為外部輻射邊界，采用斯忒藩-玻耳茲曼定律計(jì)算外部輻射熱流密度，即可得：

式中：qrad為輻射熱流密度，W/m2；ε為輻射表面涂層紅外發(fā)射率；σ為輻射常數(shù)；T0為空間背景溫度，K；Tw為輻射表面溫度，K。

通過(guò)在熱控涂層內(nèi)部施加內(nèi)熱源的形式模擬空間外熱流。

6）其他固體表面為絕熱邊界，即可得：

1.4 數(shù)值方法

本文采用有限容積法（Finite Volume Method，F(xiàn)VM）求解控制方程，通過(guò)SIMPLEC 算法解決速度場(chǎng)與壓力場(chǎng)的耦合問(wèn)題，動(dòng)量方程對(duì)流項(xiàng)的離散采用Ⅱ階迎風(fēng)格式，擴(kuò)散項(xiàng)為中心差分，壓力項(xiàng)的離散采用PRESTO 格式，能量方程對(duì)流項(xiàng)與擴(kuò)散項(xiàng)的離散分別采用Ⅱ階迎風(fēng)格式與中心差分［25］。能量方程的殘差控制為10-8，其他方程的殘差控制為10-5。

1.5 參數(shù)定義

輻射器內(nèi)流體工質(zhì)全氟三乙胺、輻射面板材料2a12 鋁合金、蜂窩夾層材料5a02 鋁合金及流體管路材料6063 鋁合金的物性參數(shù)，見(jiàn)表1。其中，為了更準(zhǔn)確地模擬溫度變化對(duì)流體流動(dòng)及傳熱特性的影響，將全氟三乙胺物性擬合為關(guān)于溫度的多項(xiàng)式。此外，蜂窩夾層材料5a02 鋁合金導(dǎo)熱系數(shù)為縱向等效熱導(dǎo)率，其面內(nèi)等效熱導(dǎo)率為零，且在計(jì)算其縱向等效熱導(dǎo)率時(shí)，忽略輻射換熱的影響。

表1 流體與固體材料物性參數(shù)Tab.1 Physical parameters of the fluid and solid materials

輻射器壓降△p、管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)h、努塞爾數(shù)Nu、阻力系數(shù)f、雷諾數(shù)Re及普朗特?cái)?shù)Pr的表達(dá)式如下：

式中：pin為輻射器入口平均壓力，Pa；pout為輻射器出口平均壓力，Pa；qiw為輻射器管路平均熱流密度，W/ m2；Tiw為輻射器管路內(nèi)壁面平均溫度，K；Taf為輻射器管路流體平均溫度，K；Dh為輻射器管路當(dāng)量直徑，m；Lt為輻射器管路總長(zhǎng)，m；ν為流體運(yùn)動(dòng)黏度，m2/s；cp為流體平均溫度下的比熱容，J/（kg·K）。

2 網(wǎng)格劃分及獨(dú)立性考核

輻射器網(wǎng)格劃分如圖2 所示，固體域與流體域均采用六面體網(wǎng)格，以提高計(jì)算精度及收斂性。考慮到流體在近壁面區(qū)域沿徑向速度變化劇烈，在流體區(qū)域近壁面處施加邊界層網(wǎng)格。

圖2 空間輻射器網(wǎng)格劃分Fig.2 Grid generation of the space radiator

為了平衡計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性及計(jì)算時(shí)間，對(duì)體積流量為150 L/h，入口溫度為273.15 K，吸收外熱流170 W/m2時(shí)的輻射器壓降、換熱系數(shù)及對(duì)流換熱功率進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性考核，結(jié)果見(jiàn)表2。網(wǎng)格1 的壓降、換熱系數(shù)及對(duì)流換熱功率與網(wǎng)格3 的相對(duì)誤差分別為2.58%、1.21%、-1.48%，網(wǎng)格2的壓降、換熱系數(shù)及對(duì)流換熱功率與網(wǎng)格3的相對(duì)誤差分別為0.68%、0.66%、-0.34%，因此選用網(wǎng)格2 作為本文的計(jì)算網(wǎng)格。

表2 空間輻射器網(wǎng)格獨(dú)立性考核Tab.2 Grid independence checking of the space radiator

3 真空熱試驗(yàn)及仿真模型驗(yàn)證

輻射器真空熱試驗(yàn)原理如圖3 所示。由圖可知，整個(gè)單相流體回路除輻射器以外部分均置于真空罐外，罐內(nèi)外通過(guò)貫穿于罐壁法蘭的不銹鋼柔性管道實(shí)現(xiàn)流體與熱量的傳輸。整個(gè)試驗(yàn)系統(tǒng)采用微小流量計(jì)（適用介質(zhì)溫度：-40～85 ℃，量程：0.55～5.5 L/min，精度：≤±0.5%R.S.）測(cè)量回路流量，罐外回路部分包覆橡塑保溫棉進(jìn)行絕熱處理。

圖3 空間輻射器真空熱試驗(yàn)原理Fig.3 Schematic diagram of the vacuum thermal test for the space radiator

輻射器罐內(nèi)狀態(tài)如圖4 所示。由圖可知，為了增大輻射器與罐內(nèi)熱沉間的角系數(shù)，輻射器采用豎直放置形式，并通過(guò)鋼絲繩及角撐固定在鋁合金支架上，輻射器與角撐、鋁合金支架間采用玻璃鋼隔熱墊隔熱，輻射器外熱流通過(guò)粘貼在其表面的聚酰亞胺加熱器模擬，其表面溫度分布通過(guò)T 型熱電偶（量程：-40～85 ℃，允差：±0.5 ℃）獲得，輻射器表面未粘貼加熱器區(qū)域及加熱器表面噴涂OSR 代用涂層，以模擬OSR 的紅外發(fā)射率。輻射器進(jìn)出口管路分別設(shè)置絕壓傳感器（適用介質(zhì)溫度：-100～85 ℃，量程：0～500 kPa，精度：≤±0.25%F.S.）與Pt100 溫度傳感器（量程：-100～85 ℃，精度：B 級(jí)），以獲取輻射器壓降與進(jìn)出口溫度。真空罐內(nèi)壁為黑漆表面，紅外發(fā)射率大于0.9，試驗(yàn)開(kāi)始后，罐內(nèi)由真空泵將壓力抽至1.33×10-3Pa 以下，同時(shí)向盤(pán)旋于罐內(nèi)壁的管路通液氮，使罐內(nèi)壁溫度低于100 K，模擬空間高真空與冷黑背景。

圖4 空間輻射器真空罐內(nèi)狀態(tài)Fig.4 State in the vacuum tank of the space radiator

試驗(yàn)高、低溫工況參數(shù)見(jiàn)表3。高溫工況時(shí)，旁路處于關(guān)閉狀態(tài)，整個(gè)回路的液體全部經(jīng)輻射器散熱，星內(nèi)單機(jī)滿負(fù)荷運(yùn)行，吸收外熱流達(dá)到全年內(nèi)整軌極大值；處于低溫工況時(shí)，旁路開(kāi)啟，使輻射器所在主路流量降至最小，星內(nèi)單機(jī)無(wú)功耗，輻射器與太陽(yáng)夾角為0，無(wú)吸收外熱流。

表3 真空熱試驗(yàn)高低溫工況參數(shù)Tab.3 Parameters of the hot and cold cases for the vacuum thermal tests

高、低溫工況試驗(yàn)與仿真結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparison of the simulation and test results

表中散熱功率表達(dá)式如下：

式中：m為質(zhì)量流量，kg/s；△T為輻射器進(jìn)出口流體溫差，K；Qabs為吸收外熱流，W；A為輻射面板單側(cè)面積，m2；Qc為輻射器漏熱量，W。

該部分漏熱量主要由輻射器經(jīng)隔熱墊傳至支架，經(jīng)傅里葉導(dǎo)熱定律計(jì)算，高、低溫工況下的漏熱量分別為33.63 W 和30.76 W。

結(jié)果表明，在高、低溫工況下，輻射器壓降模擬值與試驗(yàn)測(cè)試值的相對(duì)誤差分別為3.45%和2.97%，散熱功率的模擬值與試驗(yàn)測(cè)試值相對(duì)誤差分別為2.36%和2.86%。由于仿真值與試驗(yàn)測(cè)試值之間相對(duì)誤差較小，因此可驗(yàn)證本文仿真模型的正確性。

4 仿真結(jié)果分析

4.1 體積流量的影響

對(duì)于均勻壁溫條件下的管內(nèi)充分發(fā)展層流，其fRe與Nu分別恒等于64 與3.66，因此，可通過(guò)式（18）～式（22）計(jì)算輻射器管路充分發(fā)展段的理論沿程壓降與對(duì)流換熱系數(shù)。另外，由于層流換熱的熱入口段長(zhǎng)度往往大于流動(dòng)入口段，因此在工程上常使用齊德-泰特（Sider-Tate）公式計(jì)算管路的平均Nu，以考慮熱入口段的影響：

上式的定性溫度為流體平均溫度，但動(dòng)力黏度μiw按照內(nèi)壁面平均溫度計(jì)算，實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證范圍如下：

對(duì)于彎管段引起的局部壓降，可通過(guò)下式計(jì)算：

式中：ploc為彎管段引起的局部壓降，Pa；ζ為局部損失系數(shù)，此處根據(jù)不同的參考文獻(xiàn)分別取值0.2［26］與0.46［27］。

不同體積流量下，輻射器壓降（沿程壓降與局部壓降之和）、管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)的理論值與模擬值，以及輻射器散熱功率、管內(nèi)流體平均溫度的模擬值如圖5 所示。由圖可知，隨著體積流量的增大，輻射器壓降逐漸增大，ζ為0.2 時(shí)，理論值與模擬值的相對(duì)誤差從-4.22%增大至-14.78%，而ζ為0.46 時(shí)，理論值與模擬值的相對(duì)誤差從-1.83% 增大至-10.15%（圖5（a））。同時(shí)，對(duì)流換熱系數(shù)明顯增大，采用充分發(fā)展段Nu計(jì)算公式獲得的理論值與模擬值的相對(duì)誤差從-42.95%增大至-61.93%，而采用齊德-泰特公式計(jì)算的理論值與模擬值的相對(duì)誤差從-19.91%增大至-33.18%（圖5（b））。因此，在單相流體回路輻射器熱設(shè)計(jì)時(shí)，推薦采用CRANE 公司推薦的局部損失系數(shù)及齊德-泰特公式預(yù)測(cè)管路壓降和對(duì)流換熱系數(shù)。此外，伴隨著體積流量的增大，輻射器散熱功率不斷提高，這是因?yàn)轶w積流量的增大，不僅強(qiáng)化了管內(nèi)的對(duì)流換熱系數(shù)，而且提升了管路內(nèi)部流體的平均溫度（圖5（c）），進(jìn)而增大了輻射器面板的平均工作溫度。

圖5 不同體積流量下輻射器壓降與散熱特性Fig.5 Pressure drop and heat dissipation characteristics of the radiator at different volume flow rates

4.2 入口溫度的影響

輻射器壓降、換熱系數(shù)與輻射散熱功率隨入口溫度的變化情況如圖6 所示。隨著入口溫度的增加，流體平均溫度升高，引起流體動(dòng)黏度降低、導(dǎo)熱系數(shù)增大，最終導(dǎo)致輻射器壓降減小、對(duì)流換熱系數(shù)增強(qiáng)（圖6（a））。而流體平均溫度與對(duì)流換熱系數(shù)升高，將提高輻射面板的溫度水平，進(jìn)而提升輻射器散熱功率（圖6（b））。

圖6 不同入口溫度下輻射器壓降與散熱特性Fig.6 Pressure drop and heat dissipation characteristics of the radiator at different inlet temperatures

對(duì)于體積流量一定的輻射器，如已知集熱器收集的最大熱功率，可通過(guò)圖6（b）獲得輻射器的最大入口溫度，即集熱器內(nèi)流體最高溫度，進(jìn)而根據(jù)集熱器的對(duì)流換熱系數(shù)計(jì)算其與單機(jī)接觸面的最高溫度。如設(shè)計(jì)裕度較高，可進(jìn)一步降低輻射器散熱面積，實(shí)現(xiàn)輻射器的輕量化設(shè)計(jì)。

4.3 吸收外熱流的影響

不同吸收外熱流下，輻射器壓降、對(duì)流換熱系數(shù)、輻射與對(duì)流換熱量如圖7 所示。由圖7 可知，隨著輻射器吸收外熱流的增大，其壓降略有降低，對(duì)流換熱系數(shù)略微提升（圖7（a）），這與吸收外熱流增大引起流體對(duì)流換熱量降低，平均溫度升高有關(guān)。但輻射器總輻射功率隨著外熱流的增大而增大（圖7（b）），這是因?yàn)槲胀鉄崃髟龃螅岣吡溯椛涿姘灞砻嫫骄鶞囟?，同時(shí)降低了流體與輻射面板間的溫差，如圖8 所示。另外，由圖8 可知，輻射器的溫度分布均勻性主要由流體溫度沿程變化所決定，不同吸收外熱流功率下輻射器面板溫度分布具有相似性，且隨著吸收外熱流從130 W/m2增大至210 W/m2，流體進(jìn)出口溫差降低，使得輻射面板表面溫差從12 K 降至9 K。

圖7 不同吸收外熱流下輻射器壓降與散熱特性Fig.7 Pressure drop and heat dissipation characteristics of the radiator at different absorbed external heat fluxes

圖8 不同吸收外熱流下輻射器面板溫度場(chǎng)Fig.8 Temperature fields of the radiator panel at various absorbed external heat fluxes

4.4 重力的影響

對(duì)比常重力條件下，以及豎直與水平放置的輻射器同零重力環(huán)境下的輻射器壓降、對(duì)流換熱系數(shù)和對(duì)流散熱功率，如圖9 所示。結(jié)果表明，重力對(duì)不同放置條件下的輻射器壓降及豎直放置的輻射器對(duì)流換熱系數(shù)、散熱功率影響甚微（圖9（a），圖9（b）），但對(duì)于水平放置的輻射器，重力可提高其對(duì)流換熱系數(shù)及散熱功率（圖9（b），圖9（c）），尤其在低體積流量條件下，圖9（c）表明，當(dāng)體積流量為70 L/h 時(shí)，重力使水平放置的輻射器散熱能力提高約2.86%。這是因?yàn)樵谥亓τ绊懴?，水平放置的輻射器管路橫截面內(nèi)會(huì)產(chǎn)生由浮升力引起的自然對(duì)流，中心的高溫流體密度低，管壁附近的低溫流體密度高，形成由中部自下而上，后沿壁面自下而上的二次流，速度場(chǎng)中心高速區(qū)域也在二次流的影響下向頂部移動(dòng)，溫度場(chǎng)最終呈現(xiàn)出頂部高溫流體，底部低溫流體的分層現(xiàn)象，如圖10 所示。重力引起的截面二次流不僅增強(qiáng)了流體對(duì)壁面的沖刷效果，強(qiáng)化了換熱能力，同時(shí)也提高了流體溫度分布的均勻性，尤其是近壁面附近流體溫度升高，進(jìn)一步增強(qiáng)了管內(nèi)對(duì)流換熱效果。而重力對(duì)豎直管道內(nèi)流場(chǎng)的影響主要體現(xiàn)在主流速度場(chǎng)的分布，并不引起截面二次流的產(chǎn)生。在本文工況條件下，重力對(duì)豎直管主流速度場(chǎng)影響有限，其內(nèi)部對(duì)流對(duì)強(qiáng)制對(duì)流換熱的影響甚微。

圖10 重力對(duì)水平放置輻射器出口處速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)的影響Fig.10 Effects of gravity on the velocity and temperature fields of the radiator placed horizontally at the outlet

5 結(jié)束語(yǔ)

本文構(gòu)建了蜂窩板預(yù)埋管路式空間輻射器三維CFD 仿真模型，在經(jīng)真空熱試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證基礎(chǔ)上，對(duì)輻射器流動(dòng)散熱特性展開(kāi)研究，獲得如下結(jié)論。

1）對(duì)于工程快速設(shè)計(jì)，推薦采用CRANE 公司的局部損失系數(shù)計(jì)算公式及包含入口效應(yīng)的齊德-泰特公式，預(yù)測(cè)管路彎管處壓降和管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)，但其預(yù)測(cè)精度會(huì)隨著體積流量的增大而降低，CFD 方法相比經(jīng)驗(yàn)公式具有更高的預(yù)測(cè)精度。

2）輻射器入口溫度的升高對(duì)降低輻射器壓降，增強(qiáng)其散熱能力作用明顯，優(yōu)化集熱器對(duì)流換熱能力，有助于提高輻射器入口溫度允許上限，減少輻射器散熱面積，實(shí)現(xiàn)其輕量化設(shè)計(jì)。

3）吸收外熱流的增大可提高輻射器的輻射散熱功率及溫度均勻性，但會(huì)降低其對(duì)流散熱功率。

4）較零重力條件，常重力條件對(duì)豎直放置輻射器的流動(dòng)散熱性能影響甚微，但在低體積流量下，需考慮常重力對(duì)水平放置輻射器對(duì)流換熱系數(shù)及散熱功率的影響，因此在地面真空熱試驗(yàn)時(shí)，豎直放置輻射器宜。