载人航天器辐射器面板布局对散热能力的影响分析

靳　健　于文泽　王宇宁（中国空间技术研究院载人航天总体部，北京 100094）

载人航天器辐射器面板布局对散热能力的影响分析

靳健于文泽王宇宁
（中国空间技术研究院载人航天总体部，北京 100094）

以载人航天器广泛采用的圆筒辐射器为研究对象，建立辐射器散热能力数学分析模型，对比分析集中式和分块式面板布局形式给辐射器散热能力带来的影响，对比的参数包括管路长度、液体工质流量和管路入口液体工质温度。计算结果表明：在辐射器面板面积和管路长度相同的前提下，管路长度和面板分块数的变化，会造成2类辐射器散热能力的显著差异，管路长度越短，面板分块数越多，集中式布局辐射器比分块式布局辐射器的散热能力越强，最大散热能力差异达到16.0%，最小散热能力差异为13.5%。液体工质流量和管路入口液体工质温度，对2类辐射器散热能力的差异影响较小，不超过2.0%。因此，辐射器设计时不应忽略面板布局对散热能力的影响，应尽可能集中布置辐射器面板。

载人航天器辐射器；散热能力；流体回路；液体工质

1　引言

与卫星等非载人航天器相比，空间站、载人飞船等载人航天器通常具有热负荷水平高且随工作模式改变而大幅度变化的特点［1-5］。国内外载人航天器均采用以主动控温措施为主、被动控温措施为辅的热设计方式，实现舱内空气环境、结构和设备的温度控制。主动控温回路是载人航天器最广泛使用的主控控温措施，回路收集的热量传递至辐射器面板，并最终通过辐射器面板排散至外空间，因此，辐射器散热能力的大小对载人航天器控温系统的性能具有重要影响。

为了在满足散热需求的前提下尽可能减小辐射器质量、安装面积，必须分析不同参数对辐射器散热能力的影响，这些参数既包括辐射器面板相关参数，也包含回路相关参数。文献［6-7］在选择热控涂层、确定辐射器工作温度、辐射器面积及方位方面进行了研究。文献［8］中计算分析了辐射器肋片的温度分布，并计算了肋片效率。文献［9］对管肋式辐射器的散热能力进行了数值模拟，分析了肋宽、空间热沉温度等参数对辐射器散热能力的影响。文献［10］对辐射器肋宽进行了优化，得出了辐射器的最佳能质比对应的肋宽表达式。文献［11］对美国可用于空间站辐射器中的6种热控涂层的性能、价格、质量以及成熟性进行了研究，确定了最适用于空间站辐射器的热控涂层。综上所述，目前关于辐射器参数的研究主要集中于肋片尺寸等局部参数以及辐射器表面涂层热物性参数，但在优化局部参数后评估辐射器整体散热能力时，通常只是针对一块单一的辐射器面板。事实上，随着载人航天器的发展，其构型布局越来越复杂，舱体外须要布置传感器、机械臂、姿态控制发动机、扶手、舷窗、太阳翼等结构设备，难以集中布置单一的辐射器面板。此外，随着载人航天器规模的增大，制造大面积整块辐射器的工艺难度也越来越大，辐射器通常要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。因此，须要分析面板布局形式给辐射器散热能力带来的差异，为辐射器设计提供依据。

针对上述问题，本文以目前载人航天器广泛采用的圆筒辐射器建立散热数学分析模型，在辐射器散热面积、管路长度以及飞行姿态都相同的情况下，对集中式和分块式2种面板布局方式的辐射器散热能力进行对比分析，以获得不同参数对2类辐射器散热能力的影响。

2　数学分析模型

本文采用Sinda-Fluint软件建立圆筒辐射器散热能力数学分析模型，参考文献［12］，主要控制方程描述如下。

质量方程为

式中:ρ为液体工质密度；S为管路截面积；u为液体工质流速；t为计算时间；x为液体工质流动距离。

动量方程为

式中:P为液体工质压力；液体工质流动局部阻力Fa=—fa·（ρu2S）/2，fa为局部阻力系数；沿程壁面摩擦阻力Fm=fm·（ρu2S）/2，fm为沿程阻力系数；sM为液体工质流动中的动量源。

能量方程为

式中:U为液体工质内能；H为液体工质焓值；λ为液体工质导热系数；h为对流换热系数；Tw为管壁温度；T为液体工质温度；Sw为对流换热面积；Qi为输入热量。

为了使模型封闭，必须引入流动传热的物理关系式。将式（1）～（3）中的空间项离散，时间项保持连续，将分布参数问题转化为集中参数问题，得到离散模型，见式（4）～（6）。

式中:M为液体工质节点质量；en为第n根管路的流率矫正系数；θn为第n根管路内液体工质的质量流率。

式中:Sf为管路流通截面积；L为管路长度；Pu为管路上游静压；Pd为管路下游静压；Kc为额外压头系数，用于计算液体工质流动中体积力等因素的影响；fng为非可恢复性损失系数，代表液体工质与管壁间摩擦引发的液体工质流动沿程阻力；Z为流率指数，与液体工质流态有关，完全层流时是0.0，完全紊流时是1.0；fg为可恢复性损失系数，用于计算因流体工质密度变化引发的局部流速变化带来的流阻；fa为附加压头阻力系数，代表局部阻力的损失。

质量流率∂（ρu S）/∂t对应dθn/dt，压力项—S· ∂P/∂x对应Sf（Pu—Pd）/L，动量源项sM对应Sf· Kc/L，沿程阻力项Fm对应Sf·fng·θn·|θn|Z/L，局部阻力项Fa对应Sf［fg·θn2+fa·θn·|θn|/ （2ρSf2）］/L。

式中:hn为第n根管路内液体工质焓值；Qd为液体工质节点能量源或能量汇；Pl为液体工质静压；Vd为节点容积变化率；Vo为体积流率；Co为节点外壁兼容系数（在此取0）。

辐射器面板等效热沉温度Ts的计算公式为

式中:ε为辐射器面板红外发射率；σ为玻尔兹曼常量；αs为辐射器面板太阳吸收率；q1为太阳辐射热流；q2为地球反射太阳辐射热流；q3为地球红外辐射热流。

每一个辐射器微面元的散热能力计算公式为

d Q=εσηW（Tp4—Ts4）d x（8）

式中:Q为辐射器散热能力；η为辐射器肋片传热效率；W为辐射器宽度；Tp为辐射器面板温度。

3　计算结果与分析

通过上述数学分析模型，计算对比2类布局方式的辐射器散热能力，仿真分析采用低地球轨道（LEO），轨道高度为400km，太阳入射角为0º。载人航天器在轨飞行采用三轴对地姿态，辐射器轴线与载人航天器飞行速度方向一致。太阳常数为1354W/m2，地球反射太阳辐射系数选为0.3，计算地球红外辐射时设定地球辐射温度为250K。

在面板表面涂层热物性、面板面积、布局、轨道姿态等参数已经确定的情况下，影响辐射器散热能力的主要参数包括管路长度、液体工质流量和管路入口液体工质温度，下文对比分析这3个参数变化对辐射器散热能力的影响。

3.1简化的辐射器模型

面板为圆筒形式的辐射器是目前我国载人航天器应用最为广泛的辐射器结构形式，因此，本文选定圆筒辐射器为研究对象。圆筒辐射器的管路以螺旋方式布局，管路外壁与辐射器面板内侧连接，液体工质在循环泵的驱动下在管路内流动，液体工质的热量通过管壁传递至辐射器面板内侧，再传递至辐射器面板外侧，最终通过辐射器外表面以热辐射的方式排散至外空间［10，12-13］。本文设定了二并联管路辐射器和三并联管路辐射器散热能力对比分析模型。

（1）二并联管路辐射器:集中式布局辐射器面板为一个圆筒结构，半径为2m，高度为4m，流体回路分为2条长度相同的并联回路，辐射器面板外侧涂层的太阳吸收率为0.2，红外发射率为0.92，如图1（a）所示。分块式布局辐射器面板为2个完全相同的圆筒结构，2个圆筒同轴，间隔为1m，圆筒半径为2m，每个圆筒高度为集中式布局辐射器面板高度的一半，即2m，每个辐射器面板布置一条流体回路，流体回路的长度与集中式布局辐射器面板中单条回路一致，辐射器面板外侧涂层热物性参数与集中式布局辐射器面板相同，如图1（b）所示。

（2）三并联管路辐射器:集中式布局辐射器面板为一个圆筒结构，半径为2m，高度为6m，流体回路分为3条长度相同的并联回路，辐射器面板外侧涂层的太阳吸收率为0.2，红外发射率为0.92，如图2（a）所示。分块式布局辐射器面板为3个完全相同的圆筒结构，3个圆筒同轴，间隔为1m，圆筒半径为2m，每个圆筒高度为集中式布局辐射器高度的1/3，即2m，每个辐射器面板布置一条流体回路，流体回路的长度与集中式布局辐射器中单条回路一致，辐射器面板外侧涂层热物性参数与集中式布局辐射器相同，如图2（b）所示。

在二并联管路辐射器和三并联管路辐射器中，集中式布局辐射器和分块式布局辐射器的面板总面积、管路总长度以及每匝管路的间隔都是一致的，只是面板布局方式不一致，在轨道参数和飞行姿态也一致的前提下，对比辐射器散热能力的差异。

图1　二并联管路辐射器模型Fig.1　Model of radiator with two coupled loops

图2　三并联管路辐射器模型Fig.2　Model of radiator with three coupled loops

3.2管路长度的影响

管路采用螺旋式布局，因此管路匝数与管路长度成正比关系。为表示方便，通过管路匝数来衡量管路长度，管路匝数越多，管路长度越长。设定与分块式布局辐射器每块面板连接的流体管路匝数为N，则与集中式布局辐射器面板连接的流体管路匝数为2N或3N。由于辐射器面板高度固定，随着管路匝数的增加，每匝管路的间隔将减小。设定辐射器管路入口液体工质温度为293.15K（20℃），每条管路的液体工质流量为400kg/h。计算分析随着N的变化，2类辐射器散热能力的变化。以N=3为例，辐射器管路出口液体工质温度见图3和图4。

图3和图4中，2类辐射器管路出口液体工质温度均随着在轨时间的变化而发生周期性变化，这是因为不同在轨时间对应着不同的轨道位置，对应着不同的外热流情况，阳照区辐射器散热能力较差，管路出口液体工质温度上升，阴影区辐射器散热能力较强，管路出口液体工质温度下降。由图3和图4可知:分块式布局辐射器各条管路出口液体工质温度基本一致，这是因为各个面板和管路的布局一致；而集中式布局辐射器各条管路出口液体工质温度存在差异，这是因为各管路在布局上存在差异。此外，2类辐射器管路出口液体工质温度之间也存在差异，以图3为例，分块式布局辐射器对应的管路出口液体工质温度峰值为276.5K，谷值为267.0K，而集中式布局辐射器对应的管路出口液体工质温度峰值为275.5～276.0K，谷值为265.0～266.0K。

设定辐射器管路入口液体工质温度与出口的温度之差为ΔT，则辐射器散热能力为Q=ρuSCpΔT（9）

式中:Cp为液体工质的热容。

集中式布局辐射器与分块式布局辐射器散热能力的差异是（Qt—Qs）/Qs（Qt和Qs分别为集中式布局和分块式布局辐射器的散热能力）。辐射器管路出口液体工质最高温度对应的是辐射器散热能力最小状态，最低温度对应的是辐射器散热能力最大状态，本文分析了随着管路匝数N的变化，辐射器最大散热能力差异和最小散热能力差异的变化趋势，如图5和图6所示。

由图5和图6可知，当管路匝数较少时，也就是管路长度较小时，每匝管路的间距较大，集中式布局辐射器散热能力要明显高于分块式布局辐射器。

对于二并联管路辐射器，当N=2时，集中式布局辐射器最大散热能力比分块式布局辐射器高12.0%，最小散热能力高9.0%。随着N的增加，二者的差异逐渐缩小，当N≥6时，二者差异已经可以忽略。对于三并联管路辐射器，当N=2时，集中式布局辐射器最大散热能力比分块式布局辐射器高16.0%，最小散热能力高13.5%。随着N的增加，二者的差异逐渐缩小，当N≥6时，二者差异已经可以忽略。

图3　二并联管路辐射器管路出口液体工质温度（N=3）Fig.3　Working liquid temperature at loop exit of radiator with two coupled loops（N=3）

图4　三并联管路辐射器管路出口液体工质温度（N=3）Fig.4　Working liquid temperature at loop exit of radiator with three coupled loops（N=3）

图5　辐射器最大散热能力差异随管路匝数的变化趋势Fig.5　Varying trend of max heat dissipation potential difference of radiators vs loop turns

图6　辐射器最小散热能力差异随管路匝数的变化趋势Fig.6　Varying trend of min heat dissipation potential difference of radiators vs loop turns

上述结果表明，管路长度变化会造成2类辐射器散热能力的差异，在同面积、同管路长度的前提下，管路长度越短，集中式布局辐射器散热能力越优于分块式布局辐射器。此外，与集中式布局辐射器相比，分块式布局辐射器分散的子块越多，散热能力损失就越多。因此，辐射器面板布局时应尽可能采取集中式布局方式，尤其是管路长度较短时。如果采取分块式布局方式，会造成辐射器面板总面积需求的增大。当管路长度较大时，2类散热器散热的差异可以忽略。

3.3液体工质流量的影响

针对N=6和N=2，设定辐射器管路入口液体工质温度为293.15 K（20℃），分析液体工质流量变化对辐射器最大散热能力差异和最小散热能力差异的影响，如图7和图8所示。

图7　辐射器最大散热能力差异随液体工质流量的变化趋势Fig.7　Varying trend of max heat dissipation potential difference of radiators vs working liquid flux

图8　辐射器最小散热能力差异随液体工质流量的变化趋势Fig.8　Varying trend of min heat dissipation potential difference of radiators vs working liquid flux

由图7和图8可知，在200～800 L/h的流量变化范围内，计算结果如下。

（1）对于N=2的二并联管路辐射器，集中式布局辐射器最大散热能力比分块式布局辐射器高10.0%～12.0%，对于N=2的三并联管路辐射器，集中式布局辐射器最大散热能力比分块式布局辐射器高14.5%～16.0%。

（2）对于N=2的二并联管路辐射器，集中式布局辐射器最小散热能力比分块式布局辐射器高8.0%～10.0%，对于N=2的三并联管路辐射器，集中式布局辐射器最小散热能力比分块式布局辐射器高13.0%～15.0%。

（3）对于N=6的二并联管路辐射器，集中式布局辐射器最大散热能力比分块式布局辐射器高0.0%～2.0%，对于N=6的三并联管路辐射器，集中式布局辐射器最大散热能力比分块式布局辐射器高0.5%～2.0%。

（4）对于N=6的二并联管路辐射器，集中式布局辐射器最小散热能力比分块式布局辐射器高0.0%～2.0%，对于N=6的三并联管路辐射器，集中式布局辐射器最小散热能力比分块式布局辐射器高1.0%～1.5%。

由上述结果可知，液体工质流量的变化对2类辐射器最大散热能力差异和最小散热能力差异的影响很小，在200～800 L/h的变化范围内，2类辐射器散热能力差异的变化幅度不超过2.0%。

3.4管路入口液体工质温度的影响

针对N=6和N=2，设定每条管路入口的液体工质流量为400 L/h，分析管路入口液体工质温度变化对辐射器最大散热能力差异和最小散热能力差异的影响，如图9和图10所示。

由图9和图10可知，在273.15～323.15 K的入口工质温度变化范围内，计算结果如下。

（1）对于N=2的二并联管路辐射器，集中式布局辐射器最大散热能力比分块式布局辐射器高10.2%～12.0%；对于N=2的三并联管路辐射器，集中式布局辐射器最大散热能力比分块式布局辐射器高14.4%～16.0%。

（2）对于N=2的二并联管路辐射器，集中式布局辐射器最小散热能力比分块式布局辐射器高8.2%～10.1%；对于N=2的三并联管路辐射器，集中式布局辐射器最小散热能力比分块式布局辐射器高12.2%～13.4%。

（3）对于N=6的二并联管路辐射器，集中式布局辐射器最大散热能力比分块式布局辐射器高0.0%～1.4%；对于N=6的三并联管路辐射器，集中式布局辐射器最大散热能力比分块式布局辐射器高1.4%～2.4%。

（4）对于N=6的二并联管路辐射器，集中式布局辐射器最小散热能力比分块式布局辐射器高0.0%～1.5%；对于N=6的三并联管路辐射器，集中式布局辐射器最小散热能力比分块式布局辐射器高1.4%～2.6%。

由上述结果可知，管路入口液体工质温度变化对2类辐射器最大散热能力差异和最小散热能力差异的影响很小，在273.15～323.15 K的变化范围内，2类辐射器散热能力差异的变化幅度不超过2.0%。

图9　辐射器最大散热能力差异随管路入口液体工质温度的变化趋势Fig.9　Varying trend of max heat dissipation potential difference of radiators vs working liquid temperature at loop entrance

图10　辐射器最小散热能力差异随管路入口液体工质温度的变化趋势Fig.10　Varying trend of min heat dissipation potential difference of radiators vs working liquid temperature at loop entrance

4　结论

本文针对圆筒结构辐射器建立了非稳态数学分析模型，在相同管路长度和面板面积的前提下，对集中式布局辐射器和分块式布局辐射器在不同参数下的散热能力进行了对比分析，主要结论如下。

（1）管路长度对2类辐射器散热能力差异的影响较大，管路长度越短，集中式布局辐射器散热能力越大于分块式布局辐射器。随着管路长度的增长，2类辐射器的散热能力也越来越接近。

（2）与集中式布局辐射器相比，分块式布局辐射器分散的子块越多，散热能力损失越多。

（3）针对本文中作为算例的2类圆筒结构辐射器，液体工质流量对2类辐射器散热能力差异的影响较小，200～800 L/h的变化范围内，2类辐射器散热能力差异的变化幅度不超过2.0%。

（4）针对本文中作为算例的2类圆筒结构辐射器管路，入口液体工质温度对2类辐射器散热能力差异的影响较小，在273.15～323.15 K的变化范围内，2类辐射器散热能力差异的变化幅度不超过2.0%。

（5）根据本文的分析结果可知，在条件允许的情况下，辐射器面板应尽可能采取集中式布局方式。如果因为布局限制或加工工艺限制，须要采用分块式布局方式，则应通过仿真分析确定面板数量、单块面板面积以及每块面板对应的管路长度和布局，管路的流程不应过短，分块数目应尽可能少，这样能够减小因为布局方式带来的散热能力损失。

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（编辑：夏光）

Impact Analysis of Radiator Plate Layout of Manned Spacecraft on Heat Dissipation Potential

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

A mathematical analysis model of heat dissipation potential of cylinder radiator used in manned spacecraft is widely developed.Based on this model，the impacts of distributed and centralized plate layout on radiator heat dissipation potential are analyzed in terms of different parameters，including loop length，working liquid flux and working liquid temperature at loop entrance.According to the calculation results，with the same plate area and loop length，the loop length and sub-plate number can bring non-ignorable difference of heat dissipation potential between radiators with different layout.The shorter the loop length is or the more sub-plates are，the better the heat dissipation potential of radiator with centralized layout is，compared with that of radiator with distributed layout.The difference of maximum heat dissipation potential can be up to 16.0%，and the difference of minimum heat dissipation potential can be up to 13.5%.Working liquid flux and temperature at loop entrance have little impact on heat dissipation potential difference between radiators with different layout，making the difference less than 2.0%.During radiator design，impact of plate layout on heat dissipation potential should not be neglected，and it is better to select centralized plate layout.

manned spacecraft radiator；heat dissipation potential；fluid loop；working liquid

V476

A

10.3969/j.issn.1673-8748.2016.03.007

2016-01-04；

2016-03-23

国家重大科技专项工程

靳健，男，博士，高级工程师，从事载人航天器热管理系统和载人环境控制系统设计工作。Email：jinjian0331@ 126.com。