GEO长寿命卫星热管在轨等温性能分析

2020-11-26刘百麟李一帆胡帼杰王录

中国空间科学技术 2020年6期

刘百麟，李一帆，胡帼杰，王录

1. 中国空间技术研究院通信与导航卫星总体部，北京 100094 2. 北京空间飞行器总体设计部空间热控技术北京市重点实验室，北京 100094

热管是20世纪60年代[1]发展起来的一种传热元件，它利用工作介质的相变过程进行传热，具有高导热性能和等温特性，可在空间微重力环境中可靠地实现长距离、大负荷热传输。热管技术因其具有的优良特性，作为高效率热传输技术[2-5]已成为航天器热控的重要手段，尤其是槽道热管在卫星上的应用[6-7]更为普遍，主要用于散热辐射器等温化与热传输。高轨通信系列卫星具有千瓦级以上的热传输与排散需求，故在卫星热控系统设计中使用大量的槽道热管(约占热控重量的60%)构成热管网络实现热传输，其热管传热性能的稳定性与可靠性直接影响卫星热控效果与服务寿命，是卫星热控设计的关键特性之一。随着航天技术的不断发展，用户不仅对通信卫星有效载荷使用数量需求剧增，对卫星长寿命、高可靠的需求也日益提高[8]，从中容量卫星平台到大容量卫星平台，提供有效载荷功率由约1 kW增加到8 kW，服务寿命由8年提高到15年。可靠高效的热控系统是空间飞行器安全工作的首要前提。从国内外已发射卫星的故障分析[9-10]可以发现，因热控系统的故障导致任务失败的概率很小，因此在进行长寿命卫星设计时，更应重视热控系统部件的性能衰退对卫星寿命的限制，诸如热管等关键传热元件性能衰退更应受到关注，研究其性能衰退变化规律，以适应卫星寿命不断延长的需要。

热管作为星载高压器械，经过一套严格的设计、加工制造、性能测试等研制规范体系加以质量保证，在地面阶段通过严格的检漏、制造工艺及环境应力试验筛选等手段来消除早期失效，而必经的地面高温处理与在轨高温工况都会加速热管内积累不凝气体[11]，仍存在引起性能衰退的风险，这是生产制造过程中不可避免的。有关热管传热性能的研究几乎都局限于设计阶段早期的传热性能测试、机理分析与试验研究[12-14]，仅有李国强等[15]，对资源卫星所使用两种矩形槽道热管的在轨等温性能进行了评价，获得LEO卫星热管3～5年的等温性能变化趋势，研究结论对GEO长寿命卫星热管性能变化趋势借鉴有限。GEO长寿命卫星热管在轨等温性能实际变化规律有待研究，有必要基于在轨数据对高轨长寿命卫星热管等温传热性能进行分析，以指导卫星工程设计应用与改进方向，这也是评估长寿命热管全寿命周期在轨性能退化规律真实有效的方法，故本文对此展开相关分析与评价。

1 热管在轨等温性能分析

中国GEO长寿命卫星热设计常用矩形槽道热管与Ω形槽道热管，热管截面外形如图1所示[4]。卫星热设计时，热管预埋或外贴安装于散热辐射器舱板上实现热传输，通常对热管复合于蜂窝板后的等温性有不超过一定范围的要求。预埋热管安装在大功率高发热设备(如：行波管、电源等)安装舱板内作为匀温热管实现局部热量的远程传输，外贴热管安装在舱板表面作为平衡热管，在构成正交热管网络辐射器中拉平预埋热管之间温度水平，通过正交热管网络设计起到等温化及热量传输的双重目的。

图1 中国GEO长寿命卫星常用热管截面示意Fig.1 Sectional schematic diagram of commonly used heat pipes for GEO long-life satellites in China

根据热管工作原理，热管的等温传热性能综合体现了热管内工质泄漏程度、不凝气体释放量、传热能力等性能优劣，热管热端(蒸发段)与冷端(冷凝段)温差越小，即等温性能越好，则表明工质泄漏少、传热能力强、不凝气体释放量小，热管性能就越优良。卫星在轨飞行期间，热管等温性能也是唯一可通过星上遥测数据采集分析的热管性能表征参数。中国已成功发射了中容量和大容量平台几十颗GEO长寿命卫星，卫星采用三轴稳定对地定向运行姿态(X轴指向飞行方向、Y轴垂直轨道面、Z轴指向地球)，部分卫星在轨运行已长达10年以上。由卫星热管布局设计与测温点设置，对同一根热管两端测温点同一时刻的遥测温度数值求差运算，即可获得该时刻的热管等温性量值。按此方法，选取两端均设置测温点的热管为研究对象，基于热管两端测温点遥测数据，应用数理统计全寿命期内不同飞行时刻的热管等温性量值，即可数值分析热管在轨等温性能随飞行时间的变化规律。

1.1 中容量平台卫星热管在轨等温性能分析

中容量平台某卫星在轨稳定运行长达12年，该星共使用20多根铝-氨轴向槽道热管，其中3根预埋热管两端均设置测温点，且这3根热管在空间独立分布，无热耦合关联。以这3根热管为研究对象，为使分析结果更加全面、可信，对在轨12年飞行期间每间隔4 h提取遥测数据进行抽样分析。

该卫星全寿命期内热管在轨等温性统计分析结果详见表1。由表1可知，在轨12年飞行期间，北板(-Y向)热管温差年均值变化范围0.26～0.33℃，波动幅度均在4.2%以内；温差年最大峰值变化范围0.73～1.06℃，与第一年相比，年最大峰值平均增长约35%，其中最大涨幅约40%，出现在第5年。南板(+Y向)热管温差年均值变化范围0.45～0.68℃，年均值平均增长20%，其中最大涨幅约51.1%；温差年最大峰值变化范围0.52～1.60℃，与第一年相比，年最大峰值平均增长约97.9%，自第8年起最大峰值骤升，其中最大涨幅高达207.6%。

表1 中容量平台卫星热管在轨等温性统计分析结果

注：T — 温度年变化范围；ΔTave— 温差年均值；ΔTmax— 温差年最大峰值。

从表1热管在轨温差数据逐年变化来看，随着在轨飞行时间推移，卫星温度水平逐渐升高，南板(+Y向)、北板(-Y向)热管等温性能均出现不同程度的退化趋势，尤其是到寿命末期，其退化愈加明显。图2和图3给出了全寿命期内典型阶段的南、北板热管在轨等温性变化趋势。如图2、图3所示，每年内热管在轨等温性能呈季节性变化规律，随飞行时间推移，该规律性愈加突显，其中，南板热管两端温差在冬至(12月22日)前后达到最大峰值，北板热管两端温差在夏至(6月22日)前后达到最大峰值。经分析南、北板热管温度水平发现，受GEO空间外热流变化规律影响，南板在冬至日前后受太阳外热流辐照达到最强，南板热管温度水平达到年度最高(约37℃)，而北板在夏至日前后受太阳外热流辐照达到最强，北板热管温度水平达到年度最高(约42℃)。可见，受外热流变化导致热管温度水平变化，热管温度水平对其两端温差大小影响显著，在轨高温工况时热管两端温差增大，其等温性能下降，反之，在轨低温工况时热管两端温差则减小，等温性能好。由此可知，热管在轨等温传热性能受其温度水平影响较大，二者成反比关系。

图2 中容量平台卫星载荷舱南板热管在轨等温性变化趋势Fig.2 On-orbit isothermal variation trend of the heat pipe on the south slab of satellites based on the medium capacity platform

图3 中容量平台卫星载荷舱北板热管在轨等温性变化趋势Fig.3 On-orbit isothermal variation trend of the heat pipe on the north slab of satellites based on the medium capacity platform

1.2 大容量平台卫星热管在轨等温性能分析

大容量平台A、B两颗卫星在轨稳定运行分别为10.5年和8.5年，两颗卫星均使用70余根铝-氨轴向槽道热管。A星有7根热管两端均设置测温点，B星有4根热管两端均设置测温点，以这11根热管为研究对象，为使分析结果更加全面、可信，对其在轨飞行期间每间隔4 h提取遥测数据进行抽样分析。

A星飞行期间热管在轨等温性统计分析结果详见表2。由表2可知，在轨10.5年飞行期间，北板(-Y向)热管温差年均值变化范围0.06～0.25℃，波动幅度均在11.6%以内，但各热管之间年均值差异较大；温差年最大峰值变化范围0.32～0.33℃，与第一年相比，年最大峰值涨幅约在3%以内，几乎稳定不变。南板(+Y向)热管温差年均值变化范围0.02～0.24℃，波动幅度均在25%以内，但各热管之间年均值差异较大；温差年最大峰值变化范围0.33～0.34℃，与第一年相比，最大峰值涨幅约在3%以内，几乎稳定不变。

表2 大容量平台A卫星热管在轨等温性统计分析结果

从表2热管在轨温差数据逐年变化来看，随着在轨飞行时间推移，南板(+Y向)、北板(-Y向)热管等温性能基本保持不变，未出现明显的退化趋势。图4和图5给出了在轨飞行期间典型阶段的南、北板热管在轨等温性变化趋势。如图4、图5所示，每年内热管在轨等温性能仍呈季节性变化规律，但并不突出。通过分析该星载荷舱南、北板温度水平逐年变化趋势可知，该星载荷舱板在主动加热控温作用下，一年内各季节乃至其各年的温度水平基本维持不变，且温度水平偏低(最高约21.8℃)，受此影响，热管在轨等温性能变化不大，尤其是在冬至或夏至前后，热管两端温差仅略有增大。

图4 大容量平台A卫星载荷舱南板热管在轨等温性变化趋势Fig.4 On-orbit isothermal variation trend of the heat pipe on the south slab of the satellite A based on the large-capacity platform

图5 大容量平台A卫星载荷舱北板热管在轨等温性变化趋势Fig.5 On-orbit isothermal variation trend of the heat pipe on the north slab of the satellite A based on the large-capacity platform

B星飞行期间热管在轨等温性统计分析结果详见表3。由表3可知，在轨8.5年飞行期间，北板(-Y向)热管温差年均值变化范围0.04～0.29℃，波动幅度均在10%以内，但各热管之间年均值差异较大；温差年最大峰值变化范围0.32～0.38℃，与第一年相比，年最大峰值涨幅约在18.7%以内。南板(+Y向)热管温差年均值变化范围0.01～0.24℃，波动幅度均在37.5%以内，但各热管之间年均值差异较大；温差年最大峰值变化范围0.35～0.43℃，与第一年相比，最大峰值涨幅约在22.8%以内。

从表3热管在轨温差数据逐年变化来看，随着在轨飞行时间推移，卫星温度水平逐渐升高，南板(+Y向)、北板(-Y向)热管等温性能均出现不同程度的退化趋势，尤其是到寿命末期，其退化愈加明显。图6和图7给出在轨飞行期间典型阶段的南、北板热管在轨等温性变化趋势。如图6和图7所示，每年内热管在轨等温性能呈季节性变化规律，随着飞行时间推移，该规律性愈加突显，其中，南板(+Y向)热管两端温差在冬至(12月22日)前后温度水平最高(约35.3℃)时达到最大峰值，北板(-Y向)热管两端温差在夏至(6月22日)前后温度水平最高(约29.3℃)时达到最大峰值。热管在轨等温性能呈季节性变化规律机理分析如同前文1.1节所述。

1.3 综合比较分析

综合比较分析可知，大容量平台A、B卫星热管在轨等温性变化趋势是一致的，无论是热管等温性年均值还是年最大峰值都基本相当，其温差年均值小于0.29℃，温差年最大峰值约0.43℃，由于A星载荷舱温度水平比B星约低10℃，使得A星热管等温性年均值、年最大峰值分别比B星低16.0%和26.5%。

大容量平台与中容量平台卫星热管相比，两个平台的热管在轨等温性都呈现季节性变化规律，即南板(+Y向)热管两端温差在冬至(12月22日)前后温度水平最高时达到最大峰值，北板(-Y向)热管两端温差在夏至(6月22日)前后温度水平最高时达到最大峰值；同期相比，中容量平台卫星热管退化更加明显，到寿命中末期(8年后)，热管等温性年最大峰值达到0.99～1.6℃，而大容量卫星平台热管两端温差最大值仅为0.43℃，是大容量平台卫星热管的2.3～3.7倍。相较而言，大容量平台卫星热管在轨等温性能稳定性明显优于中容量平台卫星热管，其稳定性更好。这主要得益于大容量平台卫星热管在设计、工艺上的改进，以及地面高温不凝气体老化试验筛选等综合改良的结果。

表3 大容量平台B卫星热管在轨等温性统计分析结果

图6 大容量平台B卫星载荷舱南板热管在轨等温性变化趋势Fig.6 On-orbit isothermal variation trend of the heat pipe on the south slab of the satellite B based on the large-capacity platform

2 改进分析与应用建议

基于高轨长寿命卫星热管在轨等温性能分析结果，应用前经过高温不凝气体老化试验筛选的铝-氨轴向槽道热管在轨实际运行期间其等温性优于1℃，可较好地满足卫星热控系统设计的一般要求，但某些具有高精密均温设计需求的特殊对象，对热管等温性仍有改进需求。热管的轴向温度分布则可表征热管的等温性，是热管设计中必须考虑的重要性能参数，取决于工质物性、壳体导热热阻、热流密度等因素。根据地面热管寿命试验及空间应用实践，确定出比较适合高轨卫星热控系统用热管材料与工质组合(铝-氨)，铝-氨具有良好的相容性，在氨热管中，铝-氨热管的出气量最小，且在高轨卫星工作温度范围内工质氨具有优良的热物性，暂无可替代的性能更优的工质。热管属于压力容器器械，壳体材料铝合金具有高导热、低比重的特性，是卫星优选的高导热材料之一，在满足耐压安全性最小设计要求的情况下，通过减小壳体管壁厚度可减小壳体导热热阻，在卫星系统设计中，出于轻量化设计要求，目前星上使用热管管壁厚度已接近最小允许设计值，因此通过减小壳体管壁厚度来改良热管等温性是有限的。除了从热管自身设计改进外，从系统应用设计层面改善热管等温性也是改进的主要方向。热管传热系统温差由多处热阻造成，除热管内部本身的热阻外，还与其热负荷(传热量)、热源分布、使用环境有关，从这几个应用设计方面可改进热管等温性。

首先，热管的横向等温性与传输的热负荷大小直接相关，在低热流量传输时具有更好的轴向等温性，随热流量增大达到最大传热能力，若再增加热负荷，蒸发段由于毛细极限的限制而得不到液体及时回流补充，从而发生局部或完全干涸现象，即已达到毛细极限时热阻突然增大，热管蒸发端和冷凝端的温差也将增大。为了有效控制热管轴向温差，在热管热负荷承载设计时，应按其最大传热能力采取降额使用设计，通常热管使用时的传热能力需求不超过其极限传热能力的70%，针对高发热设备安装面可采取增加热管数量来降低单根热管承载的热流，使设备与热管接触面的热流密度及热负荷承载量均在降额使用内，避免局部产生“干热斑”。其次，仪器设备布局时，应使各发热设备沿热管长度均布在整根热管上，避免过大热源集中在热管局部，为热管提供一个均热源分布的设计条件，最大程度地降低热管蒸发段与冷凝段间的温差，有利于热管等温性减小。最后，从使用环境上控制热管等温性，热管的传热能力受其工作温度影响较大，研究发现，在高温工况时冷凝端出现液塞，液塞区域温度比冷凝段非液塞区域低3℃以上，热管冷热两端温差随其温度升高而增大，因此通过系统热设计，使热管工作在较低的温度水平范围内，有助于热管等温性改善；此外，对于有旋转的特殊应用环境，应考虑因旋转引起的离心力对热管温差的影响，系统设计时，应充分利用离心力辅助工质回流，有助于热管的传热及温差减小，并采取措施规避离心力阻碍管内工质回流造成温差变大现象发生。