管路布局方式對(duì)載人航天器輻射器散熱能力的影響分析

靳健，王宇寧

中國(guó)空間技術(shù)研究院 載人航天總體部，北京 100094

管路布局方式對(duì)載人航天器輻射器散熱能力的影響分析

靳健*，王宇寧

中國(guó)空間技術(shù)研究院 載人航天總體部，北京 100094

以采取雙管路并聯(lián)結(jié)構(gòu)的載人航天器圓筒輻射器為研究對(duì)象，建立了輻射器散熱能力數(shù)值分析模型，對(duì)比分析了不同參數(shù)下，并聯(lián)支路工質(zhì)相同流動(dòng)方向和相反流動(dòng)方向兩類布局方式給輻射器散熱能力帶來的影響，選取的參數(shù)包括管路長(zhǎng)度、管路進(jìn)口工質(zhì)溫度和液體工質(zhì)流量。計(jì)算結(jié)果表明，在輻射器面板面積和流體回路長(zhǎng)度相同的前提下，兩類管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力存在不可忽視的差別。隨著管路長(zhǎng)度的增加，入口工質(zhì)溫度的增加，工質(zhì)流量的減小，工質(zhì)流向相同的輻射器散熱能力越來越高于工質(zhì)流向相反的輻射器。在文章的參數(shù)設(shè)定下，工質(zhì)流向相同的輻射器與工質(zhì)流向相反的輻射器間最大散熱能力差別可達(dá)到19.5%，最小散熱能力差別可達(dá)到16.7%。

載人航天器；輻射器；管路；液體工質(zhì)；散熱能力

載人航天器由于要實(shí)現(xiàn)乘員在軌駐留和支持在軌實(shí)驗(yàn)研究工作，型號(hào)規(guī)模通常要大于衛(wèi)星等非載人航天器，對(duì)應(yīng)的熱負(fù)荷水平也要高于衛(wèi)星，且要同時(shí)滿足人員駐留環(huán)境和設(shè)備工作環(huán)境兩類差異較大的控溫需求。此外，載人航天器通常存在多種飛行模型，典型模式包括在軌對(duì)接模式、有人駐留模式、無人駐留模式、平臺(tái)安全模式、特定載荷工作模式、出艙活動(dòng)模式等，不同工作模式對(duì)應(yīng)的艙體熱負(fù)荷水平以及控溫需求均存在顯著差異1-5]。為適應(yīng)載人航天器這些特殊的熱控制需求，國(guó)內(nèi)外載人航天器均采用主動(dòng)控溫措施為主、被動(dòng)控溫措施為輔的熱設(shè)計(jì)方式來實(shí)現(xiàn)乘員駐留環(huán)境、艙體結(jié)構(gòu)和艙內(nèi)外儀器設(shè)備的溫度控制。單相主動(dòng)控溫回路系統(tǒng)是目前載人航天器最廣泛使用的主控控溫措施，通過管路、冷板、緊湊式換熱器等換熱終端收集乘員代謝產(chǎn)熱和設(shè)備工作產(chǎn)熱，循環(huán)泵驅(qū)動(dòng)液體工質(zhì)將收集的熱量傳遞至輻射器面板，輻射器面板以紅外輻射的方式將熱量排散至外空間冷黑背景中，實(shí)現(xiàn)溫度的穩(wěn)定控制，因此，輻射器散熱能力的高低對(duì)載人航天器控溫系統(tǒng)性能具有十分重要的影響。

輻射器所需的安裝面積較大，質(zhì)量在整個(gè)載人航天器熱控系統(tǒng)中也占有較大比例，有必要分析不同參數(shù)對(duì)輻射器散熱能力的影響，對(duì)輻射器構(gòu)型進(jìn)行優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)相同散熱能力所需的輻射器規(guī)模最小化。這些參數(shù)既包括輻射器面板相關(guān)參數(shù)，也包含回路相關(guān)參數(shù)。文獻(xiàn)6-7]在選擇熱控涂層、確定輻射器工作溫度、輻射器面積及方位方面進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)8]中計(jì)算分析了輻射器肋片的溫度分布，并計(jì)算了肋片效率；文獻(xiàn)9]對(duì)管肋式輻射器的散熱能力進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了肋寬、空間熱沉溫度等參數(shù)對(duì)輻射器散熱能力的影響；文獻(xiàn)10]對(duì)輻射器肋寬進(jìn)行了優(yōu)化，得出了輻射器的最佳能質(zhì)比對(duì)應(yīng)的肋寬表達(dá)式。綜上所述，目前關(guān)于輻射器參數(shù)的研究主要集中于肋片尺寸等局部參數(shù)及輻射器表面涂層熱物性參數(shù)。

輻射器由于布置在非密封艙，直接和外空間環(huán)境接觸，輻射器管路存在被微流星或空間碎片擊中損毀的風(fēng)險(xiǎn)，因此，目前的輻射器管路通常采取多條管路并聯(lián)的構(gòu)型方式，以提高系統(tǒng)可靠性4-13]。輻射器管路在面板下存在不同的布局方式，造成輻射器管路進(jìn)出口關(guān)系以及工質(zhì)流動(dòng)方向的差異，進(jìn)而造成輻射器面板溫度分布和散熱能力的差異。針對(duì)上述問題，本文以目前載人航天器廣泛采用的圓筒輻射器建立散熱數(shù)值分析模型，輻射器配備兩條并聯(lián)支路，在輻射器面板面積和軌道姿態(tài)都相同的情況下，對(duì)兩種典型的管路布局方式造成的輻射器散熱能力差異進(jìn)行了對(duì)比分析，分析中考慮的參數(shù)包括管路長(zhǎng)度、入口工質(zhì)溫度和工質(zhì)流量。

1 數(shù)值分析模型說明

本文采用Sinda-Fluint軟件建立圓筒輻射器散熱能力數(shù)值分析模型，參考文獻(xiàn)12]，主要控制方程描述如下。

質(zhì)量方程為：

(1)

式中：ρ為工質(zhì)密度；S為流體回路截面積；u為液體工質(zhì)流速；t為計(jì)算時(shí)間；x為液體工質(zhì)流動(dòng)距離。

動(dòng)量方程為：

(2)

能量方程為：

(3)

式中：U為液體工質(zhì)內(nèi)能；H為液體工質(zhì)焓；λ為液體工質(zhì)導(dǎo)熱系數(shù)；T為液體工質(zhì)溫度；h為對(duì)流換熱系數(shù)，對(duì)流傳熱關(guān)系式為Nu=h·D/λ，其中Nu為努塞爾數(shù)，D為管道通徑，根據(jù)Dittus-Boelter方程14]，Nu=0.023Re0.8PrPE，Re為雷諾數(shù)，Pr為普朗特?cái)?shù)，當(dāng)管壁被加熱，PE=0.4，當(dāng)管壁被冷卻，PE=0.3；Tw為管壁溫度；Sw為對(duì)流換熱面積；Qi為輸入熱量。

為了使模型封閉，必須引入流動(dòng)傳熱的物理關(guān)系式。將式(1)～(3)中的空間項(xiàng)離散，時(shí)間項(xiàng)保持連續(xù)，將分布參數(shù)問題轉(zhuǎn)化為集中參數(shù)問題，得到如式(4)～式(6)所示的離散模型。

(4)

(5)式中：Sf為管路流通截面積；L為管路長(zhǎng)度；pu為管路上游靜壓；pd為管路下游靜壓；Κc為額外壓頭系數(shù)，用于計(jì)算液體工質(zhì)流動(dòng)中體積力等因素的影響；fng為非可恢復(fù)性損失系數(shù)，代表液體工質(zhì)與管壁間摩擦引發(fā)的液體工質(zhì)流動(dòng)沿程阻力；Ζ為流率指數(shù)，與工質(zhì)流態(tài)有關(guān)，完全層流時(shí)是0.0，完全紊流時(shí)是1.0；fg是可恢復(fù)性損失系數(shù)，用于計(jì)算因工質(zhì)密度變化引發(fā)的局部流速變化帶來的流阻；fa是附加壓頭阻力系數(shù)，代表局部阻力損失。

(6)

式中：hn是第n根管路內(nèi)工質(zhì)焓值；Qd為工質(zhì)節(jié)點(diǎn)能量源或能量匯；pl為工質(zhì)靜壓；Vd為節(jié)點(diǎn)容積變化率；Vo為體積流率；Co為節(jié)點(diǎn)外壁兼容系數(shù)(在此取0)。

輻射器面板等效熱沉溫度計(jì)算公式為：

(7)

式中：Ts是輻射器面板等效熱沉溫度，ε為輻射器面板紅外發(fā)射率；σ為玻爾茲曼常量；αs為輻射器面板太陽吸收率；q1為太陽輻射熱流；q2為地球反射太陽輻射熱流；q3為地球紅外輻射熱流。

每一個(gè)輻射器面板微面元的散熱能力計(jì)算公式為：

(8)

2 計(jì)算結(jié)果與分析

通過上述仿真模型，計(jì)算對(duì)比了兩種布局方式的輻射器的散熱能力，仿真分析采用近地軌道(LEO)，軌道高度為400km，太陽入射角為0°和50°兩種。輻射器在軌姿態(tài)為三軸對(duì)地，輻射器軸線與載人航天器飛行速度方向一致。太陽常數(shù)為1 354W/m2，地球反射太陽輻射系數(shù)選為0.3，計(jì)算地球紅外輻射時(shí)設(shè)定地球輻射溫度為250K。

在面板表面涂層熱物性、面板面積、布局、軌道姿態(tài)等參數(shù)已經(jīng)確定的情況下，影響輻射器散熱能力的主要參數(shù)包括管路長(zhǎng)度、工質(zhì)進(jìn)口溫度和工質(zhì)流量，下文對(duì)比分析了上述參數(shù)變化對(duì)兩類輻射器散能能力差異的影響。

2.1 簡(jiǎn)化的輻射器模型

面板為圓筒形式的輻射器是目前中國(guó)載人航天器領(lǐng)域應(yīng)用最為廣泛的輻射器結(jié)構(gòu)形式，因此，本文選定圓筒輻射器為研究對(duì)象。圓筒輻射器的流體回路管路以螺旋方式布局，流體回路管路外壁與輻射器面板內(nèi)側(cè)連接，液體工質(zhì)在循環(huán)泵的驅(qū)動(dòng)下在流體回路管路內(nèi)流動(dòng)，液體工質(zhì)的熱量通過管壁傳遞至輻射器面板內(nèi)側(cè)，在傳遞至輻射器面板外側(cè)，最終通過輻射器外表面以熱輻射的方式排散至外空間10,12-13]。本文選定的輻射器面板為半徑為2m，高度為4m的圓筒結(jié)構(gòu)，輻射器面板外側(cè)涂層的太陽吸收率為0.2，紅外發(fā)射率為0.92，輻射器管路為兩條并聯(lián)支路，兩類管路布局方式如下：

1)兩條管路入口均布置在圓筒底面，出口均布置在圓筒頂面，即兩條管路的工質(zhì)均由圓筒地面流入，由圓筒頂面流出，工質(zhì)流動(dòng)方向一致，兩條管路入口位置和出口位置均相差180°，如圖1所示。

2)一條管路入口布置在圓筒底面，出口布置在圓筒頂面，工質(zhì)由圓筒地面流入，由圓筒頂面流出。另一條管路入口布置在圓筒頂面，出口布置在圓筒底面，工質(zhì)由圓筒頂面流入，由圓筒地面流出。兩條管路工質(zhì)流動(dòng)方向相反，兩條管路入口位置和出口位置均相差180°，如圖2所示。

圖1 工質(zhì)相同流向輻射器模型Fig.1 Model of radiator with same working liquid flowing direction

圖2 工質(zhì)相反流向輻射器模型Fig.2 Model of radiator with reverse working liquid flowing direction

由圖1和圖2可知，上述設(shè)定的兩類管路布局對(duì)應(yīng)的輻射器面板面積、回路總長(zhǎng)度以及每匝回路的間隔都是一致的，只是管路進(jìn)出口關(guān)系和工質(zhì)流動(dòng)方向不一致，在軌道參數(shù)和飛行姿態(tài)也一致的前提下，對(duì)比兩類管路布局造成的輻射器散熱能力差別。

2.2 管路長(zhǎng)度的影響

設(shè)定輻射器面板連接的每條流體管路匝數(shù)為N，流體管路的總匝數(shù)為2N。由于輻射器面板高度固定，隨著回路管路匝數(shù)的增加，每匝回路的間隔將減小。設(shè)定流入輻射器的液體工質(zhì)溫度為293.15 K(20℃)，每條管路的液體工質(zhì)流量為400 kg/h。計(jì)算分析了隨著N的變化，兩類管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力對(duì)比關(guān)系的變化。以N=10為例，計(jì)算結(jié)果如圖3～圖6所示。

由圖3和圖4可知，兩類輻射器面板溫度分布差異明顯，對(duì)于工質(zhì)相同流向的輻射器，由于兩條管路的工質(zhì)均是由圓筒底部流至頂部，工質(zhì)溫度隨著流動(dòng)過程而逐漸降低，因此，此類輻射器面板的溫度在圓筒底部最高，至頂部時(shí)最低。對(duì)于工質(zhì)相反流向的輻射器，由于頂部和底部均有工質(zhì)流入，所以圓筒輻射器面板頂部和底部溫度均較高，而中部溫度相對(duì)較低。

兩類輻射器出口工質(zhì)溫度如圖5和圖6所示。

圖4 工質(zhì)相反流向輻射器面板溫度分布(計(jì)算時(shí)刻為28 800 s，N=10)Fig.4 Plate temperature of radiator with reverse working liquid flowing direction (calculating time is 28 800 s，N=10)

圖5 工質(zhì)相同流向輻射器管路出口工質(zhì)溫度(N=10)Fig.5 Working liquid temperature at loop exit of radiator with same working liquid flowing direction (N=10)

圖6 工質(zhì)相反流向輻射器管路出口工質(zhì)溫度(N=10)Fig.6 Working liquid temperature at loop exit of radiator with reverse working liquid flowing direction (N=10)

如圖5和圖6所示，輻射器管路出口工質(zhì)溫度隨著在軌時(shí)間的變化而進(jìn)行周期的變化，這是因?yàn)椴煌谲墪r(shí)間對(duì)應(yīng)著不同的軌道位置，對(duì)應(yīng)著不同的外熱流情況，陽照區(qū)輻射器散熱能力較差，管路出口工質(zhì)溫度上升，陰影區(qū)輻射器散熱能力較強(qiáng)，管路出口工質(zhì)溫度下降。由圖5和圖6可知，輻射器兩條并聯(lián)管路出口工質(zhì)溫度基本一致，但兩類不同的管路布局方式對(duì)應(yīng)的出口工質(zhì)溫度數(shù)值則存在差異，以圖5為例，工質(zhì)相同流向時(shí)，輻射器對(duì)應(yīng)的出口工質(zhì)溫度峰值為269.5～270 K，谷值為253～253.5 K。工質(zhì)相反流向時(shí)，輻射器對(duì)應(yīng)的出口工質(zhì)溫度峰值為270.5～271 K，谷值為256.7～257 K。

設(shè)定流入輻射器管路的液體工質(zhì)溫度與流出輻射器管路的液體溫度差為ΔT，則輻射器散熱能力為：

(9)

式中：Cp為液體工質(zhì)的熱容。

圖7 兩類輻射器散熱能力比例關(guān)系隨管路長(zhǎng)度變化趨勢(shì)Fig.7 Vary trend of heat dissipation potential proportional relation between radiators with different layout as loop length

由圖7可知，當(dāng)流體回路匝數(shù)較少時(shí)，也就是管路長(zhǎng)度較小時(shí)，兩類管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力幾乎一致，隨著流體回路匝數(shù)的增加，工質(zhì)流向相同的輻射器散熱能力越來越高于工質(zhì)流向相反的輻射器。當(dāng)N=10時(shí)，對(duì)于太陽入射角為0°的工況，工質(zhì)流向相同的輻射器最大散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高8.8%，最小散熱能力要高6.6%，對(duì)于太陽入射角為50°的工況，工質(zhì)流向相同的輻射器最大散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高9.7%，最小散熱能力要高9.9%。

進(jìn)一步分析原因，對(duì)于工質(zhì)流向相反的輻射器，在面板兩端，一條支路工質(zhì)溫度明顯低于另一條支路，附近區(qū)域的輻射器面板溫度也高于工質(zhì)溫度低的支路，實(shí)際上形成了一個(gè)由溫度偏高的工質(zhì)至溫度偏低的工質(zhì)之間的傳熱通路，即這些熱量并沒有通過輻射器面板傳遞至外空間，而是由一條支路傳遞至了另一條支路，造成了散熱能力的損失。而工質(zhì)流向相同的輻射器，由于兩條支路工質(zhì)溫度變化趨勢(shì)基本一致，不會(huì)造成熱量相互傳遞，因此，工質(zhì)流向相同的輻射器散熱能力要大于工質(zhì)流向相反的輻射器。當(dāng)管路支路較短時(shí)，兩條支路彼此的距離較遠(yuǎn)，這種熱量損失不明顯，所以兩類輻射器散熱能力差別不大，隨著管路支路長(zhǎng)度增加，兩條支路彼此的距離越來越近，熱量損失也逐漸加大，兩類輻射器散熱能力差別逐漸加大。

圖8 兩類輻射器各個(gè)位置散熱能力變化趨勢(shì)(最大散熱能力時(shí)刻)Fig.8 Vary trend of heat dissipation potential of radiators with different layout at different position (the moment at maximum heat dissipation potential)

圖9 兩類輻射器各個(gè)位置散熱能力變化趨勢(shì)(最小散熱能力時(shí)刻)Fig.9 Vary trend of heat dissipation potential of radiators with different layout at different position (the moment at minimum heat dissipation potential)

2.3 工質(zhì)入口溫度的影響

根據(jù)第2.3節(jié)的分析結(jié)果，管路流程越長(zhǎng)，兩種管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力差別越顯著，針對(duì)N=3和N=10的情況，設(shè)定流入每條管路的液體工質(zhì)流量為400 L/h，分析了管路入口工質(zhì)溫度變化對(duì)兩類管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器最佳散熱能力和最差散熱能力比例關(guān)系的影響，如圖10和圖11所示。

圖10 兩類輻射器散熱能力比例關(guān)系隨入口工質(zhì)溫度變化趨勢(shì)，β=0°(N=3，N=10)Fig.10 Vary trend of heat dissipation potential proportional relation between radiators with different loop layout as working liquid temperature at loop entrance,β=0° (N=3，N=10)

圖11 兩類輻射器散熱能力比例關(guān)系隨入口工質(zhì)溫度變化趨勢(shì)，β=0°(N=3，N=10)Fig.11 Vary trend of heat dissipation potential proportional relation between radiators with different loop layout as working liquid temperature at loop entrance,β=0° (N=3，N=10)

由圖10可知，對(duì)于太陽入射角為0°的工況，當(dāng)N=3時(shí)，兩種管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力差別很小，且隨入口工質(zhì)溫度變化不明顯，再一次證明，當(dāng)管路長(zhǎng)度較短時(shí)，管路布局方式對(duì)輻射器散熱能力的影響也較小。當(dāng)N=10時(shí)，隨著入口工質(zhì)溫度的增加，兩種管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力差別也越加顯著，在273.15～323.15 K的入口工質(zhì)溫度變化范圍內(nèi)，工質(zhì)流向相同的輻射器最大散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高8.5%～10.2%，工質(zhì)流向相同的輻射器最小散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高4.0%～10.8%。

由圖11可知，對(duì)于太陽入射角為50°的工況，當(dāng)N=3時(shí)，兩種管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力差別很小，且隨入口工質(zhì)溫度變化不明顯。當(dāng)N=10時(shí)，隨著入口工質(zhì)溫度的增加，兩種管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力差別也越加顯著，但變化幅度比太陽入射角為0°的工況要小，在273.15～323.15 K的入口工質(zhì)溫度變化范圍內(nèi)，工質(zhì)流向相同的輻射器最大散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高9.7%～10.3%，工質(zhì)流向相同的輻射器最小散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高6.7%～9.3%。

上述結(jié)果表明，對(duì)于管路較長(zhǎng)的輻射器，隨著入口工質(zhì)溫度的增加，工質(zhì)相同流向輻射器的散熱能力越來越高于工質(zhì)相反流向輻射器的散熱能力。原因是隨著入口工質(zhì)溫度的增加，工質(zhì)相反流向輻射器面板兩端附近區(qū)域，兩條支路工質(zhì)的溫差增大，散熱能力損失也逐漸增大。

2.4 工質(zhì)流量的影響

根據(jù)第2.3節(jié)的分析可知，隨著管路長(zhǎng)度的增加以及入口工質(zhì)溫度的提高，兩種管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力差別越顯著。針對(duì)N=10的情況，設(shè)定輻射器的液體工質(zhì)入口溫度為323.15 K(50 ℃)，分析了不同工質(zhì)流量變化對(duì)兩種管路布局對(duì)應(yīng)輻射器最佳散熱能力和最差散熱能力比例關(guān)系的影響，如圖12所示。

圖12 兩類輻射器散熱能力比例關(guān)系隨工質(zhì)流量變化趨勢(shì)(N=10)Fig.12 Vary trend of heat dissipation potential proportional relation between radiators with different loop layout as working liquid flux(N=10)

由圖12可知，在200～800 L/h的流量變化范圍內(nèi)，隨著工質(zhì)流量的減小，兩種管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力差別越加明顯。當(dāng)流量為200 L/h時(shí)，工質(zhì)流向相同的輻射器最大散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高19.5%，工質(zhì)流向相同的輻射器最小散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高16.7%。當(dāng)流量為800 L/h時(shí)，工質(zhì)流向相同的輻射器最大散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高4.6%，工質(zhì)流向相同的輻射器最小散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高3.6%。

上述結(jié)果表明，工質(zhì)流量對(duì)兩種管路布局方式對(duì)應(yīng)的輻射器散熱能力對(duì)比關(guān)系有顯著影響，尤其是流量較低的情況。原因是隨著工質(zhì)流量的減小，工質(zhì)相反流向輻射器面板兩端附近區(qū)域，兩條支路工質(zhì)的溫差增大，散熱能力損失也逐漸增大。

3 結(jié)束語

本文針對(duì)雙管路并聯(lián)輻射器建立了非穩(wěn)態(tài)仿真分析模型，在相同管路長(zhǎng)度和面板面積前提下，研究了兩類輻射器管路布局方式對(duì)輻射器散熱能力的影響進(jìn)行了對(duì)比分析，主要結(jié)論如下：

1)在輻射器面板面積固定的前提下，隨著管路長(zhǎng)度的增加，工質(zhì)流向相同的輻射器散熱能力越來越高于工質(zhì)流向相反的輻射器，在本文的參數(shù)設(shè)定下，工質(zhì)流向相同的輻射器最大散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高8.8%，最小散熱能力要高6.6%。

2)在輻射器面板面積和管路長(zhǎng)度固定的前提下，隨著入口工質(zhì)溫度的增加，工質(zhì)流向相同的輻射器散熱能力越來越高于工質(zhì)流向相反的輻射器，在本文的參數(shù)設(shè)定下，工質(zhì)流向相同的輻射器最大散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高8.5%～10.2%，工質(zhì)流向相同的輻射器最小散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高4.0%～10.8%。

3)在輻射器面板面積、管路長(zhǎng)度和入口工質(zhì)溫度固定的前提下，隨著工質(zhì)流量的減小，工質(zhì)流向相同的輻射器散熱能力越來越高于工質(zhì)流向相反的輻射器，在本文的參數(shù)設(shè)定下，工質(zhì)流向相同的輻射器最大散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高18%，工質(zhì)流向相同的輻射器最小散熱能力要比工質(zhì)流向相反的輻射器高17%。

根據(jù)本文的分析結(jié)果可知，在布局條件允許的前提下，輻射器并聯(lián)管路應(yīng)優(yōu)先選用工質(zhì)同流向的布局方式，有利于提高輻射器散熱能力。

References)

[1] WILEY J L, LINDA K P. Human spaceflight: mission analysis and designM].New York: The McGraw-Hill Companies，2001：52-105.

[2] 過增元，梁新剛，張信榮.空間站熱管理J].科學(xué)通報(bào)，2001，46(16)：1403-1408.

GUO Z Y，LIANG X G，ZHANG X R. Thermal control of space stationJ]. Chinese Science Bulletin， 2001， 46(16)： 1403-1408 (in Chinese).

[3] 徐小平，李勁東，范含林.大型航天器熱管理系統(tǒng)集成分析J].中國(guó)空間科學(xué)技術(shù)，2004，24(4)：11-17.

XU X P, LI J D, FAN H L. Integrated analysis of thermal management system in large spacecraftJ]. Chinese Space Science and Technology, 2004， 24(4)：11-17 (in Chinese)

[4] J R S, GRUSZCZYNSKI M J, SAN D，et al. Evaluation of active thermal control options for space station，AIAA-86-0383R]. Washington DC： AIAA， 1986.

[5] ADON D, KEUN K. Test performance of the early external active thermal control system for the International Space Station， 1999-01-1972R]. Pittsburgh： SAE, 1999.

[6] FURUKAWA M． Design and off-design performance calculations of space radiatorsJ]． Journal of Spacecraft， 1981， 18(6)： 515-525.

[7] EMST M, REINHOLD B. Space station: systems and utilizationM]． Heidelberg： Springer-Verlag， 1999：26-45.

[8] TODD W， JENY W．Modeling and performance of a f1at plate heat pipe fin space radiatorC]∥Proceedings of AIAA 34th Thermo-physics Conference. Washington DC： AIAA， 2000.

[9] 李明海，任建勛，梁新剛，等．管肋式輻射器排熱特性的數(shù)值分析與優(yōu)化設(shè)計(jì)J]．工程熱物理學(xué)報(bào),2002，23(1)：88-90.

LI M H, REN J X, LIANG X G, et al. Numerical analysis of heat rejection characterics and optimum design of fin-tube radiatorsJ]. Journal of Engineering Thermophysics, 2002, 23(1)：88-90 (in Chinese).

[10] 豐茂龍，范含林，黃家榮，等.單相流體回路輻射器性能優(yōu)化方法J].中國(guó)空間科學(xué)技術(shù)，2012,32(6):62-74.

FENG M L, FAN H L, HUANG J R, et al. Optimizing method for fin-tube fluid-loop radiatorJ]. Chinese Space Science and Technology, 2012, 32(6): 62-74 (in Chinese).

[11] 王旭東，何世禹，楊德莊，等.美國(guó)用于空間站輻射器中的熱控涂層J].宇航材料工藝，2002，32(1)：12-17.

WANG X D, HE S Y, YANG D Z, et al. Thermal control coating for radiators on space stations of USAJ]. Aerospace Materials & Technology, 2002， 32(1)： 12-17 (in Chinese).

[12] 靳健，侯永青.載人航天器的可重構(gòu)式控溫回路系統(tǒng)設(shè)計(jì)J].航天器環(huán)境工程，2014，31(4)：378-385.

JIN J, HOU Y Q. Design of space station thermal control loop system with reconfigurable structureJ]. Spacecraft Environment Engineering, 2014， 31(4)： 378-385 (in Chinese).

[13] 劉慶志，劉炳清，鐘奇，等．與流體回路耦合的空間輻射器流動(dòng)/傳熱分析J].航天器工程，2007，5(3)：65-68.

LIU Q Z, LIU B Q, ZHONG Q， et al. Thermal/flowing analysis of radiator coupled with fluid loopsJ]. Spacecraft Engineering, 2007， 5(3)： 65-68 (in Chinese).

[14] INCROPERA F P, DEWITT D P, BERGMAN T L, et al. Fundamentals of Heat and Mass TransferM]. New York: John Wiley & Sons,2007:311-321.

(編輯：高珍)

Impact analysis of loops layout on heat dissipation potential of manned spacecraft radiator

JIN Jian*，WANG Yuning

InstituteofMannedSpaceSystemEngineering,ChinaAcademyofSpaceTechnology，Beijing100094，China

An unsteady numerical model for heat dissipation potential of manned spacecraft cylinder radiator with two parallel loops was developed. Based on this model, impact of radiator loops layout with same and reverse working liquid flowing direction on radiator heat dissipation potential under different parameters was analyzed, including loop length, working liquid flux and working liquid temperature at loop entrance. According to the calculation results, on the premise of the same plate area and loop length, loops layout could bring non-ignorable difference of heat dissipation potential of radiators. As the loop length is longer,working liquid temperature at loop entrance is higher,or working liquid flux is less, heat dissipation potential of radiator with same working liquid flowing direction is better than that of radiator with reverse working liquid direction. The difference of max heat dissipation potential could be up to 19.5%, and the difference of minimum heat dissipation potential could be up to 16.7%.

manned spacecraft； radiator； thermal control loop； working liquid； heat dissipation potential

10.16708/j.cnki.1000-758X.2017.0009

2016-06-28；

2016-10-18；錄用日期：2016-11-24；

時(shí)間：2017-02-16 16:39:43

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/11.1859.V.20170216.1639.002.html

國(guó)家重大科技工程專項(xiàng)

靳健,王宇寧.管路布局方式對(duì)載人航天器輻射器散熱能力的影響分析J].中國(guó)空間科學(xué)技術(shù),2017,37(1)：66-74.JINJ,WANGYN.ImpactanalysisofloopslayoutonheatdissipationpotentialofmannedspacecraftradiatorJ].ChineseSpaceScienceandTechnology, 2017,37(1)：66-74(inChinese).

V476

A

http:∥zgkj.cast.cn

*通訊作者：靳健(1980-03)，男，博士，高級(jí)工程師，jinjian0331@126.com，研究方向?yàn)檩d人航天器熱管理設(shè)計(jì)、載人環(huán)境控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)