用于大功率航天器的3D打印鈦水熱管設(shè)計(jì)及試驗(yàn)研究

周強(qiáng) 王錄 劉暢 徐亞威 黃金印 張紅星 苗建印

(北京空間飛行器總體設(shè)計(jì)部 空間熱控技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100094)

未來(lái)航天器對(duì)電功率的需求越來(lái)越高，例如某些航天器的載荷對(duì)電功率的需求在數(shù)百千瓦以上，甚至可達(dá)百兆瓦。熱排散技術(shù)是維持空間大功率電源系統(tǒng)正常工作的重要支撐技術(shù)。針對(duì)空間核動(dòng)力以及大功率航天器的發(fā)展需求，發(fā)展高溫大功率的熱排散技術(shù)，迫在眉睫。熱管技術(shù)是實(shí)現(xiàn)中高溫區(qū)(>100 ℃)熱量高效、遠(yuǎn)距離傳輸?shù)闹匾夹g(shù)手段[1-2]。如美國(guó)在1965年發(fā)射的空間核輻射電源-10A(SNAP-10A)核動(dòng)力航天器[3]，采用硅-鍺(Si-Ge)溫差發(fā)電，廢熱直接采用鈉鉀(NaK)熱管輻射器進(jìn)行排散，排散溫度427 ℃；美國(guó)2000年后的“普羅米修斯”計(jì)劃中木星冰衛(wèi)星軌道器(JMIO)采用核電推進(jìn)，發(fā)電功率200 kW，采用布雷頓循環(huán)發(fā)電，廢熱排散量為700 kW，廢熱排散系統(tǒng)采用“泵驅(qū)單相流體回路+熱管輻射器”，其中熱管輻射器中熱管管體為鈦合金，工質(zhì)為H2O，熱排散系統(tǒng)的溫度為100～230 ℃；“星表裂變反應(yīng)堆電源”(FSP)計(jì)劃定位于在月球或火星表面開(kāi)發(fā)提供電能并支撐人類(lèi)居住的空間核反應(yīng)堆電源，該計(jì)劃發(fā)電量為40 kW，采用斯特林循環(huán)發(fā)電，廢熱排散方案與JIMO航天器的方案相同，均為“泵驅(qū)單相流體回路+熱管輻射器”，熱管也為鈦水熱管。

本文針對(duì)180～250 ℃區(qū)間的熱排散系統(tǒng)，開(kāi)發(fā)了基于3D打印增材技術(shù)的鈦水熱管，有效地解決了該溫區(qū)熱量遠(yuǎn)距離高效傳輸?shù)碾y題，對(duì)于未來(lái)空間核動(dòng)力以及大功率航天器熱排散系統(tǒng)的發(fā)展和應(yīng)用具有實(shí)用價(jià)值。

1 中高溫?zé)崤派⑾到y(tǒng)

本文研究的空間核反應(yīng)電源系統(tǒng)組成原理如圖1所示。系統(tǒng)由高溫氣冷堆、布雷頓(磁流體)、發(fā)電機(jī)、冷卻器、壓氣機(jī)以及管路組成。對(duì)于空間應(yīng)用，上述系統(tǒng)中的冷卻器即為熱排散系統(tǒng)，其核心技術(shù)包括高溫?fù)Q熱器技術(shù)、泵驅(qū)兩相流體回路技術(shù)以及熱輻射器技術(shù)。

圖1 空間核動(dòng)力電源系統(tǒng)組成示意圖Fig.1 Schematic diagram of space nuclear power system

本文的熱輻射器采用熱管輻射器的形式，傳統(tǒng)的航天器用熱管輻射器由熱管、鋁蒙皮、鋁蜂窩夾芯等組成。熱管與熱管間通過(guò)上下表面的鋁蒙皮進(jìn)行擴(kuò)熱，在熱管擴(kuò)熱量一定的情況下，蒙皮導(dǎo)熱系數(shù)越高、厚度越厚時(shí)，輻射器的均溫性越好，輻射效率越高。目前蒙皮常用的材料為鋁合金，其導(dǎo)熱系數(shù)在200 W/(m·℃)左右，密度為2700 kg/m3。本文熱排散系統(tǒng)的輻射器的面積約144 m2，如果采用鋁合金，按照1 mm厚度初步評(píng)估蒙皮質(zhì)量，則整個(gè)熱輻射器蒙皮的質(zhì)量為389 kg。

近年來(lái)高導(dǎo)熱碳纖維材料發(fā)展迅速，以高導(dǎo)熱碳纖維為基體制作的高導(dǎo)熱碳纖維蒙皮，因具有輕質(zhì)、高導(dǎo)熱、高強(qiáng)度等特點(diǎn)，逐漸在航天器上取得應(yīng)用。高導(dǎo)熱碳纖維蒙皮的當(dāng)量密度通常不超過(guò)2000 kg/m3，導(dǎo)熱系數(shù)可達(dá)400 W/(m·℃)以上，與鋁合金蒙皮相比，在保證擴(kuò)熱能力相同的情況下，其厚度可減至0.5 mm，整個(gè)輻射器的質(zhì)量為144 kg，較鋁合金蒙皮減重63%。

基于碳材料的熱管輻射器結(jié)構(gòu)如圖2所示。熱管將泵驅(qū)流體回路傳輸過(guò)來(lái)的熱量均勻得擴(kuò)散到碳材料輻射板，熱管和泵驅(qū)流體回路的冷凝器以及碳材料輻射板通過(guò)釬焊連接。熱管和泵驅(qū)流體回路的冷凝管路釬焊示意圖如圖3所示。

圖2 基于碳材料的空間熱管輻射器結(jié)構(gòu)Fig.2 Heat pipe radiator based on carbon material

圖3 熱管與冷凝管路釬焊示意圖Fig.3 Schematic diagram of heat pipe brazed with condensed tube

本文重點(diǎn)介紹熱管輻射器中熱管的設(shè)計(jì)及試驗(yàn)驗(yàn)證。根據(jù)熱排散系統(tǒng)總體分析和指標(biāo)分解，本文的熱管應(yīng)用溫區(qū)為180～250 ℃之間，長(zhǎng)度為1 m，單根熱管的傳熱能力需大于500 W·m。不同于常規(guī)航天器用鋁氨熱管，本文中高溫?zé)崤派⑾到y(tǒng)用熱管具有以下特點(diǎn)：

(1)傳統(tǒng)鋁氨熱管一般工作溫度在60 ℃以下，本文熱管工作溫區(qū)遠(yuǎn)高于60 ℃，傳統(tǒng)的氨工質(zhì)不再適用該溫區(qū)；

(2)在180～250 ℃溫度區(qū)間，傳統(tǒng)鋁氨熱管的殼體材料鋁合金力學(xué)性能下降，不再適用該溫區(qū)；

(3)中高溫區(qū)熱管一般啟動(dòng)時(shí)工質(zhì)壓力較低，因此啟動(dòng)時(shí)容易受到不凝氣體的影響。

2 熱管設(shè)計(jì)

熱管具有熱傳輸距離遠(yuǎn)、等效熱導(dǎo)率高等優(yōu)點(diǎn)[4]。常規(guī)的中高溫?zé)峁軞んw和毛細(xì)芯制造難度大，尤其當(dāng)熱管長(zhǎng)度較長(zhǎng)的時(shí)候。熱管殼體及毛細(xì)芯通過(guò)3D打印增材技術(shù)直接成型，有效的解決了上述難題。

2.1 工質(zhì)選擇及熱管殼體設(shè)計(jì)

當(dāng)熱管工作溫度大于100 ℃時(shí)，根據(jù)具體使用溫區(qū)，一般采用水、液態(tài)金屬等作為熱管的工質(zhì)。本文熱管的工作溫度為180～250 ℃，采用水作為熱管的工質(zhì)。隨著溫度的升高，水的飽和壓力逐漸升高，熱管常用溫度為200 ℃附近，水的飽和壓力小于2 MPa，安全性較好。

和水工質(zhì)相容的熱管殼體材料包括銅、不銹鋼以及鈦[5]，其中鈦的密度遠(yuǎn)小于銅和不銹鋼，出于減重考慮，熱管殼體材料采用純鈦TA1。

熱管毛細(xì)芯結(jié)構(gòu)主要有軸向槽道、粉末燒結(jié)以及干道芯等，如圖4所示[6]。其中干道毛細(xì)結(jié)構(gòu)和粉末燒結(jié)毛細(xì)結(jié)構(gòu)雖然產(chǎn)生的毛細(xì)力較大[7]，但同時(shí)液體工質(zhì)回流阻力很大，因此不適合傳輸距離較長(zhǎng)的應(yīng)用場(chǎng)景。本文選擇軸向槽道結(jié)構(gòu)作為熱管的毛細(xì)結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)適合微重力下遠(yuǎn)距離熱量傳輸?shù)膽?yīng)用場(chǎng)景，如圖4(c)所示。

圖4 常見(jiàn)熱管毛細(xì)芯結(jié)構(gòu)Fig.4 Structure of capillary wick

熱管殼體及毛細(xì)芯通過(guò)3D打印制造，熱管殼體總長(zhǎng)1 m。熱管兩端分別焊接堵頭和充液管(材料均為純鈦TA1)，用于熱管工質(zhì)的充裝和密封，如圖5所示。

圖5 熱管模型及實(shí)物圖Fig.5 Model and photos of heat pipe

2.2 熱管傳熱能力分析

通過(guò)理論分析，計(jì)算鈦水熱管在100～300 ℃的傳熱能力。

以200 ℃時(shí)熱管的傳熱能力為例，取水工質(zhì)的熱物性為200 ℃時(shí)數(shù)據(jù)，如表1所示。

表1 200 ℃水工質(zhì)物性參數(shù)表Table 1 Parameters of water at 200℃

表1中：σ為液體水的表面張力，N/m；μl為液體水粘度，Pa·s；ρl為液體水密度，kg/m3；Lfg為汽化潛熱，J/kg；μV為水蒸汽粘度，Pa·s；ρV為水蒸汽密度，kg/m3。

當(dāng)水溫達(dá)到200 ℃時(shí)，水的飽和蒸汽壓為1.554 9 MPa，蒸汽密度為7.861 kg/m3，當(dāng)熱管傳熱量在幾百瓦量級(jí)的時(shí)候，熱管內(nèi)水蒸汽的流速在1 m/s的量級(jí)，此時(shí)鈦水槽道熱管的傳熱極限一般為毛細(xì)限，熱管正常運(yùn)行時(shí)熱管的最大傳熱能力為[6]

(1)

式中：Qmax為最大傳熱能力，W·m；γ為熱管最大傳熱能力修正系數(shù)；fl為液體流動(dòng)阻力系數(shù)，kg/(s·m2·J)；fV為蒸汽流動(dòng)阻力系數(shù)，kg/(s·m2·J)；ΔPc,max為最大驅(qū)動(dòng)壓力，Pa。各參數(shù)的計(jì)算可參照文獻(xiàn)[6,8]。

可計(jì)算出熱管的ΔPc,max為167.44 Pa，fV為4.65×10-3kg/(s·m2·J)，fl為1.44×10-1kg/(s·m2·J)，因此本文的鈦水熱管在200 ℃的傳熱能力為1125 W·m。(由于沒(méi)有工質(zhì)和管芯材料的接觸角θ數(shù)據(jù)，計(jì)算過(guò)程暫取θ=0°，修正系數(shù)γ取1，計(jì)算結(jié)果可能會(huì)偏大)

根據(jù)上述的方法，計(jì)算出本文的鈦水熱管在100～300 ℃內(nèi)的傳熱能力，并與同樣管型下氨工質(zhì)熱管的傳熱能力進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示。

圖6 水和氨工質(zhì)熱管傳熱能力對(duì)比Fig.6 Calculated heat transfer ability of water and ammonia heat pipe

從圖6中可以看出，在同種管型下，水工質(zhì)熱管最大傳熱能力出現(xiàn)在250 ℃附近，而氨工質(zhì)熱管最大傳熱能力出現(xiàn)在20 ℃附近。因此，在100 ℃以下的應(yīng)用溫區(qū)，一般采用成熟的鋁氨槽道熱管；而在100～300 ℃的應(yīng)用溫區(qū)，則可以考慮使用鈦水熱管等。

3 熱管傳熱能力試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

對(duì)鈦水熱管的傳熱能力進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)布置如圖7所示。在熱管一端布置加熱器，采用陶瓷加熱片作為加熱器，分別布置在熱管的底面和兩側(cè)，加熱片長(zhǎng)度為300 mm；熱管的另一端作為冷凝端，和水冷機(jī)組冷卻的水冷板連接。由于水冷機(jī)組最高控制在水溫35 ℃附近，因此需調(diào)節(jié)冷凝段的長(zhǎng)度以及冷凝段和冷板的接觸換熱系數(shù)，以保證熱管在進(jìn)行傳熱能力測(cè)試時(shí)，熱管絕熱段可達(dá)到200 ℃附近的溫度。

在熱管上表面共布置6個(gè)T型熱電偶溫度計(jì)，熱電偶在200 ℃以?xún)?nèi)的測(cè)量誤差為±0.5 ℃，熱電偶通過(guò)安捷倫測(cè)溫儀表Keysight 34970A采集數(shù)據(jù)。溫度的測(cè)點(diǎn)位置如圖7所示。

圖7 鈦水熱管加熱片以及測(cè)點(diǎn)布置Fig.7 Schematic layout of heaters and temperature measuring points

3.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

1)不凝氣體對(duì)熱管的影響

根據(jù)圖6，鈦水熱管在常溫時(shí)傳熱能力較低，尤其是在室溫時(shí)，水工質(zhì)的壓力小于一個(gè)大氣壓，蒸汽流動(dòng)速度快，造成鈦水熱管的傳熱能力較低。因此為了保證鈦水熱管的啟動(dòng)，室溫啟動(dòng)時(shí)施加的熱量較低。熱管水平狀態(tài)啟動(dòng)時(shí)的溫度變化曲線(xiàn)如圖8所示。起步時(shí)施加的熱量為66 W，后續(xù)逐漸增加加熱功率，從圖中可以明顯的看出熱管存在逐步啟動(dòng)的現(xiàn)象，這是由于鈦水熱管在常溫時(shí)內(nèi)部壓力小于一個(gè)大氣壓(水在20 ℃時(shí)的飽和蒸汽壓為2 339.3 Pa)，同時(shí)為了調(diào)節(jié)充裝量，本文的鈦水熱管冷凝段端部和截止閥連接，當(dāng)熱管內(nèi)部為負(fù)壓狀態(tài)時(shí)，環(huán)境會(huì)有微量的氣體通過(guò)截止閥持續(xù)的向熱管內(nèi)部滲漏，因此造成鈦水熱管內(nèi)部存在空氣等不凝氣體。

隨著熱管溫度的逐漸升高，內(nèi)部工質(zhì)壓力逐漸增大，堆積在冷凝段的不凝氣體的長(zhǎng)度逐漸降低，熱管有效換熱段逐漸打開(kāi)，因此出現(xiàn)圖8中類(lèi)似于氣體阻塞式可變熱導(dǎo)熱管的啟動(dòng)現(xiàn)象[9-10]。當(dāng)熱管內(nèi)部的溫度超過(guò)100 ℃以后，熱管內(nèi)部為正壓，這時(shí)打開(kāi)截止閥排散熱管內(nèi)部的不凝氣體，之后關(guān)閉截止閥。完成上述操作后，待熱管回歸室溫后重新啟動(dòng)，熱管的啟動(dòng)現(xiàn)象如圖9所示，可以清晰看出，排散出不凝氣體以后熱管呈現(xiàn)出均勻啟動(dòng)的現(xiàn)象。

圖8 含不凝氣體的鈦水熱管啟動(dòng)時(shí)溫度變化曲線(xiàn)Fig.8 Experimental results of start-up of heat pipe with non-condensed gas

圖9 排散出不凝氣體以后熱管的啟動(dòng)溫度曲線(xiàn)Fig.9 Experimental results of start-up after discharging non-condensed gas

2)熱管極限傳熱能力

后續(xù)逐漸增大陶瓷加熱片的功率(熱管處于水平狀態(tài))，測(cè)試熱管在200 ℃附近的傳熱能力，由于鈦水熱管的傳熱能力較強(qiáng)(理論值1125 W·m)，蒸發(fā)段施加的功率很高，因此熱管蒸發(fā)段和冷凝段的熱流密度很大。例如當(dāng)熱管熱端施加的功率在1000 W附近時(shí)，熱管蒸發(fā)段的熱流密度>8 W/cm2，冷凝段的熱流密度>20 W/cm2。由于鈦合金的導(dǎo)熱系數(shù)較低(約15 W/m·℃)，因此熱管蒸發(fā)段和冷凝段的截面會(huì)產(chǎn)生很大的周向溫度梯度，由此會(huì)導(dǎo)致在大功率試驗(yàn)時(shí)，熱管絕熱段的溫度很難穩(wěn)定在200 ℃附近。本文在進(jìn)行熱管傳熱能力試驗(yàn)時(shí)，通過(guò)觀(guān)察熱管在提高加熱功率后瞬態(tài)升溫過(guò)程，判斷熱管是否達(dá)到傳熱能力極限。

當(dāng)熱管姿態(tài)為水平時(shí)，在測(cè)試過(guò)程中熱管加熱功率最高加至1030 W，但仍未出現(xiàn)單點(diǎn)溫度飆升的現(xiàn)象，因此認(rèn)為該功率尚未達(dá)到熱管的傳熱能力極限。由于此時(shí)加熱片熱流密度太大(>8 W/cm2)，同時(shí)已達(dá)到試驗(yàn)系統(tǒng)的加熱極限，因此通過(guò)測(cè)試逆重力下熱管的傳熱能力對(duì)水平姿態(tài)的傳熱能力進(jìn)行推算。

根據(jù)上述熱管傳熱能力的分析，熱管的極限傳熱能力隨著熱管逆重力高度的升高而降低，且呈線(xiàn)性關(guān)系。因此通過(guò)測(cè)試不同逆重力高度下熱管的極限傳熱能力，對(duì)熱管水平姿態(tài)的傳熱能力進(jìn)行推算。同樣以熱管升溫過(guò)程中單點(diǎn)溫度飆升來(lái)判斷熱管是否達(dá)到傳熱能力極限。圖10為典型的熱管逆重力姿態(tài)下的測(cè)試過(guò)程。

圖10 典型的鈦水熱管逆重力姿態(tài)下傳熱能力測(cè)試Fig.10 Typical heat transfer ability measurement at anti-gravity attitude

圖11示意了熱管在逆重力高度2.15 mm、2.85 mm、3.55 mm以及4.25 mm時(shí)，200 ℃下的極限傳熱能力分別為649 W·m、565 W·m、524.1 W·m以及492.7 W·m。通過(guò)擬合，推算熱管在水平姿態(tài)時(shí)200 ℃的極限傳熱能力約為791.6 W·m。熱管試驗(yàn)的傳熱能力低于理論分析值(1125 W·m)，有可能是因?yàn)樗べ|(zhì)和本文3D打印的鈦殼體的接觸角大于0°造成的，后續(xù)通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)量水工質(zhì)和3D打印鈦殼體的接觸角，對(duì)理論分析模型進(jìn)行進(jìn)一步的修正。同時(shí)，在試驗(yàn)樣品方面，后續(xù)通過(guò)對(duì)2根各1 m長(zhǎng)的鈦水熱管進(jìn)行焊接拼接，有望制造出2 m長(zhǎng)的鈦水熱管。熱管長(zhǎng)度的增加可顯著降低熱管傳熱能力測(cè)試時(shí)施加的功率，會(huì)更有利于熱管極限傳熱能力的精確測(cè)量及驗(yàn)證。

圖11 鈦水熱管逆重力姿態(tài)下的傳熱能力Fig.11 Heat transfer ability at anti-gravity attitude

4 結(jié)束語(yǔ)

根據(jù)上文的分析和試驗(yàn)驗(yàn)證，本文的3D打印鈦水熱管具有以下的特點(diǎn)和優(yōu)勢(shì)。

(1)在應(yīng)用溫區(qū)方面，常規(guī)的航天器使用的鋁氨熱管應(yīng)用溫區(qū)一般為-50～60 ℃(個(gè)別情況可以用到80 ℃)，而本文的鈦水熱管成功將熱管的應(yīng)用溫區(qū)拓展到100 ℃以上，可用于100～300 ℃的溫區(qū)，對(duì)于未來(lái)的中高溫區(qū)的航天器熱排散系統(tǒng)具有重要的實(shí)用價(jià)值。

(2)在傳熱能力方面，通過(guò)理論分析及試驗(yàn)驗(yàn)證，鈦水熱管的傳熱能力可達(dá)791.6 W·m(200 ℃)。該傳熱能力大于同種管型的鋁氨熱管的傳熱能力(20 ℃)，主要因?yàn)樗诟邷叵碌钠焚|(zhì)因子較高。該傳熱能力指標(biāo)滿(mǎn)足對(duì)應(yīng)的中高溫?zé)崤派⑾到y(tǒng)的需求，對(duì)于后續(xù)中高溫區(qū)熱排散系統(tǒng)的設(shè)計(jì)具有重要的參考意義。

(3)在產(chǎn)品質(zhì)量方面，由于本文熱管的目標(biāo)工作溫度較高，常規(guī)航天器鋁氨熱管采用的鋁合金殼體力學(xué)性能較差，不再適用。而對(duì)于該溫區(qū)，鈦合金是兼顧質(zhì)量和力學(xué)性能的材料。例如，本文中鈦水熱管的線(xiàn)密度為569 g/m，而當(dāng)熱管殼體材料為不銹鋼和銅的時(shí)候，熱管線(xiàn)密度分別為984.1 g/m和1135.5 g/m。因此鈦水熱管的成功研制，對(duì)于航天器用輕量化的中高溫?zé)崤派⑾到y(tǒng)具有重要意義。

(4)在熱管產(chǎn)品實(shí)現(xiàn)工藝方面，本文的試驗(yàn)結(jié)果證明3D打印技術(shù)可成功應(yīng)用于熱管產(chǎn)品的制造，可保證熱管內(nèi)部槽道的打印精度以及熱管長(zhǎng)度(>1 m)。航天器常規(guī)鋁氨熱管采用熱擠壓工藝，該工藝效率較3D打印高，但只適合熔點(diǎn)較低的金屬(如鋁合金)以及只能成型直熱管。而3D打印技術(shù)則可打印高熔點(diǎn)金屬(如鈦、不銹鋼等)，同時(shí)可打印復(fù)雜形狀的熱管，如熱管和結(jié)構(gòu)板一體化機(jī)構(gòu)。因此3D打印技術(shù)在熱管的成功應(yīng)用，不僅代表著中高溫區(qū)熱管的成功實(shí)現(xiàn)，也代表著下一步實(shí)現(xiàn)復(fù)雜形狀的熱管結(jié)構(gòu)成為可能，例如最近正在研發(fā)的熱管和結(jié)構(gòu)板一體化的鋁材機(jī)構(gòu)，該機(jī)構(gòu)通過(guò)3D打印技術(shù)直接成型，實(shí)現(xiàn)機(jī)械和熱的一體化，可大幅提高機(jī)構(gòu)的溫度均勻性，該基于3D打印技術(shù)的機(jī)構(gòu)對(duì)于未來(lái)輕質(zhì)、均熱以及極低熱變形的航天器及載荷平臺(tái)具有重要的意義。

后續(xù)，在鈦水熱管方面，通過(guò)熱管表面改性等措施，進(jìn)一步提高熱管的性能。通過(guò)研制長(zhǎng)度可達(dá)2 m的熱管，對(duì)鈦水熱管的性能進(jìn)行進(jìn)一步的測(cè)試及驗(yàn)證；在中高溫?zé)崤派⑾到y(tǒng)方面，將鈦水熱管與泵驅(qū)兩相流體回路冷凝器以及碳材料輻射器焊接，進(jìn)而對(duì)中高溫?zé)崤派⑾到y(tǒng)地面演示系統(tǒng)進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，為未來(lái)的航天應(yīng)用打下基礎(chǔ)。