空間太陽觀測入射窗組件熱分析與試驗驗證

王晨潔，陶文銓，楊文剛，馬奕新，秦德金，李福

（1 西安交通大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院熱流科學(xué)與工程教育部重點實驗室，西安 710049）

（2 中國科學(xué)院西安光學(xué)精密機械研究所空天技術(shù)部，西安 710119）

0 引言

作為空間天文的先驅(qū)，空間太陽探測在空間天文學(xué)科中扮演重要角色。一方面，空間太陽探測具有廣義的天體物理意義，許多空間天文的探測技術(shù)，首先是在對太陽的空間探測中得到試驗驗證。另一方面，太陽活動與人類生活密切相關(guān)。太陽爆發(fā)會嚴重影響地球近地空間環(huán)境，損害衛(wèi)星及無線通信，甚至威脅空間宇航員的人身安全，最新研究表明，太陽與地球之間的相互作用會直接影響地球氣候的變化，因此對太陽活動進行深入研究繼而進行監(jiān)控、預(yù)測也就更加重要［1］。

與地基太陽觀測望遠鏡相比，空間太陽觀測望遠鏡在進行天文觀測時，徹底擺脫了大氣影響，背景噪聲的降低極大地提高了觀測分辨率，但由于其工作模式為對日定向長期工作，光學(xué)窗口直接暴露于空間，它的外面是復(fù)雜的空間環(huán)境，在軌道運行期間將受到交變的空間太陽輻射、地球紅外輻射、地球陽光反照、空間環(huán)境污染等各種影響［2］。

日本Hinode 衛(wèi)星上的太陽觀測光學(xué)望遠鏡采用格里高利光學(xué)系統(tǒng)，為了克服光學(xué)窗口太陽直射的挑戰(zhàn)，該望遠鏡的主鏡和次鏡之間設(shè)計了一個排熱鏡，它可以通過專門的側(cè)窗將88%的入射太陽光反射到冷黑空間，從而使到達次鏡的太陽熱流大大減少［3］。但在Hinode 發(fā)射后的兩個月內(nèi)，排熱鏡的溫度迅速上升，同時整個望遠鏡在短波區(qū)域的觀測效率明顯下降，望遠鏡的壽命也因此大大縮短，URAYAMA F 等認為有機污染物的沉積導(dǎo)致了光學(xué)元件涂層的退化，使光學(xué)元件表面太陽吸收率增大，這是排熱鏡溫度迅速上升的主要原因；而主鏡和次鏡反射率的降低以及準直鏡透過率的降低則導(dǎo)致了望遠鏡觀測效率顯著下降［4］。2020年2月歐空局發(fā)射的太陽軌道器也是一顆太陽觀測的衛(wèi)星，為了近距離研究太陽并拍攝太陽兩極的高分辨率圖像，太陽軌道器在繞日飛行期間的近日點（0.28AU）會接收到約17 500 W/m2（即13 個太陽常數(shù)）的太陽直射熱流，這給光學(xué)有效載荷入射窗的設(shè)計和驗證試驗提出了更大的挑戰(zhàn)［5-7］。

入射窗不僅能夠減小外部空間熱環(huán)境對后面各系統(tǒng)的影響，而且還具有選擇所需太陽譜段，防止后端光學(xué)系統(tǒng)受到污染的功能，它是太陽觀測有效載荷設(shè)計中最重要的組成部分之一［8-12］。為了盡可能地抑制太陽直射熱流的影響，本文設(shè)計了一種適用于空間太陽觀測的隔熱型入射窗組件（Heat-rejecting Entrance Window Assembly，HEWA），研究了評估其隔熱能力的熱分析方法，同時通過熱平衡試驗驗證了設(shè)計的合理性和分析方法的正確性。

1 入射窗組件的一體化集成設(shè)計

全日面矢量磁像儀（Full-disk Mmagnetograph，F(xiàn)MG）是中科院空間科學(xué)戰(zhàn)略性先導(dǎo)專項先進太陽天基天文臺（Advanced Space Solar Observatory mission，ASO-S）衛(wèi)星的主載荷之一［13］，F(xiàn)MG 光學(xué)窗口長期直對太陽，遮光罩和窗口玻璃接收的太陽直射熱流較大，同時衛(wèi)星還存在復(fù)雜的定標機動模式，導(dǎo)致熱流變化劇烈，熱環(huán)境十分惡劣。因此，設(shè)計了專門的入射窗組件，以盡可能地抑制太陽直射熱流的影響。

1.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計

如圖1 所示，入射窗組件位于FMG 的最前端，由遮光罩和窗口鏡組件兩部分組成，其中后者由窗口框、窗口鏡1（M1）、窗口鏡2（M2）組成，如圖2 所示。窗口鏡玻璃M1 和M2 為兩塊厚度為17 mm 的熔石英平板，窗口框選用與融石英膨脹系數(shù)接近的鈦合金材料，同時考慮到溫度變化和力學(xué)環(huán)境條件，使用室溫硅橡膠將窗口鏡和窗口框固定在一起；入射窗組件和后部光學(xué)系統(tǒng)（After Optical System，AOS）間設(shè)計玻璃鋼隔熱墊。

圖2 入射窗組件的組成Fig.2 Composition of the HEWA

1.2 光學(xué)膜系設(shè)計

窗口玻璃的表面輻射特性是影響其吸收太陽直射熱流的關(guān)鍵因素［5］，為了滿足特定的需求，入射窗的窗口玻璃上鍍制了四層不同的膜系，如圖3 所示，其中，第一層是紫外截止膜，能將400 nm 之前的紫外波段反射，確保紫外輻射粒子不能進入后部光學(xué)系統(tǒng)，影響光學(xué)材料及膜系的性能；第二層是窄帶濾光膜，可以保留所需要的532±5 nm 波段，反射不需要的可見波段。M2 兩側(cè)鍍制的第三和第四層膜系都是紅外反射膜，紅外反射膜能將大于1 μm 的大部分紅外波段反射，大大減小進入后光學(xué)系統(tǒng)的熱量。M1 和M2 的透過率曲線如圖4～5 所示。

圖3 窗口鏡的膜系設(shè)計Fig.3 Coatings of the window glasses

圖4 窗口玻璃M1 的透過率曲線Fig.4 Transmittance curve of M1

圖5 窗口玻璃M2 的透過率曲線Fig.5 Transmittance curve of M2

1.3 熱設(shè)計

遮光罩位于光學(xué)窗口組件的最前端，內(nèi)表面進行發(fā)黑處理以避免雜散光進入光學(xué)系統(tǒng)內(nèi)部，但發(fā)黑處理使得遮光罩所吸收的太陽熱流大大增加，從而導(dǎo)致其溫度劇烈升高。為了減少窗口組件吸收的總熱流并增強其向冷黑空間的輻射換熱，在遮光罩外圓周面噴涂S781 白漆；同時遮光罩頭部設(shè)置擋光環(huán)，避免光線直射到遮光罩和窗口框內(nèi)部（圖6 中1#點所在位置）［14-15］。

為給窗口鏡組件提供有效的熱排散路徑，光學(xué)窗口框與遮光罩進行導(dǎo)熱安裝，安裝面表面平面度優(yōu)于0.05 mm，粗糙度Ra優(yōu)于1.6 μm，使光學(xué)窗口框和窗口玻璃吸收的熱量通過遮光罩的散熱面散至冷黑空間；為避免入射窗在低溫工況時溫度過低，在光學(xué)窗口框外表面實施主動控溫回路，并包覆多層隔熱組件，多層外面膜為低吸收高發(fā)射比的單面鍍銀F46 膜；為減小光學(xué)窗口框?qū)χ麋R溫度水平的影響，在光學(xué)窗口框和主鏡框間加裝10 mm 厚的玻璃鋼隔熱墊，如圖6 所示，兩者之間使用鈦合金螺釘進行連接，以減小光學(xué)窗口向主鏡框的漏熱。同時，在主鏡框外表面實施主動控溫回路，以控制主鏡的溫度水平。

圖6 入射窗組件的熱設(shè)計Fig.6 Thermal design of the HEWA

2 入射窗組件的熱分析方法

對于非太陽觀測光學(xué)載荷，光學(xué)系統(tǒng)不會受到太陽直射，或直射時間很短，太陽輻射特性參數(shù)的設(shè)置對光學(xué)組件的溫度影響不大。但FMG 的工作模式為對日定向長期工作，且光學(xué)系統(tǒng)為透射式系統(tǒng)［11］，太陽光長時間照射光學(xué)鏡片，太陽輻射參數(shù)的設(shè)定對鏡片溫度的影響較敏感，因此需要準確設(shè)定透鏡太陽輻射參數(shù)，提高仿真分析準確性。

但是，熱分析軟件對太陽輻射能量的模擬針對太陽全譜段，而入射窗的窗口玻璃的膜系對不同譜段的太陽光是選擇性的吸收、反射和透過。因此，首先要將各膜系的太陽輻射參數(shù)等效到太陽全譜段。其次需要注意的是，某些譜段的太陽能量被第一片透鏡選擇性吸收和反射后，進入第二片透鏡的太陽光不再是全譜段，而是部分譜段，因此等效輻射參數(shù)應(yīng)為所透過譜段相應(yīng)的等效參數(shù)［16］。

2.1 窗口玻璃的等效太陽透過率計算

太陽為接近于球狀的輻射源，其直徑為1.39×109m，距離地球1.5×1011m，在地球大氣層的外表面，太陽輻射可近似為平行光，輻射能量主要集中在熱輻射光譜的短波區(qū)（0.2 μm≤λ≤3 μm），峰值位于0.5 μm 附近，分布近似于5 800 K 黑體的發(fā)射光譜。

根據(jù)普朗克公式，黑體發(fā)射的光譜輻射強度為

式中，h為普朗克通用常數(shù)，h＝6.625 6×10-34J·s；k為波爾茨曼通用常數(shù)，k=1.380 5×10-23J/K；c0為真空中的光速，c0=2.998×108m/s；T為黑體的絕對溫度。黑體的光譜發(fā)射功率形式為

將太陽輻射能量近似為5 800 K 黑體輻射后，根據(jù)透鏡對太陽光譜的透過和吸收情況，利用普朗克公式，計算第一片窗口玻璃的等效太陽透過率τs1（根據(jù)經(jīng)驗數(shù)據(jù)，0～300 nm 透過率為0，300 0 nm 以上譜段透過率為0.4）。第一片窗口玻璃的等效透過率計算公式為

式中，Eb為黑體的輻射功率。經(jīng)過第一片窗口玻璃后，到達第二片窗口玻璃的能量不再是太陽全譜段，而是透過的部分譜段，因此，第二片窗口玻璃的等效透過率是針對透過光譜的能量。第二片窗口玻璃的等效透過率計算公式為

窗口玻璃的總透過率可表示為

式中，τm1和τm2分別為玻璃兩側(cè)膜系的透過率，τg為鏡體材料自身的透過率。通過式（5）將窗口玻璃的總透過率分解到各膜系。

2.2 窗口玻璃的等效太陽吸收率計算

根據(jù)經(jīng)驗數(shù)據(jù)，三種膜系在0～2 000 nm 的吸收率為0.01，在2 000～3 000 nm 的吸收率為0.03，在3 000 nm以上譜段的吸收率為0.6。利用普朗克公式，根據(jù)式（6）得到紫外截止膜和窄帶濾光膜的等效吸收率；紅外反射膜的等效吸收率是針對透過光譜的能量，根據(jù)式（7）得到其等效吸收率。

2.3 窗口玻璃的等效輻射參數(shù)計算結(jié)果匯總

根據(jù)2.1 和2.2 節(jié)中的計算方法，可以得出窗口玻璃各膜系的等效太陽輻射參數(shù)如表1 所示。

表1 窗口玻璃各膜系的等效太陽輻射參數(shù)Table1 The equivalent solar radiation parameters of each coating

根據(jù)表1 的計算結(jié)果，對光學(xué)窗口到主鏡的光線吸收、透射和反射進行全鏈路分析，分析中不考慮光線的二次反射，如圖7 所示，S表示太陽常數(shù)，可以看到透過入射窗組件到達后端光學(xué)系統(tǒng)表面的太陽輻射強度為0.024 38 個太陽常數(shù)。

圖7 入射窗組件到后部光學(xué)系統(tǒng)的能量傳遞分布圖Fig.7 Solar radiation transmission from the HEWA to the AOS

3 入射窗組件熱分析

3.1 熱分析工況和參數(shù)選取

基于FMG 工作模式和入射窗的外熱流分析結(jié)果，考慮到實際膜系參數(shù)與設(shè)計值的一定差異，為保證熱分析對極端工況的覆蓋性，并保證足夠的工程余量，選擇三個分析工況如圖8 所示，包括：

圖8 FMG 的工作模式示意圖Fig.8 Schematic of the operational modes of FMG

極端低溫工況（Case1）：FMG 對日定向，夏至工況（6月21日）；

極端高溫工況（Case2）：FMG 對日定向，冬至工況（12月21日）；

定標工況（Case 3）：衛(wèi)星對日偏離機動，衛(wèi)星+X軸（衛(wèi)星坐標系如圖1 所示）根據(jù)指向任務(wù)要求偏離日面機動到指定天區(qū)位置，與衛(wèi)星-太陽中心連線夾角小于30°。

表2 給出了各分析工況的關(guān)鍵參數(shù)選取情況，表3 列出了仿真分析中所涉及材料的熱物性參數(shù)和涂層的輻射特性參數(shù)。

表2 分析工況參數(shù)Table 2 Parameters of each analysis case

表3 材料的熱物性參數(shù)和涂層的輻射特性參數(shù)Table 3 Thermo-physical parameters of materials and radiation characteristics of coatings

3.2 熱分析結(jié)果

外熱流是影響前置光學(xué)組件溫度水平的重要因素，太陽光線進入光學(xué)窗口后，經(jīng)過各膜系和玻璃材料的吸收、透過、散射和反射，僅有極小的一部分會到達主鏡以后的光學(xué)系統(tǒng)，而被各光學(xué)部件及相鄰結(jié)構(gòu)件吸收的部分，則是影響整個系統(tǒng)溫度水平的關(guān)鍵。理想狀態(tài)下，經(jīng)窗口玻璃反射的太陽光線全部以鏡面反射的方式離開光學(xué)系統(tǒng)，但考慮到鏡面污染等不可預(yù)見的因素，分別計算了窗口玻璃鏡面反射占比100%和80%兩種情況下入射窗各光學(xué)元件吸收的太陽熱流，如表4 所示。

表4 三種工況下入射窗組件各光學(xué)元件所吸收的太陽熱流Table 4 Absorbed heat flux of different components of HEWA in the three analysis cases

通過分析結(jié)果看出，工況1 和工況2 中，相比鏡面反射100%的工況，鏡面反射80%的情況下，遮光罩所吸收的太陽熱流較大，同時各光學(xué)表面吸收的熱流略小，這是由于一部分經(jīng)過鏡面反射的光線會以漫反射的形式到達遮光罩，導(dǎo)致遮光罩吸收的外熱流增加，而進入光學(xué)系統(tǒng)內(nèi)部的外熱流稍有減少；與工況1 和工況2 相比，工況3 中遮光罩所吸收的太陽熱流顯著增加，這是由于當光線與窗口成一定夾角時，部分太陽光線直接打到遮光罩側(cè)壁上，導(dǎo)致遮光罩吸收的外熱流顯著增加。

三種工況下入射窗組件各部件的溫度水平如表5 所示?？梢钥闯觯赫ＤＪ较?，鏡面反射比為80%時，20%的光線以漫反射的形式離開光學(xué)系統(tǒng)后，其中一部分被周圍結(jié)構(gòu)件吸收，導(dǎo)致遮光罩和窗口鏡的溫度水平高于鏡面反射比為100%的工況，在定標工況中，遮光罩和窗口鏡的溫度水平則略低于鏡面反射比為100%的工況；總體來說，鏡面反射比為80%和100%兩種情況下，入射窗組件各部件溫度水平差別較小，因此，后續(xù)分析計算中，默認窗口鏡的鏡面反射比為100%。

表5 入射窗組件的熱分析結(jié)果Table 5 Thermal analysis results of the HEWA

根據(jù)計算結(jié)果，正常模式下M1 的溫度水平為4.5～8.2℃，M2 為7.0～9.9℃；定標工況下M1 的溫度水平為15.0～24.0℃，M2 為17.0～24.4℃；三個工況中，主鏡溫度范圍位于21.1～22.4℃，能夠滿足正常工作需求。

4 入射窗組件熱平衡試驗

由于窗口玻璃的光譜選擇性，僅523±5 nm 的波段可進入后光學(xué)系統(tǒng)，因此外熱流模擬不僅需要模擬太陽光的輻照強度，更要精確模擬其準直性和光譜特性。吸收熱流模擬技術(shù)如加熱器、紅外籠等已相對成熟，但其無法模擬空間中太陽輻射熱流的準直性和光譜特性［17］。歐空局Solar Orbiter 的PHI 載荷的熱平衡試驗采用定天鏡引入太陽光的方式模擬載荷進光口外熱流［18］，該方案相比紅外加熱器的方法，有較高的模擬精度和準確度，但引入的太陽光經(jīng)過大氣衰減后，輻照度和光譜特性難以滿足熱平衡試驗的需求。太陽模擬器能夠模擬空間外熱流的輻照強度、方向及光譜特性，因此與定天鏡、紅外加熱器等方式相比有著更高的空間熱流模擬精度［19］，因此考慮采用太陽模擬器進行入射窗組件的熱平衡試驗對入射窗組件設(shè)計的合理性進行驗證。

4.1 試驗方案設(shè)計

如圖9 所示，熱平衡試驗時，通過真空罐熱沉（半球紅外發(fā)射率εh>0.90，溫度低于100 K）模擬宇宙冷黑空間；載荷安裝艙板模擬件、遮陽板模擬件、萊曼阿爾法太陽望遠鏡（Lyman-alpha Solar Telescope，LST）側(cè)板模擬件及光學(xué)箱模擬件等試驗工裝按定溫邊界處理，在其外表面粘貼薄膜電加熱器和熱電偶，與罐外程控電源形成閉環(huán)控溫回路來模擬；進光口外熱流通過太陽模擬器模擬，如圖10 所示，使用設(shè)備為北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所的光斑直徑為0.6 m 的KFTA 太陽模擬器；入射窗組件多層外表面外熱流通過在多層外表面包覆粘貼薄膜電加熱器的聚酰亞胺膜來模擬，通過罐外放置的控溫儀采集和控制入射窗組件的溫度；通過在罐外放置平行光管來調(diào)整前置光學(xué)組件光軸與太陽光的夾角，以滿足不同試驗工況的具體需求。由于FMG 的光學(xué)系統(tǒng)為透射系統(tǒng)，使用紅外熱像儀等非接觸式的測溫設(shè)備，容易受透射系統(tǒng)背景溫度的干擾，因此在兩片窗口玻璃的中心和邊緣分別粘貼熱電偶進行溫度測量和采集，以獲取詳細的溫度分布數(shù)據(jù)。

圖9 入射窗組件熱平衡試驗示意圖Fig.9 Schematic of thermal balance test with KFTA

圖10 KFTA 太陽模擬器中的入射窗組件Fig.10 The HEWA of FMG in KFTA

4.2 太陽模擬器的標定

試驗前，需對太陽模擬器的輻照度、光譜特性、均勻性及準直性進行標定，以確保試驗數(shù)據(jù)的可靠性，且便于進行試驗后的誤差分析。

1）輻照度測量：在FMG 前置光學(xué)組件相對真空罐的進光口位置采用絕對輻射計對KFTA 太陽模擬器進行輻照度測量，以1 個太陽常數(shù)=1 353 W/m2為基值進行測量，測試結(jié)果顯示太陽模擬器能夠?qū)崿F(xiàn)362～1 812 W/m2范圍的輻照度。

2）光譜分布測量：以1 300 W 為基準進行了光譜分布的測試，光譜分布情況不受能量變化影響?？偣β蕿? 690 W 時，KFTA 太陽模擬器輸出200～2 500 nm 光輻照能量為1 300 W/m2，光譜分布如圖11 所示?？梢钥闯?，太陽模擬器的光譜分布與真實太陽光有一定的差異，因此需要對試驗數(shù)據(jù)進行相應(yīng)修正。

圖11 太陽光和太陽模擬器的光譜分布Fig.11 Spectral irradiance of the sun and the solar simulator

3）均勻性和準直性測試：采用sp320 光譜儀對KFTA 太陽模擬器進行均勻性測試，根據(jù)測試結(jié)果得到KFTA 太陽模擬器在輻照度為1 個太陽常數(shù)的工況下，輻照不均勻度為4%。KFTA 太陽模擬器的準直角為±1.5°。

4.3 試驗結(jié)果

入射窗組件熱平衡試驗結(jié)果如圖12 和表6 所示，正常模式（工況1 和工況2）下，M1 的溫度水平為7.2～11.7℃，M2 的溫度水平為8.3～11.1℃；定標模式下，M1 的溫度水平為14.9～32.8℃，M2 的溫度水平為18.7～22.8℃；主鏡能夠很好地控制在21.1～22.3℃。分析結(jié)果與試驗結(jié)果基本吻合，但還是存在一些差異，主要體現(xiàn)在：

表6 入射窗組件的熱平衡試驗結(jié)果Table 6 Thermal balance test results of the HEWA

圖12 三種工況下熱平衡試驗M1 和M2 的溫度曲線Fig.12 Temperature curve of M1 and M2 in three cases

1）試驗結(jié)果遮光罩溫度與分析結(jié)果相比偏低，主要有三方面的原因：首先，窗口框的主動控溫回路的控溫點在靠近主鏡框一側(cè)，導(dǎo)致窗口框的平均溫度低于分析值；其次，實際加工裝配過程中，遮光罩與窗口框的實際接觸狀態(tài)為非理想狀態(tài)，接觸傳熱系數(shù)小于分析值，導(dǎo)致窗口框向遮光罩的傳熱量減??；再者，為避免遮光罩圓柱面的白漆污染，試驗過程中未模擬遮光罩外表面外熱流也導(dǎo)致了遮光罩溫度偏低。

2）正常模式下窗口玻璃的實測溫度小于分析值，這部分差異可能由以下兩方面引起：首先，為了獲取兩個窗口玻璃的詳細溫度分布，試驗過程中通過直接在窗口鏡膜系表面粘貼熱電偶的方式來精確測量窗口鏡表面的溫度水平，但為了保護窗口鏡的膜系，粘貼熱電偶的位置先使用3M 膠帶進行打底，并用3M 膠帶固定走線，如圖13 所示。由于3M 膠帶的吸收率遠大于窗口鏡膜系的吸收率，導(dǎo)致第一片窗口鏡溫度水平偏高；其次，太陽模擬器出射光線的光譜分布與實際光線存在一定的差異，也會導(dǎo)致兩片窗口鏡實測溫度與分析溫度存在差異。

圖13 窗口玻璃M1+X 面的3M 膠帶粘貼情況Fig.13 3M tape on the +X surface of M1

3）工況3 中M1 的實測最大溫度梯度為17.9℃，高于分析值9.0℃，這個差異主要在于在M1 表面使用了吸收率較高的3M 膠帶，當光線照射到窗口玻璃表面時，就會在3M 膠帶的粘貼位置形成局部熱點。

5 分析模型修正與實際在軌溫度預(yù)測

5.1 熱分析模型的修正

為使分析結(jié)果與試驗結(jié)果更加吻合，根據(jù)4.3 節(jié)的試驗結(jié)果分析，對熱分析模型進行修正，修正內(nèi)容主要包括：

1）將分析模型中窗口框控溫點的位置移至試驗時的實際粘貼位置，修正了窗口框和遮光罩間的接觸傳熱系數(shù)，并在分析模型中取消了遮光罩外圓柱面的外熱流。

2）使用太陽模擬器出射光線的實際光譜分布修正窗口玻璃膜系的等效輻射參數(shù)。

3）在仿真模型中考慮粘貼3M 膠帶的影響。圖14 中給出了工況3 中分別粘貼3M 膠帶和不粘貼3M 膠帶兩種情況下M1 的溫度分布，可以看到粘貼了3M 膠帶的窗口玻璃在3M 膠帶的粘貼位置（圖13 中11#和12#所在位置）溫度明顯升高，形成了局部熱點，并使M1 的溫度梯度由9.0℃增加至17.8℃，與試驗結(jié)果吻合。

圖14 窗口玻璃M1 不粘貼3M 膠帶和粘貼3M 膠帶兩種情況下的溫度分布Fig.14 Temperature distribution of M1 without/with 3M tape pasted

用修正后的分析模型對入射窗組件的溫度分布進行計算，得到入射窗組件各部件的溫度水平如表7 所示，可以看到分析結(jié)果與試驗結(jié)果十分吻合，因此修正后的模型可以用于預(yù)測入射窗組件的實際在軌溫度分布。

表7 修正后的分析結(jié)果與試驗結(jié)果對比Table 7 Comparison of the modified analysis results and the test results

5.2 入射窗組件實際在軌溫度分布預(yù)測

用修正后的模型進行入射窗組件的實際在軌溫度分布分析，并考慮以下幾點實際在軌工況：1）窗口框主動控溫回路的控溫點位于窗口框中部；2）考慮遮光罩外圓柱面實際接收到的外熱流；3）使用實際太陽光的光譜分布曲線；4）窗口玻璃去除3M 膠帶的影響。入射窗組件的實際在軌溫度分布如表8 所示，可以看到正常模式下，窗口玻璃M1 的溫度范圍為6.2～8.8℃，M2 的溫度范圍為8.5～11.5℃，主鏡溫度范圍為21.7～23.0℃；定標模式下，窗口框的最高溫度為28.2℃，窗口玻璃的最高溫度為26.3℃，留有足夠的設(shè)計裕度。

表8 入射窗組件的在軌溫度分布預(yù)測Table 8 Prediction of the temperature distribution of the HEWA on orbit

6 結(jié)論

本文介紹了一種適用于空間太陽觀測的入射窗組件，通過對太陽直射熱流影響抑制的光機熱集成設(shè)計，只有0.134 W 的熱量會到達主鏡表面，能夠有效保證后部光學(xué)系統(tǒng)的使用性能。為了驗證設(shè)計的合理性和熱分析的正確性，設(shè)計了專門的熱平衡試驗，根據(jù)熱平衡試驗與分析結(jié)果的差異，對熱分析數(shù)學(xué)模型進行了修正，修正后模型的計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好。將修正后的模型用于預(yù)測入射窗組件的實際在軌溫度分布，分析結(jié)果表明：在軌的各種模式下，窗口框的最高溫度為28.2℃，窗口玻璃的最高溫度為26.3℃，能夠滿足在軌使用需求，并且留有一定的余量，保證了載荷在軌期間不會因窗口組件和后部光學(xué)系統(tǒng)溫度過高而影響光學(xué)性能或?qū)е挛廴?，對透射式光學(xué)系統(tǒng)和其他對日觀測光學(xué)載荷的研制有借鑒意義。