低軌通信衛(wèi)星箱式構(gòu)型設(shè)計(jì)與散熱能力分析

吳 優(yōu)，孔 林，孫強(qiáng)強(qiáng)，譚陸洋

(長(zhǎng)光衛(wèi)星技術(shù)股份有限公司,長(zhǎng)春 130033)

低軌通信衛(wèi)星具有低延遲、低成本、低風(fēng)險(xiǎn)等優(yōu)勢(shì)[1]，Amazon、SpaceX、OneWeb等公司紛紛組建低軌通信衛(wèi)星星座[2-4]，通信衛(wèi)星載荷功率密度大、整星功耗高、軌道復(fù)雜多樣，這些特征會(huì)增大熱控設(shè)計(jì)難度[5-6]。

在軌衛(wèi)星與外界僅通過(guò)輻射進(jìn)行能量交換，為滿足散熱能力需求，通常采用增大散熱面積和提高單位面積散熱能力兩種手段。洛克希德·馬丁公司[7]研制柔性熱管耦合太陽(yáng)輻照變化劇烈的衛(wèi)星東西面，增加散熱面積，柔性結(jié)構(gòu)拓展了熱管使用范圍，但柔性部位多次彎折毛細(xì)結(jié)構(gòu)容易被破壞，傳熱能力降低。小行星探測(cè)器Hayabusa[8]裝置了熱致變色熱控涂層，涂層表面溫度升高時(shí)，紅外發(fā)射率增加來(lái)提高散熱效率，但熱控系統(tǒng)要求衛(wèi)星在軌溫度波動(dòng)小，目前難以實(shí)現(xiàn)在幾十度溫度范圍內(nèi)，熱控涂層紅外發(fā)射率有較大的變化。ETS-VIII[9]衛(wèi)星部署了1.80 m×0.49 m可展開(kāi)輻射板，增大散熱面積，但在低溫時(shí)需要較大的電加熱資源，且結(jié)構(gòu)復(fù)雜，造價(jià)高昂。Spacebus 3000A[10]衛(wèi)星南、北板分別向±X方向擴(kuò)展，通過(guò)環(huán)路熱管連接熱源和擴(kuò)展面，環(huán)路熱管熱傳導(dǎo)距離遠(yuǎn)，由于只有一個(gè)蒸發(fā)器，適用于單個(gè)高功率密度載荷，但對(duì)多點(diǎn)式分布載荷適用性較差。低軌通信衛(wèi)星組網(wǎng)數(shù)量多，對(duì)衛(wèi)星質(zhì)量和造價(jià)成本有嚴(yán)苛要求，上述手段不適用低軌通信衛(wèi)星建設(shè)。

本文通過(guò)設(shè)計(jì)衛(wèi)星構(gòu)型，延展衛(wèi)星本體面積，利用熱管網(wǎng)絡(luò)耦合不同散熱面，使得衛(wèi)星散熱效率提升，達(dá)到降低質(zhì)量和成本目的。對(duì)某型低軌通信衛(wèi)星應(yīng)用設(shè)計(jì)方案，高低溫?zé)崞胶庠囼?yàn)結(jié)果表明，所有溫度指標(biāo)滿足要求，證實(shí)了基于熱管網(wǎng)絡(luò)的倒梯形延展板箱式構(gòu)型的可行性。

1 通信衛(wèi)星箱式構(gòu)型

一箭多星發(fā)射多采用中心承力筒作為星箭接口，為最大程度利用整流罩空間，Iridium NEXT、Globalstar、OneWeb等通信衛(wèi)星均采用箱式梯形構(gòu)型。

為簡(jiǎn)化論述，在文中約定正梯形構(gòu)型為衛(wèi)星在軌飛行時(shí)，梯形大面對(duì)地，小面對(duì)天，如圖1所示。倒梯形構(gòu)型為衛(wèi)星在軌飛行中，梯形小面對(duì)地，大面對(duì)天，如圖2所示，±X板、±Z板分別向±Y兩側(cè)進(jìn)行延展，其中延展+Z+Y和延展+Z-Y合稱(chēng)為+Z延展板；延展-Z+Y和延展-Z-Y合稱(chēng)為-Z延展板；延展+X+Y和延展+X-Y合稱(chēng)為+X延展板；延展-X+Y和延展-X-Y合稱(chēng)為-X延展板。正梯形構(gòu)型中±Y板與+Z板夾角為72.5°，倒梯形構(gòu)型中±Y板與+Z板夾角為90°，使得在圖中尺寸情況下，正梯形與倒梯形對(duì)應(yīng)各個(gè)面積均相等。

衛(wèi)星在軌飛行時(shí)，+Z面對(duì)地定向，3軸穩(wěn)定，沿+X方向飛行，軌道參數(shù)見(jiàn)表1，β角(太陽(yáng)矢量與軌道平面夾角)計(jì)算公式如式(1)所示，在軌5 a變化如圖3所示，變化范圍為[-85.3°,87.2°]，為使分析更具普適性，β角變化區(qū)間取[-90.0°,90.0°]。

sinβ=cosisinδθ+sinicosδθsin(αΩ-αθ)

(1)

式中：αθ、δθ分別為太陽(yáng)的赤經(jīng)和赤緯，αΩ為衛(wèi)星升交點(diǎn)赤經(jīng)，i為軌道傾角，當(dāng)sinβ為負(fù)值時(shí)，則應(yīng)為180°與所求出β值之差。

圖1 正梯形構(gòu)型

圖2 倒梯形延展板箱式構(gòu)型

表1 軌道參數(shù)

圖3 衛(wèi)星在軌β角隨時(shí)間變化

2 散熱能力分析

為對(duì)比兩種構(gòu)型散熱能力，通過(guò)統(tǒng)計(jì)各個(gè)蜂窩板在軌外熱流，計(jì)算得出兩種構(gòu)型散熱能力。蜂窩板散熱能力Q如式(2)～(5)所示，在軌仿真中太陽(yáng)常數(shù)取1 367 W/m2，地球反照系數(shù)取0.3[11-13]。

Q=εσAT4-αq1-αq2-εq3

(2)

dq1=Sφ1dA

(3)

dq2=ρSφ2dA

(4)

(5)

式中：q1為到達(dá)衛(wèi)星表面太陽(yáng)輻照熱流，q2為到達(dá)衛(wèi)星表面地球反照熱流，q3為到達(dá)衛(wèi)星表面紅外熱流，α為熱控涂層太陽(yáng)吸收率，ε為熱控涂層紅外發(fā)射率，ρ為地球反照系數(shù),A為蜂窩板面積，φ1為太陽(yáng)輻射角系數(shù)，φ2為地球反照角系數(shù)，φ3為地球紅外輻射角系數(shù)。

衛(wèi)星在軌飛行過(guò)程中，蜂窩板的3種角系數(shù)(φ1、φ2、φ3)不斷變化，文中統(tǒng)計(jì)的外熱流數(shù)值均為在某一β角下，到達(dá)蜂窩板的軌道周期積分平均值。

蜂窩板外表面熱控涂層參數(shù)見(jiàn)表2[14-15]。熱控設(shè)計(jì)需要保證衛(wèi)星整個(gè)壽命周期散熱能力，故計(jì)算中使用熱控涂層末期屬性。

表2 熱控涂層參數(shù)

2.1 正梯形箱式構(gòu)型

圖4為到達(dá)正梯形構(gòu)型蜂窩板太陽(yáng)輻照和地球反照熱流平均值，表3為到達(dá)各個(gè)蜂窩板地球紅外熱流密度?？梢缘贸觯?/p>

1)±Y板太陽(yáng)輻照受交變熱流影響，當(dāng)-Y板在β角為[-90.0°,-20.0°]過(guò)程中，-Y板處于完全陰影狀態(tài)，隨著β角增大，到達(dá)-Y板太陽(yáng)輻照和地球反照熱流逐漸升高，當(dāng)β角為90.0°時(shí)達(dá)到最大值，為1300 W/m2；+Y板與之相反；

2)β為0°時(shí)，到達(dá)-Z板太陽(yáng)輻照熱流平均值最大，為430 W/m2；隨著|β|角增大，-Z板所受太陽(yáng)輻照平均值降低；

3)+Z板對(duì)地定向，軌道周期內(nèi)太陽(yáng)輻照和地球反照平均值之和波動(dòng)最小；

4)地球紅外熱流不隨β變化，到達(dá)+Z板地球紅外熱流最大，達(dá)到183.2 W/m2，-Z板不受地球紅外熱流影響。

±Y板和-Z板直接受太陽(yáng)輻照影響，采用低吸收/發(fā)射比且穩(wěn)定的鈰玻璃二次表面反射鏡(OSR)；±X板和+Z板主要受地球反照和地球紅外的影響，選用低吸收/發(fā)射比KS-ZA無(wú)機(jī)白漆。

圖4 到達(dá)正梯形蜂窩板太陽(yáng)輻照及地球反照平均值

表3 到達(dá)正梯形蜂窩板地球紅外熱流密度

圖5為蜂窩板在壽命末期散熱能力隨β角變化，表4為蜂窩板壽命末期平均散熱能力，從表4可以得出：

1)壽命末期各蜂窩板平均散熱能力：-Z>±X>±Y>+Z；

2)±Y板在陽(yáng)照區(qū)和陰影區(qū)散熱能力相差170 W/m2；

圖5 正梯形構(gòu)型在不同β角下壽命末期散熱能力@20 ℃

表4 正梯形構(gòu)型在軌壽命末期平均散熱能力@20 ℃

2.2 倒梯形延展板箱式構(gòu)型

倒梯形構(gòu)型蜂窩板及延展板尺寸如圖2所示，±X板和±Z板到達(dá)外熱流與正梯形一致，±Y板到達(dá)外熱流對(duì)比如圖6所示，以+Y板為例，當(dāng)β處于[-90.0°,-50.0°]時(shí)，倒梯形入射熱流更大，當(dāng)β處于[-50.0°,20.0°]時(shí)，正梯形入射熱流更大，當(dāng)β處于[20.0°,90.0°]時(shí)，蜂窩板進(jìn)入陰影區(qū)，相差不大。

圖6 正梯形與倒梯形±Y面到達(dá)熱流對(duì)比

圖7為8塊延展板在不同β角下到達(dá)太陽(yáng)輻照和地球反照平均值，可以得出同一塊蜂窩板±Y兩側(cè)延展板在β和-β數(shù)值一致，分布呈鏡像對(duì)稱(chēng)。

表5為各蜂窩板面積，表6為梯形構(gòu)型在不同β角下到達(dá)各蜂窩板地球紅外熱流密度，表7為倒梯形延展板構(gòu)型在軌壽命末期平均散熱能力，表8為倒梯形延展板箱式構(gòu)型散熱能力與正梯形散熱能力對(duì)比，可以得出：

1)倒梯形構(gòu)型大面對(duì)天，小面對(duì)地，單位面積蜂窩板散熱能力提高66.7%；

2)延展板兩面散熱，+X延展板散熱能力提高108.8%，-X延展板散熱能力提高109.2%，+Z延展板散熱能力提高187.3%，-Z延展板散熱能力提高86.2%；

3)±Y板與+Z板夾角由72.5°更改為90.0°，太陽(yáng)入射角增大，+Y蜂窩板散熱能力降低4.9%，-Y蜂窩板散熱能力降低5.3%；

4)根據(jù)表5和表8，可以得出更改方案后+X板、-X板、+Z板、-Z板散熱能力分別為314.4、313.2、555.3、1 193.4 W，散熱能力分別提高36.3%、36.4%、10.2%和98.6%；

5)根據(jù)表5和表8所示，正梯形箱式構(gòu)型在軌壽命末期平均散熱總能力為2 240.4 W，倒梯形延展板構(gòu)型在軌壽命末期平均散熱總能力為3 017.2 W；倒梯形延展板構(gòu)型與正梯形構(gòu)型相比，散熱能力增加776.8 W，整星散熱能力提高34.6%。

圖7 倒梯形延展板太陽(yáng)輻照與地球反照平均值

表5 各蜂窩板面積

表6 到達(dá)倒梯形蜂窩板地球紅外熱流密度

表7 倒梯形構(gòu)型在軌壽命末期平均散熱能力@20 ℃

表8 倒梯形與正梯形構(gòu)型壽命末期散熱能力對(duì)比@20 ℃

3 低軌通信衛(wèi)星構(gòu)型及散熱面設(shè)計(jì)

對(duì)某型低軌通信衛(wèi)星應(yīng)用倒梯形延展板箱式構(gòu)型方案，該衛(wèi)星裝置3臺(tái)Ka頻段相控陣天線，兩型激光通信載荷，兩個(gè)異軌反射面天線，太赫茲通信載荷，綜合處理載荷，衛(wèi)星構(gòu)型如圖8所示，衛(wèi)星軌道參數(shù)見(jiàn)表1，衛(wèi)星尺寸與圖2保持一致，衛(wèi)星在軌+Z對(duì)地3軸穩(wěn)定，沿+X方向飛行，XYZ為右手坐標(biāo)系。

其中3臺(tái)Ka頻段相控陣天線安裝在+Z板，實(shí)現(xiàn)星地互聯(lián)功能，載荷功率密度大，功耗高；±X板放置異軌反射面天線、太赫茲通信天線、寬波束天線，天線通過(guò)波導(dǎo)管與電子學(xué)元器件相連，約束了電子學(xué)元器件安裝位置；同時(shí)為了實(shí)現(xiàn)同軌、異軌星間通信，在±X板上布置固定激光通信載荷和轉(zhuǎn)動(dòng)激光通信載荷；綜合處理載荷尺寸及功耗均較大，放置于散熱能力最強(qiáng)的-Z板。各個(gè)蜂窩板熱耗分布見(jiàn)表9。

為利用延展板雙面散熱能力，采用預(yù)埋熱管增強(qiáng)蜂窩板沿平面?zhèn)鲗?dǎo)能力，整星預(yù)埋熱管如圖9所示；此外3臺(tái)相控陣天線峰值熱耗為870 W，功率密度大，按照表8非延展板構(gòu)型，需要4.8 m2蜂窩板散熱面積，受限于整流罩尺寸，單個(gè)蜂窩板無(wú)法滿足相控陣天線散熱能力需求，需要耦合其他蜂窩板，±Y板設(shè)備熱耗低，適合與+Z板進(jìn)行耦合，但受交變熱流影響，在陽(yáng)照區(qū)和陰影區(qū)散熱能力差異明顯，利用U型熱管將±Y板和+Z板進(jìn)行耦合，均衡±Y板在陽(yáng)照區(qū)和陰影區(qū)散熱能力，同時(shí)拓展了+Z板散熱能力，熱管網(wǎng)絡(luò)如圖10所示。根據(jù)整星峰值工作模式對(duì)熱管進(jìn)行選型[16]，假定功耗均由熱管傳導(dǎo)，熱管滿足最大傳熱能力要求，即滿足管芯毛細(xì)限，其次熱管蒸發(fā)段功率密度小于3 W/cm2，滿足熱管沸騰限。熱管與延展板均為被動(dòng)熱控，無(wú)轉(zhuǎn)動(dòng)和柔性機(jī)構(gòu)，產(chǎn)品經(jīng)濟(jì)、可靠。

圖8 整星坐標(biāo)系及構(gòu)型

表9 設(shè)備熱耗及控溫指標(biāo)

圖9 預(yù)埋熱管網(wǎng)絡(luò)

圖10 U型熱管耦合蜂窩板散熱

整星全開(kāi)散熱面，±Y板和-Z板對(duì)天面黏貼OSR；±X板、+Z板以及-Z延展板對(duì)地部分噴涂KS-ZA無(wú)機(jī)白漆；同時(shí)為保證低溫工況下單機(jī)在要求溫度范圍內(nèi)，設(shè)置必要的加熱回路。

表10為整星各個(gè)蜂窩板在20 ℃下散熱能力及對(duì)應(yīng)的利用率，從理論計(jì)算上分析，整星滿足散熱能力要求。

表10 整星各個(gè)蜂窩板散熱能力及利用率@20 ℃

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 高低溫工況分析

在熱控設(shè)計(jì)時(shí)一般選擇高、低溫工況，用來(lái)驗(yàn)證衛(wèi)星在軌溫度指標(biāo)滿足度。

衛(wèi)星在軌飛行時(shí)，以各蜂窩板吸收外熱流總和最小值為低溫工況對(duì)應(yīng)的β角。

由圖11可知，|β|在[0°,60.0°]之間，在軌吸收熱流變化不大，衛(wèi)星|β|在[60.0°,90.0°]之間，在軌吸收熱流不斷降低，當(dāng)β角為±90.0°時(shí)，整星吸收熱流最小，因此定義β角±90.0°時(shí)為低溫工況。

Ka頻段相控陣天線作為整星主載荷，單機(jī)功耗大，熱流密度高，3個(gè)相控陣天線同時(shí)工作時(shí)，+Z板散熱面積不夠，需要耦合±Y板協(xié)同散熱，因此在選高溫工況時(shí)，將Ka頻段相控陣天線作為特征參考點(diǎn)，將±Y/+Z板在軌吸收熱流總和最大值定義為高溫工況對(duì)應(yīng)的β角。

圖11 整星在不同β角下吸收熱流

圖12為±Y/+Z板在軌吸收熱流隨β角變化，可以得出當(dāng)β角為±60.0°時(shí)，+Z板和±Y板在軌吸收熱流最大，蜂窩板散熱能力最小，因此定義β角±60.0°時(shí)為高溫工況。

4.2 試驗(yàn)方案及結(jié)果

試驗(yàn)采用表貼加熱片模擬在軌瞬態(tài)外熱流，試驗(yàn)衛(wèi)星表面熱控涂層均為替代涂層，選用原則為紅外發(fā)射率一致，采用OSR替代涂層代替OSR，采用Z306黑漆代替KS-ZA無(wú)機(jī)白漆，單機(jī)為力熱模擬件，在KM6000真空罐進(jìn)行熱平衡試驗(yàn)，如圖13所示。高溫試驗(yàn)工況模擬衛(wèi)星在壽命末期、冬至日、β角60.0°，以最大工作模式工作時(shí)各個(gè)單機(jī)溫度；低溫試驗(yàn)工況模擬衛(wèi)星在壽命初期、夏至日、β角-90.0°，以最小工作模式工作時(shí)各個(gè)單機(jī)溫度。

圖12 +Z/±Y蜂窩板在不同β角下吸收熱流

圖13 衛(wèi)星熱平衡試驗(yàn)狀態(tài)

高溫工況試驗(yàn)結(jié)果如圖14所示，低溫工況試驗(yàn)結(jié)果如圖15所示。高溫工況下平臺(tái)單機(jī)溫度在20～38 ℃之間波動(dòng)，其中鋰電池組控溫在20±2 ℃，載荷溫度在20～43 ℃之間波動(dòng)。低溫工況下平臺(tái)單機(jī)在-10～22 ℃之間波動(dòng)，其中鋰電池組控溫為20±2 ℃，載荷溫度在-10～1 ℃之間波動(dòng)。熱控設(shè)計(jì)滿足指標(biāo)要求。

圖14 高溫工況(β角60.0°)熱平衡試驗(yàn)結(jié)果

圖15 低溫工況(β角-90.0°)熱平衡試驗(yàn)結(jié)果

5 結(jié) 論

1)低軌通信衛(wèi)星對(duì)天板比對(duì)地板單位面積散熱能力高66.7%，采用倒梯形構(gòu)型提高了蜂窩板單位面積散熱能力。

2)延展板構(gòu)型兩面散熱，提高了單位質(zhì)量蜂窩板散熱能力，+X板、-X板、+Z板和-Z板增加延展板后，散熱能力分別提高了36.3%、36.4%、10.2%和98.6%。

3)采用倒梯形延展板構(gòu)型，在各個(gè)蜂窩板相同面積約束下，整星散熱能力比正梯形構(gòu)型提高了34.6%。

4)衛(wèi)星各蜂窩板在軌所受外熱流隨位置不斷變化，利用U型熱管耦合±Y/+Z板，降低整星散熱能力波動(dòng)，且經(jīng)濟(jì)可靠的解決了通信衛(wèi)星單個(gè)蜂窩板散熱能力不足問(wèn)題。

5)高低溫?zé)崞胶庠囼?yàn)結(jié)果表明，整星滿足2 200 W熱耗散熱能力要求(其中對(duì)地面870 W)，驗(yàn)證了基于熱管網(wǎng)絡(luò)的倒梯形延展板構(gòu)型的可行性。