基于相變傳熱技術(shù)的空間瞬時(shí)大熱耗載荷級(jí)聯(lián)散熱設(shè)計(jì)

李新 韓新民 何書(shū)通 劉萬(wàn)發(fā) 黃金印彭方漢 王錄 孟繁孔 何江

(1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)(2中國(guó)科學(xué)院大連化學(xué)物理研究所,遼寧大連 116023)

近年來(lái),隨著空間探測(cè)任務(wù)的不斷深入,空間電子設(shè)備輸出功率迅速增加。一方面,輸出功率增大,熱耗隨之增大,而且空間外熱流環(huán)境復(fù)雜,設(shè)備很容易超溫[1-3];另一方面,由于空間資源的嚴(yán)格限制,對(duì)熱控系統(tǒng)的質(zhì)量、能源消耗等也提出了嚴(yán)格的要求。

如何在有限的空間和資源約束下,解決瞬時(shí)大熱耗載荷散熱問(wèn)題,成為制約載荷系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)機(jī)熱一體化設(shè)計(jì)、傳熱強(qiáng)化的技術(shù)難題。

利用物質(zhì)固液相變過(guò)程中的潛熱來(lái)進(jìn)行儲(chǔ)熱,進(jìn)而帶走載荷瞬時(shí)產(chǎn)生的大量熱能,是能夠有效解決瞬時(shí)大熱耗載荷溫度過(guò)高的方法之一。在相變過(guò)程中相變材料具有等溫或近似等溫、吸收/釋放大量潛熱的優(yōu)點(diǎn),能夠很好的應(yīng)用于瞬時(shí)大熱耗周期性工作的載荷溫控;另外相變裝置為純被動(dòng)式熱控手段,原則上可以進(jìn)行無(wú)限次的可逆工作,具有很高的可靠性[4],在航空航天[5]、導(dǎo)彈電路以及機(jī)載行波管等方面逐漸被應(yīng)用。

石蠟是工程應(yīng)用較多的相變材料,但石蠟的缺點(diǎn)在于熱導(dǎo)率低,相變體積變化大。如何降低熱阻,快速的將熱量傳至相變材料,從而降低熱源溫度,延長(zhǎng)載荷工作時(shí)間是空間大熱耗載荷采用相變散熱的難點(diǎn)。

文獻(xiàn)[6-7]針對(duì)衛(wèi)星熱控需求,分析了相變裝置的傳熱性能,為相變裝置在衛(wèi)星熱控設(shè)計(jì)中的應(yīng)用提供依據(jù);同時(shí)對(duì)微重力下空穴對(duì)相變傳熱過(guò)程的影響進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[8]提出了一種針對(duì)微重力條件下的泡沫復(fù)合相變材料蓄熱裝置,通過(guò)數(shù)值仿真分析得出,得益于其較高的導(dǎo)熱系數(shù),泡沫復(fù)合相變材料可將熱源熱量有效分散到其他區(qū)域。文獻(xiàn)[9]對(duì)納米尺度相變傳熱數(shù)學(xué)模型進(jìn)行了研究,分別針對(duì)相變材料熔化和凝固兩個(gè)過(guò)程提出了合理的數(shù)學(xué)模型等。

通過(guò)對(duì)現(xiàn)有文獻(xiàn)的調(diào)研發(fā)現(xiàn),目前更多的是對(duì)相變裝置本身傳熱機(jī)理和模型的研究,在空間工程應(yīng)用方面:阿波羅15號(hào)月球車熱控設(shè)計(jì)[10]中,用了3套相變材料熱控裝置來(lái)分別控制信號(hào)處理單元、蓄電池、驅(qū)動(dòng)控制器、繼電器;低地球軌道(LEO)大型平面天基雷達(dá)天線熱控設(shè)計(jì)[11]利用相變材料解決天線結(jié)構(gòu)及電子設(shè)備的溫度波動(dòng)問(wèn)題;漫游者號(hào)火星著陸器采用相變材料熱控裝置,設(shè)計(jì)了石蠟驅(qū)動(dòng)熱開(kāi)關(guān)對(duì)電池控溫[12];中國(guó)嫦娥一號(hào)采用相變熱管來(lái)抑制溫度過(guò)高對(duì)光學(xué)器件的影響[13];文獻(xiàn)[14-15]設(shè)計(jì)了一種新型肋片式相變蓄熱裝置,應(yīng)用于某飛行器內(nèi)部,對(duì)總熱耗195 W的4臺(tái)易超溫設(shè)備進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證等。但這些載荷的瞬時(shí)熱耗和熱流密度仍有限,對(duì)于千瓦級(jí)熱耗、高熱流密度的設(shè)備載荷應(yīng)用相變裝置散熱,盡可能的節(jié)省能源消耗、減少重量代價(jià),仍是空間應(yīng)用不斷優(yōu)化的目標(biāo)。

本文針對(duì)空間載荷瞬時(shí)大熱耗的散熱需求,同時(shí)適應(yīng)空間載荷高可靠性、熱控系統(tǒng)設(shè)計(jì)最優(yōu)的原則,提出了一種以被動(dòng)式為主、結(jié)合PCM、平板VC和LHP的一體化通用級(jí)聯(lián)散熱設(shè)計(jì)方法,并通過(guò)熱分析和熱試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 級(jí)聯(lián)散熱設(shè)計(jì)

1.1 熱設(shè)計(jì)方法

空間大熱耗載荷熱設(shè)計(jì)方法主要有以下特點(diǎn):

(1)被動(dòng)式散熱設(shè)計(jì)。利用平板VC、PCM、輻射散熱板等無(wú)需額外消耗功率、無(wú)溫度反饋控制的熱控技術(shù)與產(chǎn)品快速的實(shí)現(xiàn)熱源與熱沉之間的熱交換。結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、可靠性高。

(2)強(qiáng)化傳熱設(shè)計(jì)。為提高傳熱能力,將VC板直接做成元器件的安裝板,元器件通過(guò)VC板直接進(jìn)行熱量的傳遞和擴(kuò)散。為進(jìn)一步增大接觸換熱系數(shù),在元器件與VC板之間涂覆高接觸換熱系數(shù)的導(dǎo)熱硅脂(此種導(dǎo)熱硅脂實(shí)驗(yàn)室測(cè)得的接觸換熱系數(shù)＞60 000 W/m2·K)。

(3)基于LHP的主動(dòng)控溫設(shè)計(jì)。LHP具有點(diǎn)對(duì)點(diǎn)熱傳輸特性,可柔性布局,最大傳熱能力可達(dá)1500 W(20℃時(shí)),適合大功率元器件散熱及集中散熱。傳輸距離＞3 m,無(wú)安裝方向限制。為使系統(tǒng)具有較強(qiáng)的適應(yīng)力,以便可用于熱源與熱沉間不同的未知散熱路徑,熱設(shè)計(jì)采用LHP作為最終的熱傳輸媒介。

(4)熱控一體化設(shè)計(jì)。鑒于載荷的大熱耗和瞬時(shí)工作特性,空間輻射散熱面的面積設(shè)計(jì)要合理,結(jié)合強(qiáng)化散熱和解決熱量?jī)?chǔ)蓄角度入手,采用一體化的方案解決問(wèn)題。整個(gè)散熱路徑基于平板VC、PCM和LHP到達(dá)熱沉,通過(guò)“VC擴(kuò)熱＋PCM蓄熱＋LHP散熱”的一體化級(jí)聯(lián)散熱系統(tǒng),將相變技術(shù)和VC技術(shù)結(jié)合起來(lái)進(jìn)行熱控一體化設(shè)計(jì),以充分發(fā)揮兩種技術(shù)的優(yōu)點(diǎn),互相補(bǔ)充,同時(shí)兼顧多熱源的實(shí)際散熱需求,有效解決瞬時(shí)大熱耗載荷的散熱問(wèn)題。

1.2 某空間載荷散熱特點(diǎn)分析與系統(tǒng)設(shè)計(jì)

以某瞬時(shí)熱耗達(dá)3000 W的空間載荷作為研究對(duì)象,載荷分為頂層和底層兩個(gè)模塊,其元器件中單個(gè)熱源最大熱耗可達(dá)230 W,熱流密度為3 W/cm2,工作溫度為[＋10,＋40]℃,周期性脈沖工作,一個(gè)周期90 min。初步分析,如果沒(méi)有有效的傳熱路徑,元器件40 s內(nèi)便可超過(guò)其工作溫度上限,因此必須通過(guò)熱設(shè)計(jì)來(lái)控制此載荷的工作時(shí)間和溫升范圍。整個(gè)級(jí)聯(lián)散熱裝置的傳熱路徑如圖1所示。

圖1 散熱系統(tǒng)熱傳遞路徑圖Fig.1 Heat transfer path map of heat sink system

為降低接觸熱阻,減小溫差,熱源直接安裝在VC上,中間涂覆高接觸換熱系數(shù)的導(dǎo)熱硅脂。

PCM作為熱量傳遞過(guò)程中的緩沖帶,與VC板貼合,既承擔(dān)暫時(shí)將瞬時(shí)大熱耗積蓄,以防止熱源溫度過(guò)高的作用,又通過(guò)與VC板之間的換熱將積蓄的熱量帶走,以使熱源溫度降至下一個(gè)周期的初溫。而VC板作為熱量傳遞過(guò)程中的“高速路”,一方面進(jìn)行均熱和擴(kuò)熱,另一方面,VC迅速將熱量傳至LHP的蒸發(fā)器,LHP作為最后一道熱源與熱沉之間的通道,將熱量傳至熱沉。

如圖1所示,在設(shè)計(jì)時(shí),為適應(yīng)多熱源的設(shè)備布局,兼顧小型化、集成化,底層模塊的兩層VC共用一套PCM;為最大限度的利用LHP的傳熱能力,蒸發(fā)器上下兩端面均與VC板接觸,即兩個(gè)VC板共用一套LHP。

散熱裝置結(jié)構(gòu)示意如圖2所示,整個(gè)散熱裝置共使用三層VC板、兩層PCM、四根熱管和一套LHP,集成在設(shè)備內(nèi)部。整個(gè)熱控系統(tǒng)質(zhì)量在10 kg以內(nèi),與載荷一起封裝在645 mm×418 mm×175 mm的空間內(nèi)。

圖2 散熱裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of heat sink structure

作為地面驗(yàn)證試驗(yàn)件,熱沉采用恒溫冷板模擬空間輻射散熱器,與散熱裝置和元器件一起也集成于空間載荷。

1.2.1 VC設(shè)計(jì)

VC是一種新型的氣液兩相流傳熱器件,由于其良好的安裝和導(dǎo)熱特性,為衛(wèi)星熱控系統(tǒng)的減重和小型化提供了一條解決途徑[16-17]。它是一種內(nèi)壁具有毛細(xì)結(jié)構(gòu)的散熱裝置,傳熱能力強(qiáng),當(dāng)量導(dǎo)熱系數(shù)≥2000 W/m·K,可適應(yīng)最大熱流密度10 W/cm2,因此也叫做平板熱管。可替代電路板安裝結(jié)構(gòu),由于其二維傳熱特性,可解決分散多熱源的均溫難題。目前其最小厚度可做到4 mm(見(jiàn)圖3),囿于最大外形面積的限制,每層VC設(shè)計(jì)成兩塊拼接,尺寸大小分別為396 mm×305 mm和396 mm×300 mm,厚度5 mm,共6塊。由于每層只有一個(gè)VC與蒸發(fā)器接觸換熱,故在兩個(gè)VC之間通過(guò)熱管進(jìn)行熱量的傳遞,將另一個(gè)VC的熱量通過(guò)熱管傳至與蒸發(fā)器接觸的VC,進(jìn)而將熱量傳至蒸發(fā)器。

圖3 VC實(shí)物圖Fig.3 VC picture of real product

1.2.2 PCM 設(shè)計(jì)

本設(shè)計(jì)中,由于發(fā)熱元器件是具有周期性工作的脈沖式熱源,根據(jù)相變材料的特點(diǎn),相變板被設(shè)計(jì)成既是熱沉又是熱源的可逆系統(tǒng)[18]。對(duì)于相變板充裝量的計(jì)算,主要是根據(jù)熱源的熱耗、設(shè)計(jì)的工作時(shí)間和相變材料的潛熱來(lái)確定。在計(jì)算相變材料的質(zhì)量時(shí),為了將Q熱耗作為熔化熱儲(chǔ)存和釋放,相變材料的質(zhì)量必須為[19]

式中:Emax為相變材料的最大儲(chǔ)熱量,它對(duì)應(yīng)與相變材料全部熔化時(shí)應(yīng)吸收的總熱量,r為相變材料的熔化潛熱,ρPCM為相變材料的密度,Acp為PCM的面積,L為PCM的厚度。

當(dāng)相變材料全部熔化時(shí),設(shè)備溫度此時(shí)達(dá)到最高為

式中:Tmax為元器件最高溫度,T0為相變板與元器件接觸面溫度,Qp為脈沖發(fā)熱率,λl為相變材料液相時(shí)的熱導(dǎo)率。

由式(1)、(2)可得

對(duì)于給定的應(yīng)用和所要求溫度范圍的相變材料,T0、Q、Emax、λ、Acp、r、ρPCM都是固定不變的量。因此,Tmax是固定的,要降低Tmax,則需要使用高熱導(dǎo)率的導(dǎo)熱填料。

根據(jù)以上分析,按照工作45 s,工作溫度為[10,40]℃進(jìn)行控溫,結(jié)合載荷實(shí)際工作狀態(tài),進(jìn)行了相變板的設(shè)計(jì)。

對(duì)于頂層模塊,按照總的熱耗(給定的1030W),工作時(shí)間為45 s,間歇時(shí)間為90 min;總的發(fā)熱量為46.35 kJ;選取相變材料為正十六烷,相變溫度為16.65℃,密度為776 kg/m3,相變潛熱為237.1 kJ/kg;需要的相變材料的總質(zhì)量為0.196 kg。由于相變板尺寸大小限制,共設(shè)計(jì)兩塊相變板,尺寸分別為305 mm×311 mm和238 mm×311 mm,每塊相變板6 mm厚,質(zhì)量分別為0.58 kg和0.45 kg。

對(duì)于底層模塊,按照總的熱耗(給定的1970.8 W),工作時(shí)間為45 s,間歇時(shí)間為90 min;總的發(fā)熱量為46.35 kJ;選取相變材料為正十六烷,相變溫度為16.65℃,密度為776 kg/m3,相變潛熱為237.1 kJ/kg;需要的相變材料的總質(zhì)量為0.374 kg。同樣設(shè)計(jì)兩塊相變板,尺寸與頂層模塊相同,每塊相變板厚9 mm,質(zhì)量分別為0.87 kg和0.68 kg。

為了提高相變材料的充裝比,PCM采用三維點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)增材制造技術(shù)一體成型,綜合考慮熔焊性能和材料強(qiáng)度特性,選用AlSi10Mg粉末為3D打印的基本材料,相變材料的充裝比可以達(dá)到60%以上[20]。裝置內(nèi)部3D打印的導(dǎo)熱蜂窩結(jié)構(gòu)如圖4所示,大大提高了PCM本身的導(dǎo)熱特性。PCM實(shí)際充裝量均大于理論計(jì)算值,相變材料的儲(chǔ)熱量能夠滿足散熱需求。

圖4 3D打印相變儲(chǔ)能裝置Fig.4 3D printing phase change energy storage device

1.2.3 LHP設(shè)計(jì)

根據(jù)熱源特點(diǎn),LHP設(shè)計(jì)最大傳熱能力大于150 W(20℃時(shí)),采用雙面蒸發(fā)器與VC板耦合。出于地面試驗(yàn)驗(yàn)證的需要,冷凝器為恒溫冷板熱沉,柔性管路出蒸發(fā)器后與冷板焊接在一起,以保證與冷板的充分換熱。冷板采用小型壓縮機(jī)制冷來(lái)保證熱沉的低溫。

2 熱分析

2.1 簡(jiǎn)化假設(shè)

根據(jù)載荷設(shè)備的結(jié)構(gòu)特點(diǎn),以及參考以往的熱分析經(jīng)驗(yàn),作如下合理簡(jiǎn)化假設(shè)。

(1)計(jì)算中認(rèn)為從LHP傳熱至散熱面是散熱的最主要的途徑,因此不考慮載荷殼體與外界空間之間的輻射;

(2)不考慮載荷與平臺(tái)邊界間的導(dǎo)熱,且模型中去除了殼體上的加強(qiáng)肋、插座等突出物;

(3)對(duì)形狀不規(guī)則的結(jié)構(gòu)和元器件按照等效輻射面積進(jìn)行簡(jiǎn)化處理;

(4)元器件的熱耗均勻分布在元器件底面上;

(5)在熱分析軟件中將相變傳熱板結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡(jiǎn)化,相變傳熱板殼體為鋁材,內(nèi)部充裝正十六烷(見(jiàn)圖5),熱分析模型中簡(jiǎn)化為三層殼單元,外面兩層為鋁,厚度各1 mm,中間層為正十六烷,由充裝量確定厚度分別為4 mm和7 mm。

圖5 相變傳熱板結(jié)構(gòu)Fig.5 Phase change heat transfer plate structure

2.2 分析模型

采用有限元熱分析軟件Thermal Desktop 4.8版建立了此空間載荷的有限元熱分析模型,共劃分了413個(gè)節(jié)點(diǎn);采用軟件SINDA/FLUINT 4.8版進(jìn)行后處理,對(duì)載荷工作過(guò)程的溫度進(jìn)行瞬態(tài)分析。圖6為載荷的熱分析模型。

圖6 空間載荷熱分析模型Fig.6 Thermal analysis model of space load

2.3 計(jì)算工況

為分析載荷在瞬時(shí)大熱耗工作期間溫度的周期變化,首先根據(jù)載荷的工作特點(diǎn),進(jìn)行了實(shí)際工作狀態(tài)下的熱仿真分析,通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)模型進(jìn)行修正;為了摸底載荷能夠工作的最大工作時(shí)間,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比對(duì),驗(yàn)證模型的正確性,又進(jìn)一步進(jìn)行了摸底工況狀態(tài)下的修正模型后的熱仿真分析。兩個(gè)工況具體見(jiàn)表1。

表1 計(jì)算工況Table 1 Calculation conditions

2.4 計(jì)算結(jié)果與分析

兩種工況下6個(gè)高熱流密度熱源(見(jiàn)圖6)的計(jì)算結(jié)果的溫度曲線如圖7、圖8所示。

圖7 熱源45 s工作時(shí)間溫度變化曲線Fig.7 Temperature curve of 45s working time

圖8 熱源60 s工作時(shí)間溫度變化曲線Fig.8 Temperature curve of 60s working time

由表2熱分析結(jié)果可知,實(shí)際工作狀態(tài)下,熱源工作45 s后,最高溫度達(dá)到33.9℃,溫升16.9℃,距離溫度上限還有6.1℃,滿足工作溫度要求;為摸底最大工作時(shí)間,在摸底工況條件下,熱源工作60 s后,最高溫度達(dá)到37.6℃,溫升20.6℃,距離溫度上限還有2.4℃,在最高工作溫度以下。且兩種工況結(jié)果均表明,在一個(gè)周期90 min的時(shí)間內(nèi),熱源溫度又能夠降至相變材料的相變溫度點(diǎn)附近。

表2 熱分析結(jié)果Table 2 Thermal analysis results ℃

兩種工況下的溫度云圖如圖9、圖10所示。由圖9、圖10可知,6個(gè)熱源之間最大溫差在2℃以內(nèi),說(shuō)明VC的均熱效果良好。

熱分析結(jié)果表明:熱設(shè)計(jì)方案能夠很好的將載荷的溫度控制在合理范圍內(nèi),且留有一定設(shè)計(jì)余量,是合理可行的。

圖9 載荷45 s工作狀態(tài)下最高溫度云圖Fig.9 Maximum temperature cloud at 45s load operation

圖10 載荷60 s工作狀態(tài)下最高溫度云圖Fig.10 Maximum temperature cloud at 60s load operation

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為驗(yàn)證空間大熱耗載荷熱設(shè)計(jì)的正確性,在高低溫箱中進(jìn)行了熱試驗(yàn)的驗(yàn)證。在試驗(yàn)設(shè)計(jì)上,一是通過(guò)制冷系統(tǒng)控制冷板溫度,模擬散熱面,保證冷板溫度的均勻性和穩(wěn)定性;二是對(duì)整個(gè)空間載荷包覆保溫棉,盡量減少對(duì)流換熱對(duì)載荷散熱以及LHP漏熱產(chǎn)生的影響。

整個(gè)空間載荷熱試驗(yàn)系統(tǒng)見(jiàn)圖11。熱源與VC板之間,VC與PCM、熱管、LHP蒸發(fā)器之間,散熱翅片與冷凝器之間均采用螺釘緊固＋涂覆高接觸換熱系數(shù)導(dǎo)熱硅脂的貼合方式。各部件上均粘貼熱電偶進(jìn)行測(cè)溫,共計(jì)20個(gè)。

圖11 空間載荷熱試驗(yàn)系統(tǒng)圖Fig.11 Space load thermal test system diagram

為將PCM初始溫度控制在相變點(diǎn)以下,將冷板溫度控制在5～6℃之間,高低溫箱初始溫度設(shè)為0℃,整個(gè)載荷開(kāi)始降溫,隨后逐漸調(diào)整高低溫箱內(nèi)環(huán)境溫度,同時(shí)觀察環(huán)境溫度與保溫棉外側(cè)壁溫度,見(jiàn)圖12。由試驗(yàn)結(jié)果可見(jiàn),后期環(huán)境溫度與載荷外側(cè)壁溫之間溫差在1℃以內(nèi),可以近似忽略整個(gè)載荷與環(huán)境之間的對(duì)流換熱影響,只考慮熱量沿冷板排散的單一傳熱路徑。

圖12 環(huán)境和保溫棉溫度Fig.12 Environment and thermal insulation cotton outer wall temperature

3.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

根據(jù)前期熱分析的計(jì)算工況,為了進(jìn)一步與熱分析工況進(jìn)行對(duì)比,試驗(yàn)中也進(jìn)行了與熱分析工況相同的兩個(gè)工況,以作驗(yàn)證。

3.2.1 工作工況

如圖11,高熱流密度熱源與安裝面之間分別采用高性能導(dǎo)熱脂(熱源1)、宇航級(jí)別導(dǎo)熱脂(熱源3、4)以及碳膜填充(熱源5、6),在試驗(yàn)過(guò)程中,分別對(duì)比三種安裝方式下熱源的溫升效果。載荷共加電45 s,整個(gè)過(guò)程LHP正常工作,圖13是載荷加電45 s工況下各部件的溫度變化曲線。

圖13 載荷加電45 s各部件溫度變化曲線Fig.13 Temperature variation curves of components for 45s load charging

表3對(duì)整個(gè)加電過(guò)程中各部件的溫度變化結(jié)果進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)。

表3 載荷加電45 s各部件溫度變化Table 3 Temperature variation of each components for 45s load charging ℃

由試驗(yàn)結(jié)果可知:

(1)與熱分析結(jié)果對(duì)比,熱源溫度變化趨勢(shì)與分析結(jié)果一致,最大溫升與分析結(jié)果相比,誤差為4.4℃。分析誤差產(chǎn)生的原因,與導(dǎo)熱硅脂的涂覆、各部件的安裝緊固程度、冷板的溫度波動(dòng)對(duì)環(huán)路熱管的影響以及熱源實(shí)際熱耗偏差所帶來(lái)的誤差等均有關(guān),后續(xù)需根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)熱分析模型進(jìn)行修正,以期盡可能準(zhǔn)確預(yù)示不同工況下載荷各部件的溫度。

(2)由敏感性分析可知,界面接觸熱阻是影響載荷工作時(shí)溫升的重要因素之一,采用高性能導(dǎo)熱脂由于進(jìn)一步減小了界面接觸熱阻,與宇航級(jí)別導(dǎo)熱脂和碳膜相比,溫升下降了0.8℃左右。但需要指出的是,高性能導(dǎo)熱脂降低界面熱阻的效果,只能作為參考,因?yàn)檫@幾個(gè)熱源裝在一塊VC上,試驗(yàn)中相互間有熱耦合的影響。后續(xù)需進(jìn)行進(jìn)一步的研究,以量化各材料之間界面接觸熱阻的差異。

(3)熱源工作45 s后關(guān)停,溫度開(kāi)始下降,由圖13可見(jiàn),下降至13.5℃用時(shí)49 min10 s,此時(shí)相變板已完全在相變點(diǎn)(16.65℃)以下,小于90 min的間隔。若按相變板完全在相變點(diǎn)以下降溫速率計(jì)算為6.55×10－2℃/min,降至初溫12.2℃預(yù)計(jì)還要用時(shí)19 min52 s,共計(jì)用時(shí)69 min2 s,也小于90 min的間隔,滿足周期工作的要求。

3.2.2 摸底工況

為進(jìn)一步摸底載荷熱控系統(tǒng)的工作能力,對(duì)載荷熱源工作時(shí)間為60 s進(jìn)行了試驗(yàn)。此輪試驗(yàn)進(jìn)行了兩方面的改進(jìn)和優(yōu)化:一是由于冷板溫度采用小型壓縮機(jī)控制,溫度交變劇烈,為降低冷凝段翅片的溫度波動(dòng),在LHP冷凝段翅片與冷板之間安裝了兩根充裝十四烷的熱管,十四烷相變點(diǎn)為5.5℃,這樣經(jīng)過(guò)改進(jìn)后,冷板特性更貼近空間輻射器;二是所有熱源與安裝面之間均涂覆高性能導(dǎo)熱硅脂,以期最大限度降低溫升。

載荷工作過(guò)程中溫度變化如圖14所示。試驗(yàn)開(kāi)始后,LHP啟動(dòng),載荷從室溫降至相變點(diǎn)以下,載荷開(kāi)機(jī),滿功率工作60 s。表4對(duì)整個(gè)加電過(guò)程中各部件的溫度變化結(jié)果進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)。

圖14 載荷加電60 s各部件溫度變化曲線Fig.14 Temperature variation curves of components for 60s load charging

由試驗(yàn)結(jié)果可知:

(1)與修正模型后的熱分析結(jié)果對(duì)比,熱源最大溫升絕對(duì)誤差為1℃左右,相對(duì)誤差為4.85%,說(shuō)明熱分析模型正確,能夠滿足工程實(shí)際應(yīng)用的需求。各熱源之間的溫升差異,經(jīng)分析,與導(dǎo)熱脂的涂覆工藝、導(dǎo)熱路徑不同有關(guān)。

(2)載荷關(guān)機(jī)后,熱源從35℃左右開(kāi)始降溫,至相變點(diǎn)以下用時(shí)在90 min以內(nèi)。同樣滿足周期工作的要求。

表4 載荷加電60 s各部件溫度變化Table 4 Temperature variation of each components for 60s load charging ℃

綜合工作工況和摸底工況的試驗(yàn)溫度結(jié)果來(lái)看,VC板各處溫差在3℃以內(nèi),有效實(shí)現(xiàn)了均溫和擴(kuò)熱的作用。PCM有效實(shí)現(xiàn)了對(duì)瞬時(shí)大熱耗設(shè)備熱量的存儲(chǔ),使載荷工作過(guò)程中PCM溫度維持在相變點(diǎn)以下。

采用三維點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)打印的PCM,與傳統(tǒng)焊接加工方式相比,大大提高了相變板的充裝比,減輕了整個(gè)系統(tǒng)的重量;同時(shí)新的結(jié)構(gòu)形式增大了支撐結(jié)構(gòu)與相變材料之間的接觸面積,進(jìn)而強(qiáng)化其傳熱性能。目前已應(yīng)用于火星車。如果對(duì)系統(tǒng)本身的重量沒(méi)有太多限制,也可通過(guò)在PCM內(nèi)裝入填料以改善相變材料的熱導(dǎo)率,或者改變散熱面的大小。

4 結(jié)論

本文提出了一種針對(duì)空間大熱耗載荷的、基于平板VC＋PCM＋LHP的一體化級(jí)聯(lián)散熱設(shè)計(jì)方法,用以解決空間瞬時(shí)大熱耗載荷的散熱問(wèn)題,得到以下結(jié)論:

(1)基于VC擴(kuò)熱、相變儲(chǔ)能、強(qiáng)化傳熱技術(shù)的空間大熱耗載荷的熱設(shè)計(jì)方法可有效降低瞬時(shí)大熱耗元器件工作時(shí)的溫升,延長(zhǎng)元器件的工作時(shí)間。

(2)整個(gè)散熱系統(tǒng)集成在設(shè)備內(nèi)部,與設(shè)備安裝結(jié)構(gòu)一體化設(shè)計(jì),節(jié)約了空間和重量。

(3)通過(guò)對(duì)某載荷的熱分析和熱試驗(yàn)驗(yàn)證了該設(shè)計(jì)方法的合理性和正確性,結(jié)果表明:熱源45s工作時(shí)間內(nèi)最大溫升為12.5℃,60 s摸底工作時(shí)間內(nèi)最大溫升19.6℃,90 min周期時(shí)間內(nèi)散熱系統(tǒng)均可將熱源溫度降至初溫,能夠?qū)嵩礈囟瓤刂圃?0～40℃的范圍內(nèi)。

(4)根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)熱分析模型進(jìn)行了修正,修正后的熱分析模型與熱試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,絕對(duì)誤差為1℃左右,相對(duì)誤差為4.85%,滿足工程實(shí)際應(yīng)用的需求。

本方法有效解決了空間瞬時(shí)大熱耗載荷集成化、熱控一體化散熱的技術(shù)難題,且被動(dòng)熱控技術(shù)可靠性高,可為同類空間載荷熱設(shè)計(jì)提供參考與指導(dǎo)。