劉瑞 李寧杰 葛如飛 龍澄 王光輝 欒英宏

(上海航天電子技術(shù)研究所，上海 201109)

土壤水含量、地表水體動(dòng)態(tài)變化等陸地水資源遙感數(shù)據(jù)的精確探測(cè)，可為我國(guó)水旱災(zāi)害預(yù)警、水資源宏觀調(diào)控提供重要的數(shù)據(jù)支撐。采用星載主動(dòng)和被動(dòng)一體化遙感探測(cè)的方法，可提高土壤水含量探測(cè)的空間分辨率和精度。在軌工作時(shí)，星載主被動(dòng)一體化微波探測(cè)儀的系統(tǒng)性能對(duì)溫度的影響很敏感[1-2]。特別地，主動(dòng)探測(cè)中陣面發(fā)送/接收(T/R)組件的溫度水平及溫度梯度會(huì)影響到組件間的幅相一致性，進(jìn)而影響到系統(tǒng)的后向散射系數(shù)，最后反應(yīng)到主動(dòng)探測(cè)精度上；被動(dòng)探測(cè)中接收機(jī)的溫度水平及每軌溫度波動(dòng)，會(huì)影響到系統(tǒng)的噪聲系數(shù)和增益變化，進(jìn)而影響到系統(tǒng)的靈敏度和亮溫精度，最后反應(yīng)到被動(dòng)探測(cè)精度上。

國(guó)內(nèi)外現(xiàn)有的熱控設(shè)計(jì)多是針對(duì)主動(dòng)式探測(cè)載荷中大功率組件的散熱和溫度一致性保持問(wèn)題[3-4]，或者被動(dòng)式光學(xué)成像載荷中接收機(jī)的溫度穩(wěn)定度問(wèn)題等進(jìn)行研究[5-7]，而對(duì)主動(dòng)和被動(dòng)聯(lián)合探測(cè)的微波輻射計(jì)類載荷的熱控問(wèn)題還較少涉及。

本文針對(duì)土壤水探測(cè)衛(wèi)星的主載荷主被動(dòng)一體化微波探測(cè)儀的探測(cè)頭部熱控難點(diǎn)，開(kāi)展了詳細(xì)的熱設(shè)計(jì)，包括軌道外熱流分析、散熱面和傳熱路徑的設(shè)計(jì)、熱管網(wǎng)絡(luò)布局，關(guān)鍵單機(jī)的精細(xì)化控溫等。通過(guò)熱仿真分析和地面熱平衡試驗(yàn)對(duì)熱設(shè)計(jì)方案的有效性進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 熱設(shè)計(jì)要求

1.1 產(chǎn)品構(gòu)型

在衛(wèi)星星體坐標(biāo)系中，原點(diǎn)O位于衛(wèi)星質(zhì)心處，OX指向衛(wèi)星飛行方向，OZ指向衛(wèi)星對(duì)地方向，OY方向按右手法則，為太陽(yáng)光照方向，如圖1所示。星載微波探測(cè)儀探測(cè)頭部位于衛(wèi)星星體頂部的+X方向，在軌沿Y向展開(kāi)后長(zhǎng)達(dá)7 m，主要包括主動(dòng)部分、被動(dòng)部分和展開(kāi)機(jī)構(gòu)，被動(dòng)部分通過(guò)結(jié)構(gòu)框架安裝于主動(dòng)部分的+X向，展開(kāi)機(jī)構(gòu)用于探測(cè)頭部的在軌展開(kāi)鎖定。其中，主動(dòng)部分包括主動(dòng)饋源單元，T/R組件，功分器、激勵(lì)器等單機(jī)；被動(dòng)部分包括被動(dòng)饋源單元、濾波器、被動(dòng)接收機(jī)、噪聲源、功分器、預(yù)處理器等單機(jī)。具體構(gòu)型如圖1所示。

圖1 星載微波探測(cè)儀探測(cè)頭部構(gòu)型圖Fig.1 Configuration of microwave sounder probe head

1.2 外熱流分析及散熱面選擇

衛(wèi)星運(yùn)行在升交點(diǎn)地方時(shí)為14:00的太陽(yáng)同步軌道，載荷在軌工作時(shí)衛(wèi)星保持穩(wěn)定姿態(tài)。如圖1所示，+X軸指向衛(wèi)星飛行方向，+Z軸指向地球，-Y側(cè)為向陽(yáng)面。由于探測(cè)頭部表面構(gòu)型較復(fù)雜，同時(shí)大功耗單機(jī)布局集中，需要選取合適的散熱面，及時(shí)將大功耗單機(jī)的熱量排走。散熱面選取的原則一般是表面外熱流小，且外熱流波動(dòng)較小。下面給出了假定各散熱表面采用光學(xué)太陽(yáng)反射鏡(OSR)二次表面鏡作為熱控涂層，探測(cè)頭部在冬至一軌內(nèi)各表面的吸收外熱流統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，如表1所示。

探測(cè)頭部在冬至一軌內(nèi)各表面的吸收外熱流變化曲線，如圖2所示。

根據(jù)表1和圖2外熱流計(jì)算結(jié)果，并綜合探測(cè)儀平臺(tái)實(shí)際布局分析可知：

圖2 探測(cè)頭部各面吸收外熱流變化圖Fig.2 Heat flux absorbed of probe head

表1 探測(cè)頭部各面吸收外熱流Table 1 Heat flux absorbed of probe head W/m2

(1)探測(cè)頭部+Y面外熱流波動(dòng)最小，平均值最小，但考慮到探測(cè)頭部構(gòu)型為長(zhǎng)條形，面積有限，+Y和-Y面區(qū)域無(wú)法進(jìn)行有效散熱設(shè)計(jì)，不適宜作為探測(cè)儀散熱面。同時(shí)探測(cè)頭部-X面大部分區(qū)域被整星平臺(tái)遮擋，故也不考慮將該面作為散熱面。

(2)根據(jù)產(chǎn)品構(gòu)型及軌道外熱流數(shù)據(jù)，被動(dòng)部分+Z面在光照3 min后，外熱流達(dá)到峰值，在衛(wèi)星運(yùn)行的時(shí)間段內(nèi)，外熱流在131 W/m2范圍變化，數(shù)值波動(dòng)很小，可將此+Z面作為主散熱面，同時(shí)可將+X面作為輔助散熱面。而主動(dòng)部分可將+X面作為主散熱面。

(3)該衛(wèi)星軌道為太陽(yáng)同步軌道，由圖中曲線對(duì)比可知，在衛(wèi)星運(yùn)行周期范圍內(nèi)，太陽(yáng)常數(shù)的變化對(duì)外熱流變化的影響較大，在夏至衛(wèi)星表面所受外熱流最小，冬至達(dá)到最大。

1.3 工作模式及單機(jī)熱耗

衛(wèi)星每軌運(yùn)行時(shí)間為90 min，探測(cè)頭部T/R組件每軌連續(xù)開(kāi)機(jī)40 min，被動(dòng)單機(jī)常開(kāi)機(jī)，探測(cè)頭部各單機(jī)熱耗如表2所示，可知探測(cè)頭部總熱耗為672.4 W，其中T/R組件總熱耗達(dá)512 W。

表2 探測(cè)頭部熱耗Table 2 Heat dissipation of probe head

1.4 溫控要求

為保證星載微波探測(cè)儀探測(cè)頭部工作性能，各單機(jī)需要控制在合適的溫度范圍內(nèi)，并有溫度波動(dòng)和梯度要求。各單機(jī)具體溫控要求如表3所示。

表3 各單機(jī)溫控要求Table 3 Temperature requirement of probe head

1.5 熱設(shè)計(jì)的問(wèn)題與難點(diǎn)

探測(cè)儀探測(cè)頭部為長(zhǎng)條形構(gòu)型，且橫跨在衛(wèi)星外熱流最大(-Y)和最小(+Y)的兩個(gè)方向，陣面長(zhǎng)達(dá)7 m，外熱流差異較大。主動(dòng)部分32臺(tái)高熱耗的T/R組件均勻分布于陣面上，被動(dòng)單機(jī)通過(guò)支撐結(jié)構(gòu)安裝于主動(dòng)單機(jī)的+X向。因有被動(dòng)單機(jī)的遮擋，高熱耗的T/R組件散熱路徑不暢，勢(shì)必會(huì)造成其溫度的進(jìn)一步升高。同時(shí)，T/R組件之間自身熱耗的偏差以及組件安裝過(guò)程中的熱阻偏差都將增加T/R組件溫度梯度的控制難度，而且在探測(cè)頭部關(guān)機(jī)時(shí)要避免單機(jī)溫度過(guò)低。

根據(jù)外熱流分析，可利用的散熱面為+X和+Z面，但這些面的外熱流波動(dòng)都較大。同時(shí)，主動(dòng)單機(jī)對(duì)被動(dòng)接收機(jī)的熱耦合影響，都增加了被動(dòng)接收機(jī)溫度穩(wěn)定度的控制難度。

由以上分析可知，探測(cè)頭部熱設(shè)計(jì)的首要任務(wù)是降低主動(dòng)部分T/R組件溫度水平及保證被動(dòng)接收機(jī)溫度穩(wěn)定性，主要難點(diǎn)包括：①T/R組件熱耗的排散和溫度梯度≤12 ℃的控制；②被動(dòng)接收機(jī)溫度波動(dòng)±1 ℃/軌的控制；③主動(dòng)單機(jī)與被動(dòng)單機(jī)熱耦合的控制。

2 熱設(shè)計(jì)方案

2.1 方案特點(diǎn)

探測(cè)頭部的熱設(shè)計(jì)方案采用被動(dòng)熱控為主，主動(dòng)熱控為輔的溫度偏低設(shè)計(jì)方法。采用的熱控產(chǎn)品主要有熱管、熱控涂層、多層隔熱組件、電加熱器、熱敏電阻和隔熱墊片等，具體方法如下。

(1)等溫化設(shè)計(jì)：針對(duì)各單機(jī)溫度一致性控溫要求和電加熱器加熱需要，在探測(cè)頭部的主動(dòng)蜂窩板和被動(dòng)蜂窩板分別預(yù)埋熱管，選取20.0 mm×19.1 mm工字型雙孔鋁氨熱管，每臺(tái)T/R組件下設(shè)計(jì)預(yù)埋1根橫熱管和2根豎熱管，探測(cè)頭部熱管布局如圖3所示。同時(shí)，在單機(jī)底面實(shí)施導(dǎo)熱填料，減少與安裝板內(nèi)熱管間的接觸熱阻，導(dǎo)熱填料選取銦箔，銦箔厚度根據(jù)實(shí)際安裝間隙選取。

圖3 探測(cè)頭部預(yù)埋熱管布局Table 3 Embedded heat pipes layout of probe head

(2)隔熱設(shè)計(jì)：①探測(cè)頭部主動(dòng)部分和被動(dòng)部分除散熱面外，其余各面包覆15層多層隔熱組件。②被動(dòng)部分和主動(dòng)部分，主動(dòng)部分和星體之間進(jìn)行隔熱安裝，加墊5 mm厚的玻璃鋼墊片。

(3)主動(dòng)控溫設(shè)計(jì)：探測(cè)頭部不開(kāi)機(jī)時(shí)布置主動(dòng)控溫回路，通過(guò)控溫使單機(jī)滿足高溫度穩(wěn)定度和溫度一致性的要求，經(jīng)分析確定，被動(dòng)接收機(jī)和T/R組件分別布置主、備份共4路控溫回路。

(4)輻射增強(qiáng)設(shè)計(jì)：主動(dòng)饋源和被動(dòng)饋源裸露在外，表面均噴涂S781白漆。主動(dòng)部分和被動(dòng)部分的散熱面表面粘貼OSR二次表面鏡。探測(cè)頭部?jī)?nèi)的其余單機(jī)和結(jié)構(gòu)件表面均做發(fā)黑處理，紅外發(fā)射率≥0.86。

2.2 散熱路徑設(shè)計(jì)

探測(cè)頭部詳細(xì)散熱路徑見(jiàn)圖4所示，根據(jù)探測(cè)頭部熱控要求，主動(dòng)單機(jī)的散熱路徑是：T/R組件→熱管網(wǎng)絡(luò)→主動(dòng)安裝板→主動(dòng)散熱罩。探測(cè)頭部預(yù)埋熱管布局如圖3所示，并采取優(yōu)化措施：將T/R組件安裝面的熱管布置成正交熱管網(wǎng)絡(luò)，增大T/R組件安裝面與熱管的接觸面積；同時(shí)盡量增加熱管的長(zhǎng)度，增大與主動(dòng)安裝板的接觸面積；將主動(dòng)安裝板表面噴涂溫控黑漆，加強(qiáng)主動(dòng)安裝板與主動(dòng)散熱罩之間的換熱效果。

圖4 探測(cè)頭部散熱路徑示意圖Fig.4 Heat dissipation paths of probe head

被動(dòng)單機(jī)的散熱路徑是：被動(dòng)接收機(jī)→熱管→被動(dòng)豎板→被動(dòng)散熱罩。為避免T/R組件的周期性開(kāi)關(guān)機(jī)造成被動(dòng)接收機(jī)溫度波動(dòng)。因此在被動(dòng)部分與主動(dòng)部分和主被動(dòng)饋源之間均包覆多層以隔絕接收機(jī)與外界之間的熱耦合。此外主被動(dòng)散熱罩外表面均粘貼OSR二次表面鏡，罩內(nèi)表面噴黑漆。

2.3 熱阻分析

為簡(jiǎn)化數(shù)值模擬可將熱管等效為具有高導(dǎo)熱系數(shù)實(shí)體，因此需要求出熱管等效導(dǎo)熱系數(shù)[8-9]。Rct、Rcd為熱載荷和熱管之間的導(dǎo)熱熱阻，Rce為蒸發(fā)段換熱熱阻，Rcc為冷凝段換熱熱阻，熱管總熱阻R為

(1)

式中：do和di為熱管外徑和內(nèi)徑；lC和lE為熱管蒸發(fā)段和冷凝段長(zhǎng)度；aE為熱管蒸發(fā)段換熱系數(shù)；aC為熱管冷凝段換熱系數(shù)；k為熱管等效導(dǎo)熱系數(shù)。

熱阻定義式為

R=Δθ/Q

(2)

式中：Δθ為蒸發(fā)段與冷凝段的溫差；Q為導(dǎo)熱量。

導(dǎo)熱公式為

Q=kAΔθ/l

(3)

式中：l為材料在熱量傳遞方向的長(zhǎng)度；A為截面積。

根據(jù)式(1)、(2)和(3)求熱管的等效導(dǎo)熱系數(shù)為

(4)

同時(shí)，在散熱路徑上，熱量的傳輸會(huì)經(jīng)過(guò)多個(gè)接觸環(huán)節(jié)，為準(zhǔn)確模擬熱量傳遞還需要考慮兩種材料接觸面的接觸熱阻。根據(jù)接觸熱阻公式

Rt=1/(hAt)

(5)

式中：h為接觸換熱系數(shù)；At為名義接觸面積。

根據(jù)以上公式計(jì)算得到各傳熱路徑上的熱阻，表4為匯總計(jì)算結(jié)果。

表4 探測(cè)頭部傳熱路徑上傳熱熱阻計(jì)算結(jié)果匯總Table 4 Thermal resistance on heat transfer path of probe head ℃·W-1

3 熱仿真分析

根據(jù)上述熱控方案和熱控措施，綜合考慮空間外熱流和星體的影響，本文采用UG-NX仿真軟件對(duì)星載微波探測(cè)儀探測(cè)頭部建立幾何模型，并進(jìn)行在軌溫度水平仿真，其中對(duì)饋源陣結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化處理。仿真模型采用以下假設(shè)：①太陽(yáng)為平行光；②在連續(xù)軌道周期內(nèi)外空間熱流變化一致；③多層隔熱材料只考慮縱向?qū)?；④忽略電纜網(wǎng)、緊固件等影響。

低溫工況涂層選取初期參數(shù)[10]，探測(cè)頭部均不開(kāi)機(jī)工作，設(shè)置補(bǔ)償加熱器進(jìn)行程控，T/R組件加熱器控溫點(diǎn)設(shè)為-10 ℃，其余單機(jī)加熱器控溫點(diǎn)為0 ℃。高溫工況涂層選取末期參數(shù)，探測(cè)頭部T/R組件每軌連續(xù)開(kāi)機(jī)40 min，其余單機(jī)為常開(kāi)狀態(tài)，設(shè)置補(bǔ)償加熱器進(jìn)行程控，被動(dòng)單機(jī)補(bǔ)償加熱器控溫點(diǎn)設(shè)為0 ℃。在軌工作模型下低溫工況和高溫工況仿真計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表5。

表5 探測(cè)頭部熱仿真分析結(jié)果Table 5 Thermal analysis results of probe head ℃

由仿真分析結(jié)果可知：

(1)在低溫工況下，探測(cè)頭部單機(jī)均不開(kāi)機(jī)，通過(guò)主動(dòng)控溫，各單機(jī)均能維持在指標(biāo)溫度內(nèi)。

(2)在高溫工況下，通過(guò)主動(dòng)控溫，探測(cè)頭部各單機(jī)溫度水平均滿足指標(biāo)要求。由于探測(cè)頭部單機(jī)開(kāi)機(jī)，自身熱功耗較大原因，T/R組件溫度梯度達(dá)7.0 ℃，在高溫工況下最高溫度達(dá)到31.5 ℃，被動(dòng)接收機(jī)溫度波動(dòng)為0.75 ℃/軌，均滿足指標(biāo)要求。

(3)與入軌初期相比，在高溫工況下除單機(jī)自身功耗較大導(dǎo)致的最高溫度變化較大外，其他各單機(jī)溫升相對(duì)較小，在0～10 ℃范圍以內(nèi)。

4 熱試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證熱設(shè)計(jì)的合理性和有效性，考核載荷熱控組件的工作能力，采用熱平衡試驗(yàn)對(duì)高低溫工況進(jìn)行驗(yàn)證[11]，試驗(yàn)采用電加熱器模擬各散熱面的外熱流[12]。兩個(gè)極端工況：①低溫工況：探測(cè)頭部不開(kāi)機(jī)，設(shè)置補(bǔ)償加熱器進(jìn)行程控，T/R組件加熱器控溫點(diǎn)設(shè)為-10 ℃，其余單機(jī)加熱器控溫點(diǎn)為0 ℃；②高溫工況：選擇冬至末期，涂層熱物性參數(shù)取末期值，T/R組件按每軌40 min開(kāi)機(jī)，其余單機(jī)為常開(kāi)狀態(tài)。補(bǔ)償加熱器設(shè)置程控狀態(tài)。被動(dòng)單機(jī)補(bǔ)償加熱器控溫點(diǎn)設(shè)為0 ℃。

試驗(yàn)中探測(cè)頭部各單機(jī)試驗(yàn)溫度見(jiàn)表6，高溫工況下全陣面T/R組件溫度范圍為0.5～11.6 ℃，溫度梯度為5.8 ℃，被動(dòng)接收機(jī)溫度波動(dòng)為0.14 ℃/軌，均符合溫控指標(biāo)要求。低溫工況下T/R組件溫度范圍為-11.1～-8.3 ℃，溫度梯度為2.48 ℃，被動(dòng)接收機(jī)溫度波動(dòng)為0.36 ℃/軌，均符合溫控指標(biāo)要求。

表6 探測(cè)頭部熱平衡試驗(yàn)結(jié)果Table 6 TBT results of probe head ℃

圖5所示為高低溫工況下各單機(jī)試驗(yàn)溫度結(jié)果，圖中可看出由于高溫工況下T/R組件階段性開(kāi)關(guān)機(jī)造成溫度存在波動(dòng)，其他各單機(jī)溫度水平均符合溫控指標(biāo)要求，并有一定余量。

圖5 探測(cè)頭部熱平衡試驗(yàn)溫度Fig.5 TBT results of probe head

將熱仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，具體如下：

(1)高低溫工況下，單機(jī)溫度水平計(jì)算值與試驗(yàn)值相近；高溫工況下，熱分析模型的T/R組件溫度梯度計(jì)算值為7.0，試驗(yàn)值為5.8，偏差很小，可驗(yàn)證熱分析模型正確。

(2)被動(dòng)接收機(jī)溫度波動(dòng)熱分析結(jié)果為0.75，比試驗(yàn)值略高，主要原因：試驗(yàn)中加熱器模擬外熱流不同于在軌情況，外熱流不連續(xù)且波動(dòng)較?。辉囼?yàn)中連接處結(jié)構(gòu)膠和連接機(jī)構(gòu)導(dǎo)熱性能強(qiáng)，減小了溫度波動(dòng)。相比于熱平衡試驗(yàn)，熱分析模型中涂層末期參數(shù)會(huì)設(shè)置依賴于經(jīng)驗(yàn)，設(shè)置留有余量。

5 結(jié)論

按照星載微波探測(cè)儀探測(cè)頭部的熱控需要，針對(duì)探測(cè)頭部熱設(shè)計(jì)的難點(diǎn)與要求，開(kāi)展了詳細(xì)的熱控方案設(shè)計(jì)，包含軌道外熱流分析、散熱面和傳熱路徑的設(shè)計(jì)、熱管網(wǎng)絡(luò)布局，關(guān)鍵單機(jī)的精細(xì)化控溫等，并進(jìn)行了仿真分析和熱平衡試驗(yàn)，結(jié)果表明：

(1)在低溫工況和高溫工況下，探測(cè)頭部各單機(jī)的溫度水平均在指標(biāo)要求范圍內(nèi)。

(2)低溫工況下全陣面T/R組件溫度范圍為-11.1～-8.3 ℃，溫度梯度為2.48 ℃，被動(dòng)接收機(jī)溫度波動(dòng)為0.36 ℃/軌，符合溫控指標(biāo)要求。

(3)高溫工況下全陣面T/R組件溫度范圍為0.5～11.6 ℃，溫度梯度為5.8 ℃，被動(dòng)接收機(jī)溫度波動(dòng)為0.14 ℃/軌，符合溫控指標(biāo)要求。

通過(guò)熱設(shè)計(jì)及試驗(yàn)驗(yàn)證解決了大功耗T/R組件短時(shí)開(kāi)機(jī)導(dǎo)致單機(jī)之間溫差大、瞬時(shí)溫升速率快、溫度波動(dòng)大等技術(shù)難題，突破了高功率密度T/R組件全陣面熱設(shè)計(jì)關(guān)鍵技術(shù)和被動(dòng)接收機(jī)的高穩(wěn)定度控溫關(guān)鍵技術(shù)，達(dá)到了探測(cè)頭部在軌全周期高精度、高穩(wěn)定度的熱控技術(shù)，可為星載微波探測(cè)儀類載荷的熱設(shè)計(jì)提供借鑒。