GEO衛星大型固面反射器背部高頻箱熱環境分析

壽秋爽 趙啟偉 周佐新

(北京空間飛行器總體設計部 空間熱控技術北京市重點實驗室，北京 100094)

一些地球靜止軌道(GEO)衛星為了改善天線性能，把部分射頻設備直接安裝在天線反射器背部，因此需要在天線反射器背部設置一個高頻箱[1-2]。由于同反射器距離很近，高頻箱所處的外部熱環境非常惡劣，尤其當反射器為固面且口徑很大時。一方面，反射器對高頻箱散熱有遮擋作用，削弱了高頻箱在半球方向的散熱能力；另一方面，反射器導致高頻箱外熱流成分復雜，且引起高頻箱外熱流在一個軌道周期內的巨大波動。上述原因使得高頻箱的熱設計非常困難。

為了優化高頻箱熱設計，需要研究不同高頻箱外熱流成分的影響及其主要影響因素。由于高頻箱同反射器直接連接這種構型比較復雜，目前尚未見到國外對類似構型高頻箱外熱流的理論研究。國外工程中主要依靠大型太陽模擬器進行試驗研究，國內公開發表的文獻中也沒有類似的研究內容。雖然使用太陽模擬器可以較為準確地進行試驗驗證，但試驗只是對設計的評價和考核，相對于設計是滯后的環節。在設計階段，分析是最重要的手段。按照傳統的分析方法，需要將衛星艙板及所附多層隔熱組件、高頻箱、天線結構及所附多層隔熱組件在模型中建立節點，這導致模型建立和分析相對復雜，不利于設計的快速迭代[3]。本文試圖通過將天線及所附多層隔熱組件等效簡化為一層涂層，按此狀態分析高頻箱溫度，這樣可以快速反推其熱環境，識別對設計參數的影響和評價設計，方便設計的快速迭代。

綜上所述，本文基于一些特定假設，利用IDEAS_TMG熱分析軟件對高頻箱不同外熱流成分的影響進行分析，并研究天線反射器背部不同熱控措施對高頻箱外熱流的影響，為采取措施減小高頻箱外熱流、抑制高頻箱溫度在一個軌道周期內的波動幅度、改善設備溫度水平提供依據。

1 高頻箱外熱流分析簡化模型

GEO衛星上某高頻箱構型如圖1所示，高頻箱及天線反射器安裝在衛星東板上。高頻箱、天線反射器及衛星東板的相對位置關系如圖2所示。高頻箱和天線反射器，以及高頻箱和衛星東板之間均采取隔熱措施，以減小它們之間的導熱交換。為了簡化，在本文的外熱流分析中只包括高頻箱、天線反射器及衛星東板；3個部分是獨立的，相互之間沒有連接關系。高頻箱是一個外形尺寸為1200 mm×1200 mm×400 mm的封閉六面體，內部只考慮平行于其南板、北板散熱面的長隔板，不考慮儀器設備。天線和高頻箱處于在軌展開狀態，其中天線反射器指向地球。衛星東板的尺寸為1720 mm×2000 mm，天線反射器的口徑約為3000 mm。圖3給出了在此幾何模型上所劃分的計算網格，共有1580個。另外，在本文的熱分析中，把天線反射器背部多層隔熱組件等效為涂層，并將該多層隔熱組件和天線反射器設為一層計算節點。

圖1 天線及高頻箱在軌構型示意Fig.1 In-orbit configuration of antenna and RF box

圖2 高頻箱外熱流分析幾何模型Fig.2 Geometrical model of RF box for external heat flux analysis

注：高頻箱朝上/下表面分別為北/南散熱面。

上述模型中，高頻箱南板、北板外表面全部處理為光學太陽反射鏡(OSR)散熱面，高頻箱其余外表面均為多層隔熱組件。天線反射器背部和衛星東板外表面包覆多層隔熱組件。高頻箱南板和北板上的熱耗均為50 W，高頻箱的其余部位沒有熱耗。由于運行在GEO上，高頻箱的最大外熱流出現在壽命末期夏至點(或冬至點)的當地時間12:00[4-5]。此時，太陽既照射高頻箱北板散熱面(或南板散熱面)，也照射天線反射器區域。因此，本文選擇壽命末期夏至當地時間12:00這一特定時刻進行分析，所有分析工況均為穩態。為了盡可能簡化，本文均直接以受照的高頻箱北板散熱面平均溫度(最高和最低溫度的代數平均)高低來反映外熱流的大小。

2 高頻箱不同外熱流成分影響分析

由于運行在GEO上，來自地球的紅外輻射和對太陽光的反照熱流可以忽略。高頻箱外熱流可以簡單劃分為：①直接入射的太陽光外熱流；②天線反射器背部多層隔熱組件所吸收的太陽光以紅外輻射的形式到達高頻箱的外熱流；③到達反射器背部多層隔熱組件的太陽光以反射光的形式到達高頻箱的外熱流。后兩者均是太陽光通過反射器背部多層隔熱組件間接到達高頻箱的外熱流。

為了研究上述3類外熱流的影響，本節基于一些特殊假設設計出4個分析工況，具體如下。

工況1：假設天線反射器背部多層隔熱組件對太陽光的透射率τ=1。根據此假設，直接照射到該多層隔熱組件上的太陽光和通過高頻箱反射到該多層隔熱組件上的太陽光均不會以紅外輻射或反射光的形式再回到高頻箱。因此，本工況高頻箱外熱流將不包括上文所提到的外熱流②和③，適用于研究高頻箱直接入射太陽光的影響。

工況2：假設天線反射器背部多層隔熱組件對太陽光的透射率為τ(τ≠1)，反射率ρ=1-τ。根據此假設，直接照射到該多層隔熱組件上的太陽光和通過高頻箱反射到該多層隔熱組件上的太陽光僅以反射光的形式再回到高頻箱，多層隔熱組件所吸收的那部分太陽光的熱影響為零。因此，本工況高頻箱外熱流將不包括外熱流②，適用于研究太陽光經天線反射器背部多層隔熱組件反射后以反射光形式對高頻箱的熱影響。

工況3：假設天線反射器背部多層隔熱組件對太陽光的透射率τ=(1-αs)，太陽吸收比為αs。根據此假設，直接照射到該多層隔熱組件上的太陽光和通過高頻箱反射到該多層隔熱組件上的太陽光僅以紅外輻射的形式再回到高頻箱，沒有反射光。因此，本工況高頻箱外熱流將不包括外熱流③，適用于研究太陽光被天線反射器背部多層隔熱材料吸收后以紅外輻射形式對高頻箱的熱影響。

工況4：天線反射器背部多層隔熱材料對太陽光的反射率ρ=(1-αs)，太陽吸收比為αs。在這種情況下，高頻箱外熱流包括上述3類外熱流。本工況為在軌真實工況。

圖4給出了上述4種假設工況下高頻箱北板的溫度分布情況，所有工況中αs均為0.55(假設多層外表面膜為單面鍍鋁聚酰亞胺膜，膜面朝外)[6]。

圖4 外熱流對高頻箱溫度影響Fig.4 External heat flux effects on temperature of RF box

從圖4中可以看到，在只有直接入射太陽光外熱流時，高頻箱北板的平均溫度為-5.8 ℃，見圖4(a)。在考慮了反射光外熱流后，高頻箱北板的平均溫度上升到1.4 ℃，見圖4(b)。同工況1相比，工況2中北板的平均溫度上升了7.2 ℃。在考慮紅外熱流而不考慮反射光外熱流的情況下，高頻箱北板的平均溫度上升為17.8 ℃，見圖4(c)，比工況1中北板的平均溫度上升了23.6 ℃。在既考慮紅外熱流又考慮反射光外熱流的情況下，北板的平均溫度為24.6 ℃，見圖4(d)，比工況1中的北板平均溫度上升了30.4 ℃。

由此可見，來自天線背部多層隔熱組件的紅外輻射及反射光的影響都非常大。在高頻箱熱設計中必須考慮這兩類外熱流的影響，不能輕易忽略其中任一個因素。相比較而言，來自天線背部多層隔熱組件的紅外輻射影響更大，這是由于OSR散熱面的太陽吸收比較小而紅外吸收率較高。從這個角度來說，應盡可能降低來自天線背部多層隔熱組件的紅外輻射。

3 天線反射器背部熱控材料影響分析

天線反射器背部一般包覆多層隔熱組件，以減小劇烈變化的外熱流對熱變形的影響。衛星外部多層隔熱組件由多層芯和面膜組成[7]。面膜的種類很多，常見的有單面鍍鋁聚酰亞胺膜、F46鍍銀二次表面鏡，以及黑色聚酰亞胺膜[8-9]等。由于多層隔熱組件隔熱效果好[10]，面膜材料對天線反射器自身溫度的影響非常小，但對同天線反射器直接相連的高頻箱來說會有很大的區別。本節研究不同多層隔熱組件外表面膜材料對高頻箱的熱影響，為高頻箱熱設計優化提供依據。

3.1 理論分析

假設多層隔熱組件是絕熱的，其對太陽光的反射為漫反射，且多層隔熱組件對太陽光不透明。另外，不考慮高頻箱對“從多層隔熱組件到高頻箱的”紅外輻射和反射光的再次反射的影響。多層隔熱組件外表面膜的發射率為εMLI，太陽吸收比為αs，對太陽光的反射率ρ=1-αs。

根據多層隔熱組件絕熱的假設，多層隔熱組件吸收的太陽能全部以紅外輻射的形式輻射出去。根據斯蒂芬-玻爾茲曼(Stefan-Boltzman)定律，此時多層隔熱組件外表面某點的輻射強度EMLI如式(1)所示，該點對太陽光的反射強度RMLI如式(2)所示。

EMLI=εMLI·σ·TMLI4=αs·S·cosθ

(1)

式中：σ為斯蒂芬-波爾茲曼常數；S為太陽常數；TMLI為該點多層隔熱組件的表面溫度；θ為入射光同該點多層隔熱組件法線方向的夾角。

RMLI=ρ·S·cosθ=(1-αs)·S·cosθ

(2)

假設多層隔熱組件上該點對高頻箱散熱面的角系數為Φ，則多層隔熱組件紅外輻射及反射光到達高頻箱散熱面的強度Ei和Ri分別為

Ei=EMLI·Φ=αs·S·cosθ·Φ

(3)

Ri=RMLI·Φ=(1-αs)·S·cosθ·Φ

(4)

此時，高頻箱散熱面所吸收的多層隔熱組件紅外輻射及反射外熱流為

EMLI-OSR=εOSR·Ei+αOSR·Ri

(5)

式中：εOSR和αOSR分別為OSR散熱面的發射率和太陽吸收比。

將式(3)和(4)代入式(5)，可得

EMLI-OSR=[(εOSR-αOSR)·αs+αOSR]·

S·cosθ·Φ

(6)

由于εOSR大于αOSR，因此EMLI-OSR將隨多層隔熱組件外表面膜太陽吸收比的增加而增加。這說明在選擇天線反射器背部多層隔熱組件外表面膜時，應盡可能選用那些太陽吸收比小的材料。從式(6)可以看到，EMLI-OSR的大小與多層隔熱組件外表面膜的發射率無關。

將式(6)進行變換，可得

EMLI-OSR=[αs+(1-αs)·αOSR/εOSR]·

εOSR·S·cosθ·Φ

(7)

定義折算太陽吸收比

αs,ZS=αs+(1-αs)·αOSR/εOSR

(8)

則式(7)變為

EMLI-OSR=αs,ZS·εOSR·S·cosθ·Φ

(9)

式(9)可以解讀為：太陽光被天線反射器背部多層隔熱組件外表面吸收和反射后對高頻箱的紅外輻射和反射光總加熱效果，相當于該多層隔熱組件以αs,ZS吸收太陽光后僅以紅外輻射方式對高頻箱的加熱效果。結合式(6)和式(7)也可以看到，天線反射器背部多層隔熱組件外表面膜的太陽吸收比越小，折算太陽吸收比就越小，因此相應的太陽光通過天線反射器后被高頻箱散熱面吸收的熱流就越小，從而就越有利于高頻箱的散熱。

3.2 定量分析

本節定量分析常用多層隔熱組件外表面膜對高頻箱的熱影響。F46鍍銀二次表面鏡、單面鍍鋁聚酰亞胺膜和黑色聚酰亞胺膜的太陽吸收比和發射率，以及折算太陽吸收比，如表1所示。

表1 多層隔熱組件外表面膜的發射率及太陽吸收比Table 1 ε and αs of outer film of multilayer insulator

圖5給出了上述外表面膜對高頻箱北板溫度的影響。其中：圖5(a)～5(c)是按照薄膜真實太陽吸收比和發射率計算的溫度；圖5(d)～5(f)是按照薄膜折算太陽吸收比和第2節工況3中的假設計算的溫度。

圖5(a)～5(c)中的結果表明：隨著多層隔熱組件外表面太陽吸收比的升高，高頻箱北板的溫度也逐漸升高。3種情況下北板的平均溫度分別為21.3 ℃、24.6 ℃和32.1 ℃。由于被多層隔熱組件吸收的太陽能主要以紅外輻射的形式輻射出去，因此太陽吸收比越大，入射太陽光轉變成紅外輻射的份額就越大，高頻箱散熱面所吸收的外熱流就越多。

從圖5(d)～5(f)中可以看到：對應3種多層隔熱組件外表面膜，按折算太陽吸收比計算的高頻箱北板的平均溫度分別為19.3 ℃、23.1 ℃和33.2 ℃，同對應的圖5(a)～5(c)中北板平均溫度比較接近，可以說兩者的差別在允許的范圍內。這說明，天線反射器背部多層隔熱組件折算太陽吸收比模型可以用來計算高頻箱外熱流大小，這在一定程度上可以簡化高頻箱外熱流分析模型的復雜程度。同時，利用該模型，還可以簡化高頻箱熱平衡試驗時外熱流模擬措施，也就說，可以把第2節中所介紹的外熱流②和③合并為一類，即僅考慮來自天線反射器的紅外輻射(此時多層隔熱組件太陽吸收比按照折算太陽吸收比計算)。若分別模擬外熱流②和③的話，由于反照光在高頻箱散熱面上的分布很不均勻，因此高頻箱散熱面需要劃分為多個區域分別模擬其吸收的太陽光，這會在一定程度上增加高頻箱外熱流模擬裝置的復雜程度。

圖5 不同多層隔熱組件外表面膜對高頻箱北板溫度影響Fig.5 Multilayer insulator outer film effects on temperature of RF box

4 結論

本文針對GEO衛星上“高頻箱安裝在天線反射器背部”這種特殊構型，將天線反射器背部多層隔熱組件等效為涂層，并將該多層隔熱組件及天線反射器處理為一層計算節點，通過人為設定不同的涂層特性定量獲得了高頻箱不同外熱流成分的影響大小，并分析了天線反射器背部多層隔熱組件不同外表面膜的影響，為高頻箱熱設計提供了重要依據。具體結論如下。

(1)太陽光直接照射外熱流、來自天線反射器背部的紅外輻射外熱流和太陽光反照外熱流，對高頻箱溫度的影響均非常大，在進行高頻箱熱設計時必須充分考慮這些成分的影響。

(2)同來自天線反射器背部的太陽光反照外熱流相比，來自反射器的紅外輻射熱流的影響更大。

(3)太陽光通過天線反射器背部多層隔熱組件到達高頻箱散熱面而被吸收的外熱流，主要與多層隔熱組件外表面膜的太陽吸收比有關。

(4)天線反射器背部外表面膜太陽吸收比越小，高頻箱散熱面所吸收的外熱流就越小。因此，在天線反射器熱控時應盡可能選用太陽吸收比小且穩定的薄膜作為多層隔熱組件外表面膜。

(5)來自天線反射器背部多層隔熱組件的紅外輻射熱流和對太陽光的反射熱流，可以等效為來自反射器背部的紅外輻射熱流，從而可以簡化熱試驗時高頻箱外熱流的模擬措施。