周強 王錄 劉暢 徐亞威 黃金印 張紅星 苗建印

(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)

未來航天器對電功率的需求越來越高，例如某些航天器的載荷對電功率的需求在數百千瓦以上，甚至可達百兆瓦。熱排散技術是維持空間大功率電源系統(tǒng)正常工作的重要支撐技術。針對空間核動力以及大功率航天器的發(fā)展需求，發(fā)展高溫大功率的熱排散技術，迫在眉睫。熱管技術是實現中高溫區(qū)(>100 ℃)熱量高效、遠距離傳輸的重要技術手段[1-2]。如美國在1965年發(fā)射的空間核輻射電源-10A(SNAP-10A)核動力航天器[3]，采用硅-鍺(Si-Ge)溫差發(fā)電，廢熱直接采用鈉鉀(NaK)熱管輻射器進行排散，排散溫度427 ℃；美國2000年后的“普羅米修斯”計劃中木星冰衛(wèi)星軌道器(JMIO)采用核電推進，發(fā)電功率200 kW，采用布雷頓循環(huán)發(fā)電，廢熱排散量為700 kW，廢熱排散系統(tǒng)采用“泵驅單相流體回路+熱管輻射器”，其中熱管輻射器中熱管管體為鈦合金，工質為H2O，熱排散系統(tǒng)的溫度為100～230 ℃；“星表裂變反應堆電源”(FSP)計劃定位于在月球或火星表面開發(fā)提供電能并支撐人類居住的空間核反應堆電源，該計劃發(fā)電量為40 kW，采用斯特林循環(huán)發(fā)電，廢熱排散方案與JIMO航天器的方案相同，均為“泵驅單相流體回路+熱管輻射器”，熱管也為鈦水熱管。

本文針對180～250 ℃區(qū)間的熱排散系統(tǒng)，開發(fā)了基于3D打印增材技術的鈦水熱管，有效地解決了該溫區(qū)熱量遠距離高效傳輸的難題，對于未來空間核動力以及大功率航天器熱排散系統(tǒng)的發(fā)展和應用具有實用價值。

1 中高溫熱排散系統(tǒng)

本文研究的空間核反應電源系統(tǒng)組成原理如圖1所示。系統(tǒng)由高溫氣冷堆、布雷頓(磁流體)、發(fā)電機、冷卻器、壓氣機以及管路組成。對于空間應用，上述系統(tǒng)中的冷卻器即為熱排散系統(tǒng)，其核心技術包括高溫換熱器技術、泵驅兩相流體回路技術以及熱輻射器技術。

圖1 空間核動力電源系統(tǒng)組成示意圖Fig.1 Schematic diagram of space nuclear power system

本文的熱輻射器采用熱管輻射器的形式，傳統(tǒng)的航天器用熱管輻射器由熱管、鋁蒙皮、鋁蜂窩夾芯等組成。熱管與熱管間通過上下表面的鋁蒙皮進行擴熱，在熱管擴熱量一定的情況下，蒙皮導熱系數越高、厚度越厚時，輻射器的均溫性越好，輻射效率越高。目前蒙皮常用的材料為鋁合金，其導熱系數在200 W/(m·℃)左右，密度為2700 kg/m3。本文熱排散系統(tǒng)的輻射器的面積約144 m2，如果采用鋁合金，按照1 mm厚度初步評估蒙皮質量，則整個熱輻射器蒙皮的質量為389 kg。

近年來高導熱碳纖維材料發(fā)展迅速，以高導熱碳纖維為基體制作的高導熱碳纖維蒙皮，因具有輕質、高導熱、高強度等特點，逐漸在航天器上取得應用。高導熱碳纖維蒙皮的當量密度通常不超過2000 kg/m3，導熱系數可達400 W/(m·℃)以上，與鋁合金蒙皮相比，在保證擴熱能力相同的情況下，其厚度可減至0.5 mm，整個輻射器的質量為144 kg，較鋁合金蒙皮減重63%。

基于碳材料的熱管輻射器結構如圖2所示。熱管將泵驅流體回路傳輸過來的熱量均勻得擴散到碳材料輻射板，熱管和泵驅流體回路的冷凝器以及碳材料輻射板通過釬焊連接。熱管和泵驅流體回路的冷凝管路釬焊示意圖如圖3所示。

圖2 基于碳材料的空間熱管輻射器結構Fig.2 Heat pipe radiator based on carbon material

圖3 熱管與冷凝管路釬焊示意圖Fig.3 Schematic diagram of heat pipe brazed with condensed tube

本文重點介紹熱管輻射器中熱管的設計及試驗驗證。根據熱排散系統(tǒng)總體分析和指標分解，本文的熱管應用溫區(qū)為180～250 ℃之間，長度為1 m，單根熱管的傳熱能力需大于500 W·m。不同于常規(guī)航天器用鋁氨熱管，本文中高溫熱排散系統(tǒng)用熱管具有以下特點：

(1)傳統(tǒng)鋁氨熱管一般工作溫度在60 ℃以下，本文熱管工作溫區(qū)遠高于60 ℃，傳統(tǒng)的氨工質不再適用該溫區(qū)；

(2)在180～250 ℃溫度區(qū)間，傳統(tǒng)鋁氨熱管的殼體材料鋁合金力學性能下降，不再適用該溫區(qū)；

(3)中高溫區(qū)熱管一般啟動時工質壓力較低，因此啟動時容易受到不凝氣體的影響。

2 熱管設計

熱管具有熱傳輸距離遠、等效熱導率高等優(yōu)點[4]。常規(guī)的中高溫熱管殼體和毛細芯制造難度大，尤其當熱管長度較長的時候。熱管殼體及毛細芯通過3D打印增材技術直接成型，有效的解決了上述難題。

2.1 工質選擇及熱管殼體設計

當熱管工作溫度大于100 ℃時，根據具體使用溫區(qū)，一般采用水、液態(tài)金屬等作為熱管的工質。本文熱管的工作溫度為180～250 ℃，采用水作為熱管的工質。隨著溫度的升高，水的飽和壓力逐漸升高，熱管常用溫度為200 ℃附近，水的飽和壓力小于2 MPa，安全性較好。

和水工質相容的熱管殼體材料包括銅、不銹鋼以及鈦[5]，其中鈦的密度遠小于銅和不銹鋼，出于減重考慮，熱管殼體材料采用純鈦TA1。

熱管毛細芯結構主要有軸向槽道、粉末燒結以及干道芯等，如圖4所示[6]。其中干道毛細結構和粉末燒結毛細結構雖然產生的毛細力較大[7]，但同時液體工質回流阻力很大，因此不適合傳輸距離較長的應用場景。本文選擇軸向槽道結構作為熱管的毛細結構，該結構適合微重力下遠距離熱量傳輸的應用場景，如圖4(c)所示。

圖4 常見熱管毛細芯結構Fig.4 Structure of capillary wick

熱管殼體及毛細芯通過3D打印制造，熱管殼體總長1 m。熱管兩端分別焊接堵頭和充液管(材料均為純鈦TA1)，用于熱管工質的充裝和密封，如圖5所示。

圖5 熱管模型及實物圖Fig.5 Model and photos of heat pipe

2.2 熱管傳熱能力分析

通過理論分析，計算鈦水熱管在100～300 ℃的傳熱能力。

以200 ℃時熱管的傳熱能力為例，取水工質的熱物性為200 ℃時數據，如表1所示。

表1 200 ℃水工質物性參數表Table 1 Parameters of water at 200℃

表1中：σ為液體水的表面張力，N/m；μl為液體水粘度，Pa·s；ρl為液體水密度，kg/m3；Lfg為汽化潛熱，J/kg；μV為水蒸汽粘度，Pa·s；ρV為水蒸汽密度，kg/m3。

當水溫達到200 ℃時，水的飽和蒸汽壓為1.554 9 MPa，蒸汽密度為7.861 kg/m3，當熱管傳熱量在幾百瓦量級的時候，熱管內水蒸汽的流速在1 m/s的量級，此時鈦水槽道熱管的傳熱極限一般為毛細限，熱管正常運行時熱管的最大傳熱能力為[6]

(1)

式中：Qmax為最大傳熱能力，W·m；γ為熱管最大傳熱能力修正系數；fl為液體流動阻力系數，kg/(s·m2·J)；fV為蒸汽流動阻力系數，kg/(s·m2·J)；ΔPc,max為最大驅動壓力，Pa。各參數的計算可參照文獻[6,8]。

可計算出熱管的ΔPc,max為167.44 Pa，fV為4.65×10-3kg/(s·m2·J)，fl為1.44×10-1kg/(s·m2·J)，因此本文的鈦水熱管在200 ℃的傳熱能力為1125 W·m。(由于沒有工質和管芯材料的接觸角θ數據，計算過程暫取θ=0°，修正系數γ取1，計算結果可能會偏大)

根據上述的方法，計算出本文的鈦水熱管在100～300 ℃內的傳熱能力，并與同樣管型下氨工質熱管的傳熱能力進行對比，如圖6所示。

圖6 水和氨工質熱管傳熱能力對比Fig.6 Calculated heat transfer ability of water and ammonia heat pipe

從圖6中可以看出，在同種管型下，水工質熱管最大傳熱能力出現在250 ℃附近，而氨工質熱管最大傳熱能力出現在20 ℃附近。因此，在100 ℃以下的應用溫區(qū)，一般采用成熟的鋁氨槽道熱管；而在100～300 ℃的應用溫區(qū)，則可以考慮使用鈦水熱管等。

3 熱管傳熱能力試驗驗證

3.1 試驗系統(tǒng)

對鈦水熱管的傳熱能力進行試驗驗證，試驗布置如圖7所示。在熱管一端布置加熱器，采用陶瓷加熱片作為加熱器，分別布置在熱管的底面和兩側，加熱片長度為300 mm；熱管的另一端作為冷凝端，和水冷機組冷卻的水冷板連接。由于水冷機組最高控制在水溫35 ℃附近，因此需調節(jié)冷凝段的長度以及冷凝段和冷板的接觸換熱系數，以保證熱管在進行傳熱能力測試時，熱管絕熱段可達到200 ℃附近的溫度。

在熱管上表面共布置6個T型熱電偶溫度計，熱電偶在200 ℃以內的測量誤差為±0.5 ℃，熱電偶通過安捷倫測溫儀表Keysight 34970A采集數據。溫度的測點位置如圖7所示。

圖7 鈦水熱管加熱片以及測點布置Fig.7 Schematic layout of heaters and temperature measuring points

3.2 試驗結果及分析

1)不凝氣體對熱管的影響

根據圖6，鈦水熱管在常溫時傳熱能力較低，尤其是在室溫時，水工質的壓力小于一個大氣壓，蒸汽流動速度快，造成鈦水熱管的傳熱能力較低。因此為了保證鈦水熱管的啟動，室溫啟動時施加的熱量較低。熱管水平狀態(tài)啟動時的溫度變化曲線如圖8所示。起步時施加的熱量為66 W，后續(xù)逐漸增加加熱功率，從圖中可以明顯的看出熱管存在逐步啟動的現象，這是由于鈦水熱管在常溫時內部壓力小于一個大氣壓(水在20 ℃時的飽和蒸汽壓為2 339.3 Pa)，同時為了調節(jié)充裝量，本文的鈦水熱管冷凝段端部和截止閥連接，當熱管內部為負壓狀態(tài)時，環(huán)境會有微量的氣體通過截止閥持續(xù)的向熱管內部滲漏，因此造成鈦水熱管內部存在空氣等不凝氣體。

隨著熱管溫度的逐漸升高，內部工質壓力逐漸增大，堆積在冷凝段的不凝氣體的長度逐漸降低，熱管有效換熱段逐漸打開，因此出現圖8中類似于氣體阻塞式可變熱導熱管的啟動現象[9-10]。當熱管內部的溫度超過100 ℃以后，熱管內部為正壓，這時打開截止閥排散熱管內部的不凝氣體，之后關閉截止閥。完成上述操作后，待熱管回歸室溫后重新啟動，熱管的啟動現象如圖9所示，可以清晰看出，排散出不凝氣體以后熱管呈現出均勻啟動的現象。

圖8 含不凝氣體的鈦水熱管啟動時溫度變化曲線Fig.8 Experimental results of start-up of heat pipe with non-condensed gas

圖9 排散出不凝氣體以后熱管的啟動溫度曲線Fig.9 Experimental results of start-up after discharging non-condensed gas

2)熱管極限傳熱能力

后續(xù)逐漸增大陶瓷加熱片的功率(熱管處于水平狀態(tài))，測試熱管在200 ℃附近的傳熱能力，由于鈦水熱管的傳熱能力較強(理論值1125 W·m)，蒸發(fā)段施加的功率很高，因此熱管蒸發(fā)段和冷凝段的熱流密度很大。例如當熱管熱端施加的功率在1000 W附近時，熱管蒸發(fā)段的熱流密度>8 W/cm2，冷凝段的熱流密度>20 W/cm2。由于鈦合金的導熱系數較低(約15 W/m·℃)，因此熱管蒸發(fā)段和冷凝段的截面會產生很大的周向溫度梯度，由此會導致在大功率試驗時，熱管絕熱段的溫度很難穩(wěn)定在200 ℃附近。本文在進行熱管傳熱能力試驗時，通過觀察熱管在提高加熱功率后瞬態(tài)升溫過程，判斷熱管是否達到傳熱能力極限。

當熱管姿態(tài)為水平時，在測試過程中熱管加熱功率最高加至1030 W，但仍未出現單點溫度飆升的現象，因此認為該功率尚未達到熱管的傳熱能力極限。由于此時加熱片熱流密度太大(>8 W/cm2)，同時已達到試驗系統(tǒng)的加熱極限，因此通過測試逆重力下熱管的傳熱能力對水平姿態(tài)的傳熱能力進行推算。

根據上述熱管傳熱能力的分析，熱管的極限傳熱能力隨著熱管逆重力高度的升高而降低，且呈線性關系。因此通過測試不同逆重力高度下熱管的極限傳熱能力，對熱管水平姿態(tài)的傳熱能力進行推算。同樣以熱管升溫過程中單點溫度飆升來判斷熱管是否達到傳熱能力極限。圖10為典型的熱管逆重力姿態(tài)下的測試過程。

圖10 典型的鈦水熱管逆重力姿態(tài)下傳熱能力測試Fig.10 Typical heat transfer ability measurement at anti-gravity attitude

圖11示意了熱管在逆重力高度2.15 mm、2.85 mm、3.55 mm以及4.25 mm時，200 ℃下的極限傳熱能力分別為649 W·m、565 W·m、524.1 W·m以及492.7 W·m。通過擬合，推算熱管在水平姿態(tài)時200 ℃的極限傳熱能力約為791.6 W·m。熱管試驗的傳熱能力低于理論分析值(1125 W·m)，有可能是因為水工質和本文3D打印的鈦殼體的接觸角大于0°造成的，后續(xù)通過實驗測量水工質和3D打印鈦殼體的接觸角，對理論分析模型進行進一步的修正。同時，在試驗樣品方面，后續(xù)通過對2根各1 m長的鈦水熱管進行焊接拼接，有望制造出2 m長的鈦水熱管。熱管長度的增加可顯著降低熱管傳熱能力測試時施加的功率，會更有利于熱管極限傳熱能力的精確測量及驗證。

圖11 鈦水熱管逆重力姿態(tài)下的傳熱能力Fig.11 Heat transfer ability at anti-gravity attitude

4 結束語

根據上文的分析和試驗驗證，本文的3D打印鈦水熱管具有以下的特點和優(yōu)勢。

(1)在應用溫區(qū)方面，常規(guī)的航天器使用的鋁氨熱管應用溫區(qū)一般為-50～60 ℃(個別情況可以用到80 ℃)，而本文的鈦水熱管成功將熱管的應用溫區(qū)拓展到100 ℃以上，可用于100～300 ℃的溫區(qū)，對于未來的中高溫區(qū)的航天器熱排散系統(tǒng)具有重要的實用價值。

(2)在傳熱能力方面，通過理論分析及試驗驗證，鈦水熱管的傳熱能力可達791.6 W·m(200 ℃)。該傳熱能力大于同種管型的鋁氨熱管的傳熱能力(20 ℃)，主要因為水在高溫下的品質因子較高。該傳熱能力指標滿足對應的中高溫熱排散系統(tǒng)的需求，對于后續(xù)中高溫區(qū)熱排散系統(tǒng)的設計具有重要的參考意義。

(3)在產品質量方面，由于本文熱管的目標工作溫度較高，常規(guī)航天器鋁氨熱管采用的鋁合金殼體力學性能較差，不再適用。而對于該溫區(qū)，鈦合金是兼顧質量和力學性能的材料。例如，本文中鈦水熱管的線密度為569 g/m，而當熱管殼體材料為不銹鋼和銅的時候，熱管線密度分別為984.1 g/m和1135.5 g/m。因此鈦水熱管的成功研制，對于航天器用輕量化的中高溫熱排散系統(tǒng)具有重要意義。

(4)在熱管產品實現工藝方面，本文的試驗結果證明3D打印技術可成功應用于熱管產品的制造，可保證熱管內部槽道的打印精度以及熱管長度(>1 m)。航天器常規(guī)鋁氨熱管采用熱擠壓工藝，該工藝效率較3D打印高，但只適合熔點較低的金屬(如鋁合金)以及只能成型直熱管。而3D打印技術則可打印高熔點金屬(如鈦、不銹鋼等)，同時可打印復雜形狀的熱管，如熱管和結構板一體化機構。因此3D打印技術在熱管的成功應用，不僅代表著中高溫區(qū)熱管的成功實現，也代表著下一步實現復雜形狀的熱管結構成為可能，例如最近正在研發(fā)的熱管和結構板一體化的鋁材機構，該機構通過3D打印技術直接成型，實現機械和熱的一體化，可大幅提高機構的溫度均勻性，該基于3D打印技術的機構對于未來輕質、均熱以及極低熱變形的航天器及載荷平臺具有重要的意義。

后續(xù)，在鈦水熱管方面，通過熱管表面改性等措施，進一步提高熱管的性能。通過研制長度可達2 m的熱管，對鈦水熱管的性能進行進一步的測試及驗證；在中高溫熱排散系統(tǒng)方面，將鈦水熱管與泵驅兩相流體回路冷凝器以及碳材料輻射器焊接，進而對中高溫熱排散系統(tǒng)地面演示系統(tǒng)進行試驗驗證，為未來的航天應用打下基礎。