劉志強，李明利，蘇新明，解 崢，孫嘉明，王 晶,，劉 暢

（1. 北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所；2. 北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所 可靠性與環(huán)境工程技術重點實驗室：北京 100094）

試驗箱風速對航天器部件常壓低溫熱變形試驗的影響分析

劉志強1，李明利1，蘇新明1，解 崢1，孫嘉明1，王 晶1,2，劉 暢1

（1. 北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所；2. 北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所 可靠性與環(huán)境工程技術重點實驗室：北京 100094）

文章以航天器機械臂為研究對象，采用流-熱-固耦合方法仿真分析了單一送風形式下，試驗箱不同送風速度對機械臂常壓低溫熱變形的影響，并進行了試驗驗證。分析發(fā)現(xiàn)：隨著送風速度的增大，機械臂表面的溫度場分布更均勻且溫度值更接近于設定值，從而更有利于低溫熱變形試驗的實施；但由于存在環(huán)境噪聲，必須經過靜置穩(wěn)定后才可以進行變形測量。此分析結果可以用于指導航天器部件常壓低溫熱變形試驗更加精確、高效地實施。

常壓低溫；熱變形試驗；送風風速；流-熱-固耦合

0 引言

為準確掌握空間結構的熱穩(wěn)定性，需要在地面開展大量的試驗驗證。但受到試驗條件和測量技術手段的限制，在真空低溫環(huán)境下開展在軌工況熱變形測試非常困難[1]，因此多選擇在常壓環(huán)境下進行。針對高溫變形，利用加熱器模擬均勻高溫或高溫度分布梯度；對于低溫變形，一般需要借助高低溫箱或利用高溫變形結果類推得到[1]。在此方面的研究，國外更多地集中于變形測量方法的理論和技術研究[2-4]。國內相關理論和試驗研究工作也在逐漸增多，如：2007年中國空間技術研究院唐伯昶等人[5]提出了整星級航天器常壓熱試驗技術方法；其他研究人員在常溫常壓環(huán)境中分別對試驗件進行了高溫工況變形測量[6-8]，并對低溫工況的結果進行了類推。

近年來，在地面開展低溫工況下的熱變形測試工作的需求日益增加，國內相繼建成了多個較大型的常壓熱試驗箱，通過內外兩層保溫設計，如外層采用保溫防潮性能好的聚氨酯發(fā)泡結構，內層采用玻璃棉隔熱，在保證一定隔熱效果的同時可以實現(xiàn)常壓下低溫環(huán)境模擬。但是，利用常壓熱試驗箱開展航天器整器或部件的低溫熱變形試驗的方法仍不完善，其中比較重要的一項就是缺乏常壓箱流場對試驗結果的影響分析，導致試驗設計不合理或者試驗實施不全面，最終造成試驗結果不可信。

本文利用流-熱-固耦合分析方法[9]，以機械臂這一典型航天器部件為研究對象，進行了不同送風速度條件下的低溫熱變形仿真分析，對比了不同風速對溫度模擬以及結構熱變形測量結果的影響。

1 試驗仿真模型

低溫熱變形試驗的常壓熱試驗箱尺寸為 8 m（長）×2 m（寬）×2.5 m（高），送風口和回風口在箱體的同側且尺寸相同（3.6 m×0.2 m，各2個）。將機械臂固定在一面金屬模擬墻上，整體放置于試驗箱底面。模擬墻為不銹鋼板，尺寸1.2 m×1.2 m×0.06 m；機械臂為碳纖維增強氰酸酯管材，尺寸φ0.29 m×3.5 m、壁厚0.002 m。機械臂常壓低溫熱變形試驗的仿真模型如圖1所示。試驗時，通過空氣制冷，將機械臂溫度降到-20 ℃保溫，在此條件下對機械臂的變形情況進行仿真分析。

圖1 機械臂常壓低溫熱變形試驗仿真模型Fig. 1 Simulation model of the ambient pressure, low temperature thermal deformation for the robot arm

2 控制方程

本文利用ANSYS Workbench軟件開展相關仿真工作，其中常壓箱內流場及溫度場計算采用瞬態(tài)模擬，機械臂的熱變形力學仿真采用穩(wěn)態(tài)計算，具體的仿真流程如圖2所示。

圖2 常壓低溫熱變形仿真流程Fig. 2 The procedure of ambient pressure, low temperature thermal deformation simulation

通過計算N-S方程得到流場和溫度場。本文忽略重力的影響，且由于風速較低認為空氣流動為穩(wěn)態(tài)不可壓縮流動。將流動與傳熱耦合求解，采用標準k-ε湍流模型[10]仿真求解。

對于空氣流動其控制方程為：

式中：ρ為空氣密度；U為空氣速度矢量，U=(u,v,w)T；p為氣體靜壓；為應力張量；ρg為重力質量力；F為外部質量力。

對流體區(qū)和固體區(qū)分別進行能量方程的求解。對于流動與換熱耦合問題，流體區(qū)求解的能量方程為

式中：E為總能，E=h?p/ρ+U2/2；κeff為有效熱傳導系數；T為溫度；hj為組分j的顯焓；Jj為組分j的擴散流量；eff為有效應力張量；Sh為氣體發(fā)生化學反應所產生的熱量，或其他用戶自定義的熱源項，本文取Sh=0。

式(3)等號右側的第 1項分別描述了熱傳導、組分擴散和黏性耗散帶來的能量輸運。對于標準k-ε湍流模型，其有效熱傳導系數為

其中：κ為空氣熱導率，取值0.024 2 W/(m·K)；cp為空氣比熱容，取值1 006.43 J/(kg·K)；μt為湍流黏度，需要將k和ε聯(lián)合求解得到；Prt為計算能量的湍流普朗特數，取默認值0.85。

對于固體區(qū)的熱量傳遞，其求解能量方程為

式中：ρs為固體密度；hs為固體顯焓；sκ為固體熱導率，本文取機械臂熱導率為1.5 W/(m·K)；Sh,s為固體體積熱源，本文取Sh,s=0。

對于機械臂的結構變形分析采用有限元仿真分析，其遵循準靜態(tài)熱彈性變形有限元方程

式中：K為結構剛度矩陣；a為結構位移場；PT為溫度引起的載荷。

3 計算條件及簡化

常壓低溫熱變形仿真計算條件設置見表1。

表1 常壓低溫熱變形仿真計算條件Table 1 The computational conditions for the ambient pressure,low temperature thermal deformation simulation

在建立的仿真模型中，進行了如下簡化：

1）僅考察風速對變形測量結果的影響，忽略重力對流場及結構變形的影響；

2）瞬態(tài)流場及溫度場仿真中，結果收斂即認為達到穩(wěn)定狀態(tài)；

3）結構變形分析中，將機械臂材料簡化為各向同性材料；

4）仿真計算中，認為箱體保溫效果良好，忽略箱壁與外界的換熱。

4 仿真結果及分析

4.1 流場及溫度場

計算中隨機選取機械臂上的 3個位置點作為監(jiān)視點（參見圖 3）。圖4給出了從開始送風到降溫穩(wěn)定后監(jiān)視點溫度隨時間的變化曲線，從圖中可以看出，在降溫達到穩(wěn)定后，機械臂的溫度均與目標降溫值-20 ℃存在一定差距。

圖3 溫度監(jiān)視點Fig. 3 Temperature monitoring points

圖4 不同工況下監(jiān)視點溫度變化曲線Fig. 4 Temperature curves at the monitoring points in different cases

表2給出了3種工況降溫穩(wěn)定后監(jiān)視點的溫度情況，從表中可以看出，送風速度最終會影響機械臂的穩(wěn)定溫度，但并無明顯規(guī)律。此外，無論何種工況，均會造成溫度場不均勻，在機械臂表面形成相似的溫度梯度；但是隨著送風速度的增大，機械臂表面的溫度梯度逐漸減小。由表2中對3種工況下機械臂溫度由20 ℃降至低溫穩(wěn)定所花費的時間可以看出，隨著送風速度的增大，降溫時間縮短。也就是說，在允許范圍內增大送風速度可以縮短試驗時間，更利于節(jié)約試驗成本。

綜上，在常壓熱試驗箱送風形式確定的情況下，送風速度將會影響結構降溫效果和降溫時間。

表2 降溫穩(wěn)定后監(jiān)視點溫度Table 2 Temperatures at the monitor points after being stably cooled

圖5～圖7進一步給出了3種工況下送風及降溫穩(wěn)定后，常壓熱試驗箱內典型截面（z=0 m、x=2.5 m、x=5.5 m）的送風速度及溫度分布。從圖中可以看出，由于模擬墻熱容較大，導致其附近區(qū)域降溫效果較差，造成機械臂根部溫度較高，存在溫度梯度；而機械臂端部恰好位于流場低風速區(qū)，對流換熱效果較差，機械臂筒內的氣體降溫又阻礙了對機械臂端部的降溫，因此機械臂端部也存在一定的溫度梯度。此外，GJB 150A[11-12]中規(guī)定，在利用試驗箱開展高低溫試驗時，試驗件附近的風速應不超過1.7 m/s。雖然標準中對“附近”并沒有給出明確的尺寸范圍，但從圖5～圖7的速度分布結果看，工況3所對應的風速5 m/s送風條件，在試驗件周圍形成的流場已經明顯超出GJB 150A的規(guī)定，說明應根據具體的常壓熱試驗箱送/回風形式及試驗件構型和安裝布局，對允許的送風速度作進一步的分析界定。GJB 150A標準中規(guī)定的風速限制主要是基于對流換熱對試驗件溫度造成的影響，并未考慮氣流擾動對于結構變形測量所引入的環(huán)境噪聲。本研究中，在同側送/回風的條件下，試驗箱內中心區(qū)域的風速梯度較小，而機械臂整體處于中心區(qū)偏下的位置。從圖5～圖7中可以看出，此處的風速有一定的梯度分布，說明氣流存在擾動，在此條件下進行機械臂熱變形測量會引入較大的環(huán)境噪聲。而本文恰是要分析風速對常壓熱變形試驗結果的影響，因此使用5 m/s的送風速度并不影響獲得有價值的結論。

圖5 工況1（送風速度1 m/s）下常壓箱內送風溫度及速度分布Fig. 5 Temperature & ventilation velocity distribution within the cabin in Case 1 (ventilation velocity 1 m/s)

圖6 工況2（送風速度3 m/s）下常壓箱內送風溫度及速度分布Fig. 6 Temperature & ventilation velocity distribution within the cabin in Case 2 (ventilation velocity 3 m/s)

圖7 工況3（送風速度5 m/s）下常壓箱內送風溫度及速度分布Fig. 7 Temperature & ventilation velocity distribution within the cabin in Case 3 (ventilation velocity 5 m/s)

常壓箱內的氣體流動擾動，導致結構熱變形測量引入環(huán)境噪聲，因此需要進行瞬態(tài)計算，將送風速度改為0 m/s（即停止送風），靜置并保持2 h。

圖8給出了3種工況下，靜置期間機械臂監(jiān)視點溫度隨時間的變化曲線?？梢钥闯觯红o置開始后，3種工況的監(jiān)視點溫度均有不同程度的下降，在40 min后均達到穩(wěn)定，且穩(wěn)定后溫度梯度相較于送風穩(wěn)定時的溫度梯度有所減小，機械臂溫度更接近-20 ℃目標值。這說明，采取靜置措施不但可以降低氣流擾動，而且可以進一步降低和均勻機械臂溫度，對開展結構熱變形測試是非常有利的。但無論是送風穩(wěn)定還是停風靜置，3種工況下均未能使機械臂表面溫度降至-20 ℃的目標值，說明機械臂在當前流場形式下的換熱并不充分。

圖8 靜置過程監(jiān)視點溫度變化曲線Fig. 8 Temperature curves at the monitoring points during the standing process

4.2 機械臂熱變形

將流場及溫度場中得到的機械臂溫度分布結果導入到機械臂有限元模型中，進行力學熱變形分析，此處只考察熱-固單向耦合。圖9～圖11給出了 3種工況下送風穩(wěn)定及靜置穩(wěn)定后機械臂的熱變形結果。

圖9 工況1機械臂熱變形結果Fig. 9 Thermal deformation results of the robot arm in Case 1

圖10 工況2機械臂熱變形結果Fig. 10 Thermal deformation results of the robot arm in Case 2

圖11 工況3機械臂熱變形結果Fig. 11 Thermal deformation results of the robot arm in Case 3

從圖中可以看出，機械臂受冷收縮，并出現(xiàn)了不同程度的+z向彎曲。這是由于常壓箱送/回風口均在機械臂的-z側，所以氣流與機械臂-z側表面換熱不充分，導致機械臂-z側表面平均溫度略高于+z側表面平均溫度，使得+z側表面的受冷收縮程度大于-z側表面，從而形成了+z向的彎曲。這樣的變形結果說明，在試驗中流場的送/回風形式會影響機械臂表面溫度分布，從而影響變形測量結果。

在送風穩(wěn)定工況條件下，送風速度越大所對應的結構熱變形越小，這與不同送風速度下機械臂表面的溫度分布均勻性是相關的，即送風速度越大機械臂表面溫度分布梯度越小，與5.1節(jié)的分析結果也是對應的。靜置穩(wěn)定后，工況1條件下的結構最大變形相較于送風穩(wěn)定時有所減小，結合機械臂表面溫度分布變化可以看出，此時機械臂+z與-z向表面的溫度分布差異進一步減小，使得機械臂的彎曲程度下降。而對于靜置穩(wěn)定后的工況2和工況3，由于機械臂表面溫度和溫度分布梯度均進一步下降，使得機械臂受冷收縮變形增大，而彎曲變形減小，且兩者結果趨于一致（μm級的差異）。這樣的變形結果說明，采取靜置穩(wěn)定措施對于減小環(huán)境噪聲、獲得更真實的試驗結果是非常有利的。

5 試驗驗證

在某常壓熱試驗箱內對機械臂進行了低溫變形測量（如圖12所示），機械臂物理尺寸參數與本文仿真分析所用參數一致。測量設備為激光測距儀，在機械臂自由端設置立方塊，測量坐標系如圖13所示。

圖12 機械臂低溫變形測量試驗Fig. 12 Low temperature thermal deformation test of the robot arm

圖13 激光測距及測量坐標系示意Fig. 13 Schematic diagram of the laser ranging and measuring coordinates

由于受試驗條件限制，試驗在單一送風速度（約2 m/s）下進行，圖14給出了試驗過程中的測溫曲線，圖15為局部放大的-10 ℃控溫曲線。從圖15中可以看出，送風情況下機械臂表面溫度穩(wěn)定在-9 ℃，距離-10 ℃的控溫目標仍有 1 ℃的差距；在停風后，機械臂表面溫度繼續(xù)下降，且測點溫度一致性更好，并穩(wěn)定在-9.5 ℃附近。這一變化趨勢與仿真結果一致。由于真實試驗中存在漏熱，所以試驗中停風溫度穩(wěn)定所維持的時間要比仿真結果的短。

圖14 試驗測溫曲線Fig. 14 Temperature curves of the test

圖15 -10 ℃控溫曲線Fig. 15 Temperature control curves at -10 ℃

以-10 ℃時機械臂端面所在位置為0點，測量機械臂溫度為-9 ℃和-9.5 ℃時端面位置的相對變化量，結果見表3。可以看出：停風后，無環(huán)境噪聲影響，溫度進一步下降，機械臂進一步受冷收縮，變形量增大，這一趨勢與仿真結果是一致的。說明本文前述的仿真分析方法及結果是正確的，可以推廣至航天器部件低溫熱變形仿真及試驗驗證。

表3 機械臂變形測量結果Table 3 Deformation measurement results of the robot arm

6 結論

通過航天器機械臂部件常壓低溫熱變形仿真分析與試驗，可以得出以下結論和建議：

1）送風速度越大，部件表面的溫度越低、溫度梯度越小且試驗時間短。因此對于試驗送風速度的選擇，應依據GJB 150A中的規(guī)定并結合仿真結果，在保證部件附近風速不大于1.7 m/s的前提下盡量選擇較大的風速。

2）利用常壓熱試驗箱進行航天器部件低溫熱變形試驗時，常壓箱送/回風形式，部件安裝形式及位置等因素對試驗結果有重要影響，應提前開展仿真分析，確定合理的部件布局及安裝形式。

3）在不考慮漏熱的情況下，采取靜置穩(wěn)定措施，可以進一步消除環(huán)境噪聲的影響并降低部件表面溫度及溫度梯度，有助于獲取更真實的試驗結果。

4）對于控溫精度有嚴格要求的常壓低溫熱變形試驗，送風溫度可略低于目標降溫溫度，具體數值建議仿真分析后確定。

以上結論和建議有助于航天器部件的結構、熱及試驗設計人員確定最佳的常壓熱變形試驗方案，保證試驗考核全面、數據有效，同時可為進一步提煉、制定相關標準提供幫助。

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The effect of ventilation velocity on ambient pressure, low temperature thermal deformation test for spacecraft components

LIU Zhiqiang1, LI Mingli1, SU Xinming1, XIE Zheng1, SUN Jiaming1, WANG Jing1,2, LIU Chang1
(1. Beijing Institute of Spacecraft Environment Engineering; 2. Science and Technology on Reliability and Environmental Engineering Laboratory, Beijing Institute of Spacecraft Environment Engineering: Beijing 100094, China)

In this paper, a robot arm is studied, as a typical spacecraft component. The fluid-thermal-structure coupling simulation method is used to analyze the effect of variable ventilation velocities for the test box on the ambient low temperature thermal deformation of the robot arm in the single ventilation manner. Then, the verification test is carried out. Finally, it is found that, along with the rising of the ventilation velocity, the arm temperature will have a better distribution and is more likely to reach the required temperature value, as is beneficial to the test implementation. But, due to the disturbance of the environmental noise, the arm deformation should be measured after the stabilized conditions are reached. The analysis results can be used to guide the implementation of the ambient low temperature thermal deformation test for the spacecraft components toward better accuracy and efficiency.

ambient pressure and low temperature; thermal deformation test; ventilation velocity;fluid-thermal-structure coupling

V414.1

A

1673-1379(2017)05-0510-07

10.3969/j.issn.1673-1379.2017.05.010

2017-05-16；

2017-08-21

國家重大科技專項工程

劉志強, 李明利, 蘇新明, 等. 試驗箱風速對航天器部件常壓低溫熱變形試驗的影響分析[J]. 航天器環(huán)境工程,2017, 34(5): 510-516

LIU Z Q, LI M L, SU X M, et al. The effect of ventilation velocity on ambient pressure, low temperature thermal deformation test for spacecraft components[J]. Spacecraft Environment Engineering, 2017, 34(5): 510-516

（編輯：張艷艷）

劉志強（1976—），男，工程師，主要從事航天器熱試驗技術工作；E-mail: 934591138@qq.com。通信作者：蘇新明（1985—），男，碩士學位，高級工程師，主要從事航天器真空/常壓熱試驗技術、大型航天器結構力熱耦合試驗技術研究；E-mail: xmsu85@163.com。