字貴才，賀衛(wèi)亮

(北京航空航天大學(xué) 宇航學(xué)院，北京100083)

臨近空間環(huán)境溫度低，空氣密度小，對(duì)流換熱較弱，而太陽輻射強(qiáng)烈，浮空器隨太陽輻射的晝夜變化會(huì)產(chǎn)生很大的溫度波動(dòng)，合理得當(dāng)?shù)臏囟瓤刂剖潜Ｕ巷w行任務(wù)成功的關(guān)鍵要素之一［1］。對(duì)于大部分浮空器而言，熱涂層、隔熱材料等被動(dòng)溫控措施是最簡(jiǎn)單實(shí)用的方法。

目前關(guān)于浮空器熱特性的研究主要集中在平臺(tái)方面［2-3］，對(duì)載荷艙的研究相對(duì)較少，特別是處于臨近空間環(huán)境下的載荷艙。這些研究主要分為2類:第1類以研究封閉方腔換熱機(jī)理為主，而不考慮實(shí)際的應(yīng)用背景，所使用的模型多為簡(jiǎn)化的二維模型，邊界條件比較簡(jiǎn)單;第2類考慮實(shí)際的應(yīng)用背景，研究載荷艙在具體環(huán)境下的不同結(jié)果，但條件較為簡(jiǎn)化，無法兼顧艙內(nèi)對(duì)流、導(dǎo)熱和輻射的影響。第1類研究如Choi和Kim［4］分析不同Reynolds應(yīng)力及熱通量處理方法對(duì)矩形腔內(nèi)自然對(duì)流模擬結(jié)果的穩(wěn)定性和精確性的影響;Xamán等［5］研究分別忽略導(dǎo)熱或輻射對(duì)存在太陽輻射的二維腔內(nèi)耦合換熱結(jié)果的影響;Kuznetsov和Sheremet等［6-8］分析瑞利數(shù)、表面發(fā)射率和導(dǎo)熱系數(shù)等參數(shù)變化對(duì)存在恒溫?zé)嵩吹姆忾]方腔內(nèi)耦合換熱結(jié)果的影響。第2類研究如許玉等［9］分析分別處于20 km高空和地面時(shí)載荷艙內(nèi)溫度場(chǎng)分布的區(qū)別，但其只考慮了自然對(duì)流與輻射換熱，而忽略了導(dǎo)熱的影響;鄧麗君［10］研究臨近空間浮空器載荷艙的熱控技術(shù)，所使用的模型也沒有考慮導(dǎo)熱的影響。這2類研究都無法準(zhǔn)確反映臨近空間環(huán)境下載荷艙內(nèi)的耦合換熱特性。實(shí)際情況下載荷艙外受到對(duì)流換熱、長波輻射以及太陽輻射等多種因素的影響，而艙內(nèi)同時(shí)存在自然對(duì)流、熱輻射和熱傳導(dǎo)3種熱量傳遞方式，研究時(shí)需要綜合考慮艙內(nèi)外的影響。

本文以臨近空間浮空器載荷艙為應(yīng)用背景，建立封閉方腔熱分析模型。以方腔外壁面的對(duì)流換熱系數(shù)和輻射熱流作為浮動(dòng)邊界條件，把方腔內(nèi)外耦合傳熱分割為2個(gè)相對(duì)獨(dú)立的傳熱過程，研究臨近空間環(huán)境下封閉方腔內(nèi)自然對(duì)流、表面輻射和導(dǎo)熱的耦合問題。重點(diǎn)分析了不同時(shí)刻、不同腔壁熱阻和發(fā)射率對(duì)結(jié)果的影響，相關(guān)結(jié)論對(duì)工程應(yīng)用具有一定的參考價(jià)值。

1 封閉方腔數(shù)學(xué)建模

1.1 封閉方腔理論分析模型

考慮臨近空間環(huán)境中一含有熱源的有限厚度封閉方腔，方腔內(nèi)部尺寸為 0.5 m×0.5 m×0.5 m，特征長度L=0.5 m，腔壁是厚度為 d的保溫材料。熱源位于方腔底部中心處，尺寸為0.1 m ×0.1 m ×0.1 m，發(fā)熱功率45 W。同時(shí)在方腔底部還放置有一塊2mm厚的鋁板，以增加熱源向腔內(nèi)的傳熱。方腔示意圖如圖1所示，X軸指向正南，Y軸指向正東。

在臨近空間大氣中，方腔外面非均勻的輻射-對(duì)流耦合熱邊界條件可以用熱流表示，包括:太陽直射輻射熱流qdn，太陽散射輻射熱流qatm，地面反照輻射熱流qalb，天空長波輻射熱流qirea，地面長波輻射熱流qireg，以及外部強(qiáng)迫對(duì)流換熱熱流qce。其分析模型如圖1所示，g為重力加速度。

太陽直接輻射、太陽散射輻射和地面反照輻射所得熱流分別為［3］

式中:α為壁面材料對(duì)可見光的吸收率，取0.1;β為壁面法向與太陽輻射向量夾角，當(dāng)β∈(π/2，π］時(shí)，壁面能接收到太陽直接輻射，β∈［0，π/2］時(shí)，則不能;Idn、Iatm和 Ialb分別為太陽直接輻射、太陽散射輻射和地面反照輻射強(qiáng)度，采用文獻(xiàn)［3］中的公式計(jì)算:

圖1 封閉方腔熱分析模型Fig.1 Thermal analysis model of enclosure cavity

式中:e為地球軌道偏心率;W為真實(shí)軌道時(shí)間角;pt為大氣透過率;ma為大氣質(zhì)量;δ為太陽高度角;Cg為地面平均反射率。各參數(shù)具體計(jì)算方法可參考文獻(xiàn)［11］。

Xi，sky為方腔表面對(duì)空的角系數(shù)，是該表面與水平面之間夾角θi(規(guī)定上表面與水平面的夾角為0)的函數(shù)［12］:

地面和天空的長波輻射熱流可用式(8)和式(9)計(jì)算［12］:

式中:εex為腔外壁面發(fā)射率，取0.2;σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù);τatmIR為地面長波輻射大氣透過率，見文獻(xiàn)［12］;εg為地面長波輻射發(fā)射率;Tg為地面溫度;Tsk為大氣輻射等效溫度［13］。

同時(shí)方腔表面也向環(huán)境輻射熱量，因此方腔與外部環(huán)境的總輻射換熱熱流為

式中:Tf為方腔表面溫度。

將外部輻射用等效熱沉表示［14］，等效熱沉溫度為

則方腔與外部環(huán)境的總輻射換熱熱流qr可以表示為

外部強(qiáng)迫對(duì)流換熱系數(shù) hce采用式(13)計(jì)算［11］:hce=

式中:Re為雷諾數(shù);Pr為普朗特?cái)?shù);λa為空氣的導(dǎo)熱系數(shù)。

由于方腔外界熱環(huán)境變化緩慢，在一定的時(shí)間段內(nèi)，熱邊界條件變化很小，可將其視為不變，腔內(nèi)自然對(duì)流非常接近穩(wěn)態(tài)狀況。為了計(jì)算方便，可以用多個(gè)不同熱邊界條件下的穩(wěn)態(tài)過程來模擬腔內(nèi)一晝夜的自然對(duì)流變化［15］。

1.2 封閉方腔數(shù)值分析模型

假設(shè)腔內(nèi)空氣為輻射透明介質(zhì)，密度采用Boussinesq近似，其他物性參量為常數(shù)。流場(chǎng)區(qū)域控制方程的通用形式為

式中:ρ為空氣密度;V為速度矢量; 為廣義變量;Γ為對(duì)應(yīng)于 的廣義擴(kuò)散系數(shù);ST為廣義源項(xiàng)。

腔壁的控制方程為

式中:Tb為腔壁溫度。

對(duì)于由溫度場(chǎng)不均勻，產(chǎn)生的自然對(duì)流，可由瑞利數(shù)判斷流動(dòng)強(qiáng)度。

式中:αv為空氣體積膨脹系數(shù);μ為動(dòng)力黏度;a2=λa/(ρCp)為熱擴(kuò)散系數(shù)，Cp為定壓熱容;ΔT采用文獻(xiàn)［16］中的組合溫度尺度

式中:T包含腔壁和腔內(nèi)空氣的溫度;Th和Tc分別為熱面溫度和冷面溫度;qm和qt分別為面熱源和體熱源熱生成率;kf為導(dǎo)熱系數(shù)。

由此估算Ra≥108，所以腔內(nèi)自然對(duì)流為湍流。而且在具體計(jì)算時(shí)發(fā)現(xiàn)采用湍流模型計(jì)算所得結(jié)果比層流更符合實(shí)際情況。因此采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型進(jìn)行模擬，近壁面用增強(qiáng)壁面處理。

計(jì)算時(shí)需要同時(shí)考慮方腔外的輻射熱環(huán)境、對(duì)流熱環(huán)境，以及方腔內(nèi)部對(duì)流、輻射和導(dǎo)熱的耦合作用。根據(jù)1.1節(jié)的處理方法，可以把臨近空間熱環(huán)境的影響通過Fluent混合熱邊界條件加入到仿真模型中，以減少計(jì)算量。輻射邊界方面，給定表面發(fā)射率，熱沉溫度通過UDF計(jì)算得到;對(duì)流邊界方面，給定換熱系數(shù)，環(huán)境溫度為所處的大氣溫度。方腔內(nèi)部空氣、熱源及腔壁分別設(shè)定材料屬性;空氣與熱源及壁面的交界面采用Coupled耦合邊界，并給定交界面上的發(fā)射率，F(xiàn)luent可以自動(dòng)計(jì)算得到上面的熱流密度和溫度分布。腔體底部的鋁板采用殼導(dǎo)熱模型(shell conduction)進(jìn)行處理。內(nèi)部熱源以體熱源的形式施加。內(nèi)壁面輻射用離散坐標(biāo)模型(Do模型)計(jì)算。壓力-速度耦合項(xiàng)使用SIMPLE算法，壓力項(xiàng)的離散格式為Body Force Weighted，動(dòng)量和能量項(xiàng)都使用二階迎風(fēng)格式，并適當(dāng)減小亞松弛因子。

仿真計(jì)算前先進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。熱源、腔壁和腔內(nèi)空氣分別劃分網(wǎng)格，腔內(nèi)空氣與固體區(qū)域接觸的部分進(jìn)行局部加密，如圖2所示。圖3顯示了秋分日0:00時(shí)刻不同網(wǎng)格密度下腔內(nèi)沿直線X=Y=0.28 m的溫度變化，可以看出33萬網(wǎng)格和42萬網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果非常相近，能滿足計(jì)算精度的要求，所以可采取33萬網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。

圖2 X=0.28 m截面的網(wǎng)格示意圖Fig.2 Schematic of grid at X=0.28 m section

圖3 不同網(wǎng)格下沿直線X=Y=0.28 m的溫度變化曲線Fig.3 Variation curves of temperature at X=Y=0.28m for different grids

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 環(huán)境晝夜變化的影響

采用上述模型對(duì)秋分日北緯40°，東經(jīng)120°20 km高空方腔內(nèi)一晝夜熱特性變化進(jìn)行模擬。腔壁采用表面貼鋁箔的聚氨酯泡沫板，壁厚d=0.03 m，腔壁導(dǎo)熱系數(shù)取泡沫板的導(dǎo)熱系數(shù)k=0.024 W/(m·K)，腔內(nèi)表面發(fā)射率取鋁箔的發(fā)射率ε=0.2，計(jì)算時(shí)不考慮鋁箔的厚度。假設(shè)腔內(nèi)熱源為體熱源，熱生成率為45 000 W/m3，且一直處于工作狀態(tài)。一晝夜，方腔內(nèi)空氣溫度極值和平均值的變化情況如圖4所示，腔內(nèi)溫度和垂直速度的分布情況如圖5所示。

由圖4可知，腔內(nèi)空氣溫度在235～315 K之間變化，其極值和平均值以12:00時(shí)刻近似成對(duì)稱分布。由于腔壁為弱導(dǎo)熱系數(shù)的保溫材料，一天中腔內(nèi)平均溫度晝夜變化很小，約為12.9 K。但腔內(nèi)自然對(duì)流較弱，同一時(shí)刻腔內(nèi)溫差很大，夜間溫差最大，約為71.3 K，12:00時(shí)刻溫差最小，約為67.9 K。對(duì)于發(fā)熱量較大、工作溫度要求苛刻的設(shè)備，需要采取其他措施促進(jìn)腔內(nèi)溫度分布的均勻。腔內(nèi)空氣溫度變化主要受到太陽高度角的影響，夜間溫度最低，上午隨著太陽高度角增大逐漸升高，下午溫度開始下降，日落之后溫度迅速下降。按照該方腔的方位假設(shè)，雖然12:00時(shí)刻太陽輻射最強(qiáng)，但此時(shí)方腔能接收到太陽直接輻射的面積要小于10:00時(shí)刻的面積，所以一天中腔內(nèi)空氣最高值和平均值的最大值并不是在12:00時(shí)刻，而是在10:00時(shí)刻左右。

由圖5可知，腔內(nèi)溫度在絕大部分空間中是均勻的，只在靠近熱源、底面鋁板和壁面處有較大溫度梯度。在不同時(shí)刻腔內(nèi)溫度分布相差很大，隨太陽高度角和方位角而變化。這與文獻(xiàn)［9］中假設(shè)腔外邊界條件為恒溫邊界時(shí)有很大區(qū)別。夜間無太陽輻射，腔內(nèi)溫度分布對(duì)稱;太陽在9:00時(shí)刻處于方腔的東南方向，腔內(nèi)熱源上方偏東南區(qū)域的溫度較高，加上鋁板導(dǎo)熱的影響，在腔內(nèi)底部的東南角也有一個(gè)高溫區(qū);15:00時(shí)刻的太陽高度角與9:00時(shí)的基本相同，但方位角相反，腔內(nèi)高溫區(qū)偏向西南方。太陽在12:00時(shí)刻處在方腔的正南方，高溫區(qū)在熱源上方偏南，此時(shí)由于太陽輻射強(qiáng)烈，腔內(nèi)整體溫度都較高。

圖4 腔內(nèi)溫度極值和平均值隨時(shí)間變化曲線Fig.4 Variation of extreme and average temperature in cavity with time

由于方腔各個(gè)面接收的輻射不同，再加上熱源的影響，腔內(nèi)的自然對(duì)流比較復(fù)雜?？偟膩碇v，由于20 km高空空氣密度較低，腔內(nèi)自然對(duì)流較弱，在熱源上方面向太陽的區(qū)域空氣流速較大，但最大速度不超過0.55 m/s。從圖5中可以看出0:00和12:00時(shí)刻的流動(dòng)要比9:00和15:00時(shí)刻強(qiáng)烈。在夜間，腔內(nèi)下部溫度高而上部溫度低，內(nèi)部形成以熱源為中心向上部四周流動(dòng)的大渦，熱源上部的空氣流速最大;太陽在12:00時(shí)刻輻射強(qiáng)度最高，再加上熱源的影響，內(nèi)部的自然對(duì)流形成不止一個(gè)渦，熱源上方偏南處對(duì)流最為強(qiáng)烈。圖6為0:00和12:00時(shí)刻Y=0.28 m截面垂直方向的速度矢量圖。

定義方腔內(nèi)表面的局部努賽爾數(shù)為

平均努賽爾數(shù)Nuave為

式中:L取腔內(nèi)空間的高度;Tin為腔內(nèi)表面溫度;Tref為參考溫度，取腔內(nèi)空氣平均溫度;S為表面面積。

圖7給出了方腔內(nèi)頂面的平均努賽爾數(shù)和空氣溫差的晝夜變化曲線。從中可以看出，接近12:00時(shí)刻，腔內(nèi)頂面的Nuave最大，內(nèi)部的自然對(duì)流使得空氣的混合相對(duì)均勻，溫差最小。

2.2 內(nèi)表面發(fā)射率的影響

表1為0:00時(shí)刻方腔內(nèi)頂面的輻射和自然對(duì)流換熱量大小?？梢钥吹?0km高空腔內(nèi)的輻射換熱要比對(duì)流換熱更強(qiáng)，而且隨著腔內(nèi)表面發(fā)射率的增加，輻射增強(qiáng)，而對(duì)流減弱，但總的換熱量增加的。

0:00時(shí)刻，在不同內(nèi)表面發(fā)射率下，X=0.28m截面的溫度(單位為K)和速度(單位為m/s)等值線如圖8所示，腔內(nèi)溫度極值(Tmax、Tmin)和平均溫度(Tave)的變化如圖9所示，沿直線X=Z=0.28 m方向垂直速度Vz的變化如圖10所示。

從圖8中可以看到腔內(nèi)有3個(gè)區(qū)域的空氣溫度較高，分別是熱源正上方、鋁板上方以及腔內(nèi)頂部。隨著腔內(nèi)表面發(fā)射率的增加，從腔內(nèi)中心區(qū)域到腔壁的傳熱量增加，腔內(nèi)頂部高溫區(qū)面積變大。結(jié)合圖9可以看到，隨著內(nèi)表面發(fā)射率的增加，腔內(nèi)溫度的最大值減小，最小值增大，但平均溫度變化很小，說明腔內(nèi)溫度分布變得更均勻。

圖5 不同時(shí)刻腔內(nèi)溫度和垂直速度分布云圖Fig.5 Distribution contours of temperature and vertical velocity in cavity at different time

圖6 0:00和12:00時(shí)刻Y=0.28 m截面垂直方向的速度矢量圖Fig.6 Vertical velocity vector of Y=0.28 m section at 0:00 and 12:00

圖7 腔內(nèi)頂面平均努賽爾數(shù)和空氣溫差變化曲線Fig.7 Variation curves of average Nusselt numbers and air temperature differences at top surface in cavity

表1 0:00時(shí)刻腔內(nèi)頂面輻射和對(duì)流換熱量Table 1 Radiation and convective heat transfer at top surface in cavity at 0:00

圖10中則顯示出腔內(nèi)空氣的流速隨內(nèi)表面發(fā)射率的增加而減小，因?yàn)榍粌?nèi)溫差降低使自然對(duì)流換熱的強(qiáng)度有所減弱，也就是說腔內(nèi)輻射換熱的增強(qiáng)，從一定程度上會(huì)抑制自然對(duì)流換熱過程。此外發(fā)射率從0.2增加到0.4，腔內(nèi)空氣最高溫度下降了3.79K，最大速度減小了0.05m/s，而內(nèi)表面發(fā)射率從0.4增加到0.6，最高溫度下降了1.47 K，最大速度減小了 0.01 m/s。說明隨著內(nèi)表面發(fā)射率的逐漸增加，輻射換熱對(duì)自然對(duì)流的抑制作用有所減弱。

2.3 腔壁導(dǎo)熱系數(shù)的影響

在封閉方腔體內(nèi)的自然對(duì)流模擬中，有限厚度的保溫材料對(duì)腔內(nèi)溫度場(chǎng)和流態(tài)會(huì)產(chǎn)生實(shí)質(zhì)性的影響。由于保溫材料的熱惰性非常強(qiáng)，在導(dǎo)熱過程中會(huì)起到“緩沖區(qū)”的作用，如一定時(shí)間內(nèi)的能量積累、防止環(huán)境影響等。選取4種不同導(dǎo)熱系數(shù)的保溫材料進(jìn)行模擬，分別為聚氨酯板導(dǎo)熱系數(shù)0.024 W/(m·K)，擠塑聚苯板導(dǎo)熱系數(shù)0.030W/(m·K)，石墨聚苯板導(dǎo)熱系數(shù)0.033 W/(m·K)，膨脹聚苯板導(dǎo)熱系數(shù)0.041 W/(m·K)。圖11為0:00時(shí)刻不同材料腔內(nèi)X=0.28 m截面的溫度(單位為K)和速度(單位為m/s)等值線圖。由圖11可知，隨著導(dǎo)熱系數(shù)的減小，腔內(nèi)溫度明顯升高，外界低溫環(huán)境對(duì)腔內(nèi)的影響降低。圖12為0:00時(shí)刻腔內(nèi)X=Z=0.28 m處溫度和垂直速度沿Y軸的分布曲線，從中也可以看到，隨著導(dǎo)熱系數(shù)的減小，腔壁的溫度梯度增加，保溫效果增強(qiáng)。由于選取的4種保溫材料的導(dǎo)熱系數(shù)相差很小，最大不超過2倍，在圖中導(dǎo)熱系數(shù)對(duì)流場(chǎng)的影響表現(xiàn)的不是很明顯。

2.4 腔壁厚度的影響

圖13為0:00時(shí)刻不同壁厚腔內(nèi)X=0.28 m截面的溫度(單位為K)和速度(單位為m/s)等值線，圖14為0:00時(shí)刻腔內(nèi)溫度和垂直速度沿直線X=Z=0.28 m的分布曲線。由圖中可以看出腔壁厚度從0.02 m逐漸增加到0.05 m，腔內(nèi)流場(chǎng)分布變化很小，流動(dòng)強(qiáng)度則有所減弱，最大流速從0.54 m/s減小到0.52 m/s。因?yàn)榍槐诤穸仍黾?，熱阻增加，?dǎo)致腔內(nèi)各表面的溫差減小，浮升力減弱，自然對(duì)流強(qiáng)度降低。腔內(nèi)等溫線的分布則受腔壁厚度的影響很大。腔壁厚度增加，腔內(nèi)損失的熱量減小，腔內(nèi)整體溫度都升高。腔壁厚從0.02 m增加到0.05 m，腔內(nèi)平均溫度上升了32.36 K。

圖8 0:00時(shí)刻不同內(nèi)表面發(fā)射率下X=0.28 m截面的溫度和速度等值線Fig.8 Temperature and velocity contours at X=0.28 m section for different values of internal surface emissivity at 0:00

圖9 0:00時(shí)刻腔內(nèi)溫度極值和平均溫度隨內(nèi)表面發(fā)射率的變化Fig.9 Change of extreme temperature and average temperature in cavity with internal surface emissivity at 0:00

圖10 0:00時(shí)刻不同內(nèi)表面發(fā)射率下直線X=Z=0.28 m方向垂直速度變化曲線Fig.10 Variation curve of vertical velocity at X=Z=0.28 m for different values of internal surface emissivity at 0:00

圖11 0:00時(shí)刻不同腔壁導(dǎo)熱系數(shù)下X=0.28 m截面的溫度和速度等值線Fig.11 Temperature and velocity contours at X=0.28 m section for different values of thermal conductivity at 0:00

圖12 0:00時(shí)刻不同腔壁導(dǎo)熱系數(shù)下直線X=Z=0.28 m方向溫度和垂直速度的變化曲線Fig.12 Profiles of temperature and vertical velocity at X=Z=0.28 m for different values of thermal conductivity at 0:00

圖13 0:00時(shí)刻不同腔壁厚度下X=0.28 m截面的溫度和速度等值線Fig.13 Temperature and velocity contours at X=0.28 m section for different values of solid wall thickness at 0:00

圖14 0:00時(shí)刻不同腔壁厚度下直線X=Z=0.28 m方向溫度和垂直速度的變化曲線Fig.14 Variation curve of temperature and vertical velocity at X=Z=0.28m for different values of solid wall thickness at 0:00

圖15 腔內(nèi)平均溫度為262 K時(shí)，導(dǎo)熱系數(shù)和腔壁厚度的關(guān)系Fig.15 Thermal conductivity versus solid wall thickness when average temperature in cavity is 262 K

對(duì)于工程應(yīng)用而言，腔內(nèi)溫度應(yīng)該維持在一定范圍內(nèi)，以滿足電源及電子設(shè)備正常工作需求。假設(shè)腔內(nèi)空氣的平均溫度為262 K時(shí)，能滿足溫度要求。圖15給出了其他條件不變腔內(nèi)平均溫度為262K時(shí)，腔壁厚度和導(dǎo)熱系數(shù)的關(guān)系。由于方腔存在棱與角，導(dǎo)熱系數(shù)和腔壁厚度不是嚴(yán)格的正比關(guān)系。這與一維平板導(dǎo)熱有所區(qū)別，但是熱阻隨導(dǎo)熱系數(shù)的增加而減小，隨厚度的增加而增加這個(gè)關(guān)系不變。當(dāng)腔壁導(dǎo)熱系數(shù)增加時(shí)，要維持腔內(nèi)平均溫度不變，相應(yīng)的就需要增加腔壁的厚度。在設(shè)計(jì)過程中應(yīng)綜合考慮腔壁材料的各項(xiàng)屬性，在滿足溫度要求的同時(shí)，盡量減小系統(tǒng)質(zhì)量。

3 結(jié)論

1)臨近空間環(huán)境中，封閉方腔外的非均勻?qū)α?輻射耦合熱邊界條件及其晝夜變化對(duì)腔內(nèi)熱特性的影響主要體現(xiàn)在腔內(nèi)溫度分布和空氣流動(dòng)狀態(tài)上。腔內(nèi)溫度分布隨太陽高度角和方位角變化而變化，溫度較高的區(qū)域空氣流速較快。弱導(dǎo)熱系數(shù)的保溫材料能有效降低外界環(huán)境的影響，使腔內(nèi)平均溫度晝夜變化很小，約為12.9K，滿足大部分設(shè)備的工作要求。

2)臨近空間環(huán)境中，方腔內(nèi)空氣流速很低，最大不超過0.55 m/s，換熱能力較弱。同一時(shí)刻，腔內(nèi)大部分區(qū)域溫差不大，但在靠近熱源的附近存在較大溫度梯度。夜間溫差最大，約為71.3K，12:00時(shí)刻溫差最小，約為67.9 K。如果方腔內(nèi)設(shè)備發(fā)熱量較大、工作溫度要求苛刻，需要采取其他措施增加其向空氣的散熱，促進(jìn)腔內(nèi)溫度分布均勻。

3)腔內(nèi)表面輻射效應(yīng)增強(qiáng)，會(huì)削弱自然對(duì)流換熱的強(qiáng)度，但總換熱量增加。方腔內(nèi)表面發(fā)射率增加，對(duì)腔內(nèi)平均溫度影響較小，但能促進(jìn)腔內(nèi)溫度分布的均勻。

4)腔壁熱阻增加(導(dǎo)熱系數(shù)減小或厚度增加)會(huì)削弱腔內(nèi)自然對(duì)流的強(qiáng)度，同時(shí)降低外界環(huán)境對(duì)腔內(nèi)溫度的影響。

為了更加準(zhǔn)確地反映方腔內(nèi)的熱特性，需要進(jìn)一步研究多體系統(tǒng)的耦合換熱及瞬態(tài)效應(yīng)，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。

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