航天遙感器用泵驅兩相流體回路熱真空試驗研究

孟慶亮，趙振明，陳祥貴，朱許

(1.北京空間機電研究所，北京 100094；2.先進光學遙感技術北京市重點實驗室，北京 100094)

隨著航天遙感技術的不斷發(fā)展，光學遙感器核心組件——光電轉換器件對溫度的要求越來越高，這些器件需要滿足較低的溫度變化和較高的溫度穩(wěn)定度的條件[1-2]。光電轉換器件對工作環(huán)境溫度的要求非常嚴格，溫度波動過大會增大器件的暗電流和熱噪聲，降低信噪比，從而降低分辨率。為滿足空間遙感相機高精度成像需要，光電轉換器件的溫度在全壽命周期內要滿足±2.0 °C 穩(wěn)定性的要求。泵驅兩相流體回路（mechanically pumped twophase loop，MPTL）技術是一項先進的兩相流熱量管理技術，具有控溫精度高、傳熱距離遠、傳熱量大等優(yōu)點，其在航天熱控領域具有廣闊的應用前景，特別適用于航天相機、活動天線、大功率激光器等對控溫要求高和傳熱量大的載荷或單機的熱控[3]。近年來，MPTL 技術逐漸在航天領域開始搭載或應用，已經在相關應用領域取得了較大的進展[4-7]。

為了驗證MPTL 的工作特性，國內外研究者開展了一系列的研究工作，主要包括系統(tǒng)級運行特性和部組件與系統(tǒng)之間的相互耦合特性。在系統(tǒng)級工作特性方面，劉杰[8]在實驗室條件下對MPTL 系統(tǒng)的啟動特性、穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)運行特性進行了研究，指出MPTL 技術相較于毛細泵驅動流體回路技術的優(yōu)勢；van Es 等[5]對阿拉法磁譜儀探測器（AMS02）用MPTL 產品在軌啟動、主備切換、轉速調整的工作特性進行了介紹，結果表明產品在軌運行穩(wěn)定；孫西輝[9]對AMS02 用MPTL 系統(tǒng)的并聯(lián)蒸發(fā)器進行了熱源啟動、瞬態(tài)和穩(wěn)態(tài)運行穩(wěn)定性試驗研究，指出MPTL 系統(tǒng)在保證長距離傳熱和高精度控溫的同時，能通過調節(jié)自身參數(shù)避免兩相流不穩(wěn)定性；劉長鑫等[10]基于試驗對MPTL 系統(tǒng)的流量漂移現(xiàn)象進行了研究，表明流量漂移量與系統(tǒng)阻力高度相關；趙振明等[11]通過仿真與試驗研究了MPTL 系統(tǒng)用于CCD 器件散熱時啟動特性、并聯(lián)運行狀態(tài)及內部工質流動與傳熱特性，研究表明，MPTL 系統(tǒng)可以很好地滿足航天遙感器的散熱與控溫。

在部組件與系統(tǒng)之間的相互耦合特性方面，研究者主要關注了儲液器與主回路之間的相互影響。黃臻成[12]研究了MPTL 系統(tǒng)受到擾動（溫度邊界擾動、熱源功耗階梯變化）時儲液器和主回路的響應特性，指出二者之間耦合特性對于設計MPTL系統(tǒng)的重要性；袁俊飛等[13]對儲液器的響應特性與系統(tǒng)的啟動和穩(wěn)定運行之間的響應關系進行了研究，指出蒸發(fā)器工作點的控制與儲液器內參數(shù)密切相關；van Gerner 等[14-15]利用數(shù)值模擬分別對工質為CO2和R134a 的MPTL 系統(tǒng)在熱源功率變化時的儲液器及其他組件的工作特性進行了研究，指出儲液器和回路的參數(shù)對系統(tǒng)運行穩(wěn)定性的影響；孟慶亮等[16]通過系統(tǒng)級仿真模型研究了熱源功率變化時，兩相控溫型儲液器與系統(tǒng)級主回路之間的動態(tài)傳熱傳質特性，指出儲液器內氣液兩相參數(shù)、主回路參數(shù)會受到熱源功率變化的影響。

然而，目前的研究缺少對MPTL 系統(tǒng)工作特性在熱真空環(huán)境下（真空和變化的軌道外熱流）的驗證與測試，以及對在此環(huán)境下熱源頻繁開關機時系統(tǒng)穩(wěn)定性的研究。熱真空環(huán)境下開展試驗是航天器熱控產品研制過程中重要的測試項目。由于地面上不存在也無法創(chuàng)造熱控產品實際運行環(huán)境，熱控產品的工作性能只能在發(fā)射后處于實際的空間環(huán)境和工作狀態(tài)下才能得到真正的檢驗。熱真空環(huán)境下的試驗是在模擬的空間熱環(huán)境中使MPTL產品按照運行狀態(tài)吸收和排散熱流，通過測量熱控產品的各個參數(shù)對其性能進行驗證，這個試驗是在地面上最接近實際空間熱環(huán)境條件下進行的，是驗證MPTL 產品傳熱性能的最有效手段。基于此，本文搭建了航天遙感器用MPTL 試驗系統(tǒng)，系統(tǒng)使用了具有被動冷卻能力的兩相控溫型儲液器。本文在熱真空環(huán)境下，對MPTL 系統(tǒng)在不同工況下的啟動、控溫和散熱等工作特性進行了研究，并對新型儲液器的工作性能進行了驗證。

1 試驗系統(tǒng)

1.1 MPTL 系統(tǒng)

1.1.1 系統(tǒng)組成

圖1 給出了航天遙感器用MPTL 系統(tǒng)組成原理，主要由機械泵、儲液器、換熱器、預熱器、蒸發(fā)器組件、輻射冷凝器及管路組成。MPTL 系統(tǒng)內部工質為丙烷，該工質與系統(tǒng)各組件具有良好的相容性，適合長期在軌使用。此外，為監(jiān)測系統(tǒng)的絕對壓力及溫度的變化趨勢，在儲液器附近布置了一套絕對壓力傳感器，各組件壁面和進出口布置了若干熱電偶。圖2 為不包含輻射冷凝器的系統(tǒng)實物圖。

圖1 MPTL 系統(tǒng)組成Fig.1 Schematic diagram of MPTL system

圖2 MPTL 系統(tǒng)實物圖（不含輻射冷凝器）Fig.2 Photograph of MPTL system (not including radiator)

1.1.2 系統(tǒng)工作原理

MPTL 系統(tǒng)的工作原理可以通過工質在系統(tǒng)中循環(huán)的壓焓變化過程進行分析。圖3 給出了系統(tǒng)內工質壓焓變化示意圖，圖中的數(shù)字與圖1 相對應。系統(tǒng)的變化過程包括：①升壓過程，機械泵的輸入功率部分轉化為工質的動能，工質從狀態(tài)點1變?yōu)闋顟B(tài)點2；②升溫過程，由于管路的阻力，壓力下降，工質狀態(tài)點變?yōu)?，經過換熱器的加熱，變?yōu)閾Q熱器出口的狀態(tài)點4，再經過預熱器的加熱，變?yōu)閮上囡柡蛻B(tài)點5；③汽化過程，進入到蒸發(fā)器的工質吸收熱源的熱量，干度不斷增大，受管路阻力的影響，工質飽和溫度有所下降，蒸發(fā)器出口的狀態(tài)點變?yōu)?；④換熱過程，由于管路的阻力，變?yōu)閾Q熱器熱端入口的狀態(tài)點7，再經過換熱器冷卻，變?yōu)閾Q熱器熱端出口的狀態(tài)點8；⑤冷凝過程，受兩相管路流阻的影響，工質狀態(tài)點變?yōu)槔淠魅肟谔帬顟B(tài)點9，在輻射冷凝器的作用下，工質變?yōu)楦啥葹? 的飽和態(tài)點10，再進一步冷卻變?yōu)檫^冷態(tài)1，隨后進入機械泵進行繼續(xù)循環(huán)。狀態(tài)點11 位于儲液器內部，為系統(tǒng)控溫點。

圖3 MPTL 系統(tǒng)內工質壓焓變化示意圖Fig.3 Pressure-enthalpy diagram of fluid in MPTL system

1.1.3 系統(tǒng)主要組件及參數(shù)

為保證MPTL 系統(tǒng)在軌長期穩(wěn)定的運行，系統(tǒng)選用的機械泵為北京空間機電研究所自研的微型屏蔽式離心泵，圖4 給出了屏蔽式離心泵實物圖。屏蔽式離心泵只有靜密封，無動密封，具有耐摩擦、長壽命、低漏率、免維護等特點，特別適合對介質輸送壽命與可靠性要求都很高的航天熱控領域。離心泵的流量范圍為0～6 mL/s，揚程范圍為0～20 m，驅動功率為0～15.0 W。此外，由于離心泵的體積和質量均非常小，產品工作時微振動的范圍僅為0～60.0 mg，對遙感器在軌成像影響較小。

圖4 屏蔽式離心泵實物圖Fig.4 Photograph of shield centrifugal micropump

圖5 為兩相控溫型儲液器的實物圖。其內部為氣液兩相飽和態(tài)工質，通過控制工質的飽和溫度，即可實現(xiàn)壓力的控制。圖中：Acc1～Acc3 為溫度測點，分別對應了儲液器氣相側、液相側和出口管路壁面溫度。區(qū)別于傳統(tǒng)儲液器的冷卻方案，本文提出了一種具有被動冷卻設計的兩相控溫型儲液器，該儲液器通過儲液器回流的過冷液與其內部工質的溫差實現(xiàn)自動冷卻。圖6 給出了冷卻過程示意圖。從輻射冷凝器回流的液體，在進入機械泵之前被分為2 條支路，一路進入到圖5 所示的毛細管中，通過毛細管與儲液器內部流體進行冷量傳遞，隨后該路流體與另一路匯合共同流入機械泵中。進入儲液器中的支路與儲液器中的液相換熱量的計算表達式為

圖5 兩相控溫型儲液器實物圖Fig.5 Photograph of two-phase thermal-controlled accumulator

圖6 兩相控溫型儲液器冷卻過程示意圖Fig.6 Schematic diagram of cooling process in two-phase thermal-controlled accumulator

式中：Re 為雷諾數(shù)；f 為摩擦系數(shù)；Pr 為普朗特數(shù)；n=0.3。

通過代入式(1)～式(3)中的參數(shù)，得冷量為5.0～10.0 W，可以有效保證儲液器的控溫需求。本文的設計省去了傳統(tǒng)冷卻使用的半導體制冷裝置，降低了設計的復雜度，減少了功耗需求，提升了設計的可靠性。

蒸發(fā)器通過3D 打印技術進行制造（見圖7），材質為316 L 不銹鋼，尺寸為90.0 mm×17.5 mm×4.0 mm。管路內部為直徑2.9 mm 的蛇形流道，用于兩相工質換熱與流動的空間，如圖8 所示。相比于傳統(tǒng)的機加和焊接裝配技術，3D 打印技術降低了蒸發(fā)器的研制難度，節(jié)省了原材料，提高了生產效率。圖9給出了蒸發(fā)器和模擬熱源在空間的布局。模擬熱源采用與探測器器件相同熱容的紫銅塊加工而成，并通過在模擬熱源上方加載一定的功率模擬探測器器件發(fā)熱，蒸發(fā)器和模擬熱源通過導熱膠和螺釘連接。系統(tǒng)包含了9 個分布式熱源，用于模擬遙感器的核心探測器組件，每個熱源的發(fā)熱量為5.0 W，共45.0 W。為了實現(xiàn)分散式熱源的散熱與控溫，9片蒸發(fā)器串聯(lián)使用。

圖7 3D 打印蒸發(fā)器實物圖Fig.7 Photograph of evaporator by 3D printing

圖8 蒸發(fā)器內部流道Fig.8 Internal flow channel of evaporator

圖9 蒸發(fā)器及模擬熱源空間布置Fig.9 Spatial layout of evaporators and simulated heat sources

表1 給出了MPTL 系統(tǒng)的主要參數(shù)。換熱器為套管式逆流換熱器，管長6.0 m，內部和外部管路分別為3.0 mm 和6.0 mm 直徑的不銹鋼管路。輻射冷凝器由帶有安裝槽的鋁合金薄板和3.0 mm 直徑的不銹鋼管路組成，不銹鋼管路通過導熱膠和卡箍與鋁合金板進行導熱連接。輻射冷凝器面積為0.32 m2，輻射面噴涂發(fā)射率為0.86 的熱控涂層，用于熱量的高效排散。

表1 MPTL 系統(tǒng)主要參數(shù)Table 1 Main parameters of MPTL system

1.2 試驗參數(shù)

1.2.1 試驗條件和工況

圖10 給出了MPTL 產品在真空罐內放置圖。真空罐內壓力不高于1.3×10-3Pa，熱沉溫度不高于100 K，溫度分布不均勻性不大于±5.0 K，熱沉表面發(fā)射率不小于0.9；真空罐內表面發(fā)射率不低于0.9，吸收比不小于0.95，用于實現(xiàn)與MPTL 輻射器的高效熱交換。除輻射冷凝器外，MPTL 系統(tǒng)的其他組件均放置在控溫小艙內，控溫小艙各艙板的控溫精度為±1.0 K，用于模擬產品在軌工作環(huán)境溫度。輻射冷凝器背面包覆20 單元多層組件，用于削弱冷凝器與其他組件真空條件下的輻射換熱。為降低各組件的相互干擾，MPTL 系統(tǒng)的各組件均包覆多層組件。MPTL 系統(tǒng)通過隔熱墊放置在真空罐平臺上。此外，MPTL 產品在軌工作時，輻射冷凝器除受到真空低溫的影響，還受到軌道外熱流的影響。表2 給出了外熱流變化值，軌道周期為5 671.0 s，試驗過程中將按照表2 周期加載。熱真空試驗時，外熱流通過在輻射冷凝器背面加載一定的熱功率實現(xiàn)。

表2 外熱流隨時間周期變化值Table 2 Temporal variation of external heat flux

圖10 MPTL 產品真空罐放置圖Fig.10 Layout of MPTL in vacuum tank

試驗共進行了2 個工況，試驗內容如表3 所示。

表3 試驗工況Table 3 Test items

1.2.2 微重力影響分析

MPTL 系統(tǒng)的儲液器和主回路內存在氣液兩相流體，由于氣液介質存在了較大的密度差，重力效應可能會影響系統(tǒng)的流動和傳熱特性，微重力下系統(tǒng)會呈現(xiàn)出與地面條件不同的工裝特性。儲液器可以通過內部設置的毛細結構有效實現(xiàn)流體的管控和溫度控制[17]。杜王芳等[18]詳細評述了關于重力無關性的研究進展，對于分析多相熱流體系統(tǒng)重力無關性具有重要的指導意義。本文主要根據(jù)文獻[18]介紹的相關準則，對MPTL 系統(tǒng)中的流動和傳熱特性進行重力效應影響分析。

為研究重力效應對流動的影響，分別計算Bond數(shù)和氣相表觀Froude 數(shù)：

式中：ρ、g、d、σ 和U 分別為密度、重力加速度、管路內徑、表面張力系數(shù)和特征速度；USG為氣相表觀速度；下標L 和G 分別表示液相和氣相。

將系統(tǒng)的參數(shù)代入到式(4)和式(5)中，可以得到Bo = 2.64，F(xiàn)rSG= 2.63～4.6，2 個數(shù)值滿足式(6)和式(7)所述的主導作用力的重力無關性判據(jù)：

重力效應對系統(tǒng)沸騰換熱的影響主要包括：①垂直于預熱器和蒸發(fā)器表面的重力分量引起的動力學不穩(wěn)定性；②波長過大阻止液體與預熱器和蒸發(fā)器內壁面的接觸。

對于影響①，當界面波長滿足式(8)所述的準則時，則說明該特性與重力是無關的，即

式中：L 為蒸發(fā)器內管路長度。通過代入數(shù)值到式(9)中，得到左邊項的數(shù)值在1 940～10 215 之間，式(9)成立。

因此，本文搭建系統(tǒng)的流動和傳熱特性均滿足重力無關性準則，系統(tǒng)的設計參數(shù)可以滿足航天遙感器在軌應用需求。

2 試驗結果分析

2.1 工況1 結果分析

圖11 為MPTL 首次啟動時儲液器上測點變化曲線。試驗前，MPTL 各組件溫度長時間放置于真空低溫環(huán)境下，各組件的溫度在-5.0～0 ℃之間。試驗開始后，將儲液器氣相側壁面的溫度提升到20.0 ℃，儲液器的升溫速率為1.2 ℃/min，與此同時，液相側壁面和出口的溫度分別上升至4.9 ℃和0.1 ℃。5 586 s后，機械泵開機，在機械泵的作用下，輻射冷凝器中過冷液體開始循環(huán)，使得儲液器出口溫度開始降低。6 130 s 后，預熱器開啟。9 646 s 后，將輻射冷凝器的控溫點從-30.0 ℃調高至-25.0 ℃，隨后儲液器出口溫度升高至-2.0 ℃。10 591 s 后，儲液器出口溫度開始出現(xiàn)振蕩，波動范圍在-6.0～-2.1 ℃之間，與此同時，儲液器氣相側壁和蒸發(fā)器各處的溫度也出現(xiàn)了小幅溫度振蕩，溫度振蕩現(xiàn)象的出現(xiàn)意味著MPTL 系統(tǒng)在預熱器下游達到了兩相狀態(tài)，兩相態(tài)的出現(xiàn)引起了儲液器與主回路工質的交換，導致溫度振蕩現(xiàn)象。溫度振蕩過程持續(xù)約1 600 s，隨后儲液器氣相側壁面溫度穩(wěn)定在20 ℃附近。

圖11 MPTL 啟動時儲液器上測點溫度變化曲線Fig.11 Temperature variation in measuring points of accumulator during MPTL start up

圖12 和圖13 為系統(tǒng)絕對壓力和根據(jù)壓力擬合得到溫度值的變化曲線。系統(tǒng)絕對壓力的變化范圍為0.42～0.85 MPa，壓力增加、振蕩的時刻與儲液器氣相側壁面溫度發(fā)生相應變化過程的時刻相同，意味著對MPTL 系統(tǒng)進行的操作同步影響了系統(tǒng)的壓力和儲液器內氣相的溫度。飽和溫度壓力和數(shù)據(jù)來源于NIST 標準數(shù)據(jù)庫[19]。飽和溫度和壓力的擬合公式為

式中：Tsat為飽和溫度；Psat為飽和壓力。

通過將壓力數(shù)據(jù)代入到式(10)中得到的溫度（計算溫度）變化數(shù)據(jù)，并將該溫度與實測溫度（儲液器氣相側壁面溫度）對比，發(fā)現(xiàn)變化趨勢一致性較好，表明儲液器內飽和溫度和壓力是由其內部的氣相所決定的。受加熱功率和熱阻的影響，兩者的溫差在0.2～0.3 ℃之間。圖12 和圖13 中溫度和壓力的振蕩現(xiàn)象在2.3 節(jié)中進一步解釋。

圖12 MPTL 啟動時系統(tǒng)絕對壓力變化曲線Fig.12 Variations in absolute system pressure during MPTL start up

圖13 MPTL 啟動時儲液器氣相溫度與壓力擬合溫度對比Fig.13 Comparison between vapor temperature and fitting temperature from saturated pressure during MPTL start up

圖14 和圖15 為模擬熱源開關機時蒸發(fā)器和換熱器測點溫度的變化曲線。從圖14 中可以看出，模擬熱源關機時，9 個蒸發(fā)器的溫度在21.5～22.5 ℃之間，模擬熱源開機后，蒸發(fā)器的溫度升高，溫度在22.0～23.0 ℃之間。蒸發(fā)器溫度升高主要受到熱阻的影響。模擬熱源開關機過程中，儲液器氣相溫度保持穩(wěn)定，從而維持了蒸發(fā)器溫度的穩(wěn)定。此外，蒸發(fā)器的溫度比儲液器氣相的溫度高1.5～3 ℃，主要是受儲液器與蒸發(fā)器的壓差影響。從圖15 可以看出，通過在MPTL 中設置換熱器可以將冷端入口的溫度提高7～12 ℃。此外，換熱器冷端入口處的溫度受外熱流影響而發(fā)生波動，但蒸發(fā)器溫度并未發(fā)生波動，這是由于蒸發(fā)器內工質為兩相態(tài)，其溫度主要是由儲液器所決定的，儲液器溫度保持穩(wěn)定，蒸發(fā)器溫度即可保持穩(wěn)定，儲液器為模擬熱源的工作提供了穩(wěn)定的邊界條件。

圖14 模擬熱源開關機時蒸發(fā)器測點溫度變化曲線Fig.14 Temperature variations in measuring points of evaporators during heat loads start up and power off

圖15 模擬熱源開關機時換熱器測點溫度變化曲線Fig.15 Temperature variations in measure points of heatexchanger during heat loads start up and power off

2.2 工況2 結果分析

圖16 和圖17 為工況2 儲液器和蒸發(fā)器測點溫度變化曲線。從圖16 可以看出，系統(tǒng)達到兩相態(tài)后，儲液器氣相壁面測點溫度均出現(xiàn)小幅振蕩，儲液器出口管路壁面溫度快速下降，意味著MPTL 主回路的冷工質進入了儲液器中。圖17 中，儲液器及主回路溫度在14～16 ℃之間，首先將控溫點提升至20 ℃，隨后啟動機械泵，再開啟預熱器，系統(tǒng)到達兩相態(tài)后再將儲液器降溫，通過內部毛細管路與儲液器內工質的換熱作用，控溫點降溫至10 ℃附近，并保持穩(wěn)定。蒸發(fā)器與儲液器溫度變化保持一致，蒸發(fā)器溫度維持在11.3～12.7 ℃。

圖16 工況2 儲液器測點溫度變化曲線Fig.16 Temperature variations in measuring points of accumulator for test condition 2

圖17 工況2 蒸發(fā)器測點溫度變化曲線Fig.17 Temperature variations in measuring points of evaporators for test condition 2

2.3 系統(tǒng)振蕩過程分析

圖18～圖20 為工況1 中兩相段生成后，儲液器測點溫度、系統(tǒng)壓力和儲液器控溫功率的變化曲線。從圖18 中可以看出，儲液器氣相側壁面溫度波動過程與儲液器出口溫度的變化趨勢相反，即儲液器氣相側壁面溫度升高時，出口溫度下降。這是由于兩相段生成后，MPTL 主回路內多余的工質被推入到了儲液器中，儲液器出口溫度下降，氣相空間被快速壓縮，氣相溫度和壓力隨之升高；反之，儲液器內工質流入到主回路中時，儲液器出口溫度升高，氣相空間膨脹，氣相溫度和壓力下降。為了維持儲液器的控溫點，儲液器加載的功率也會因此而發(fā)生變化（見圖20），加載功率變化導致了MPTL 主回路與儲液器工質交換過程（即溫度和壓力振蕩過程）維持了一段時間。從圖18～圖20 可以發(fā)現(xiàn)，振蕩幅度逐漸減小，并在約12 200 s 后，振蕩過程停止，MPTL 系統(tǒng)控溫點趨于穩(wěn)定。

圖18 兩相段生成后儲液器測點溫度變化趨勢Fig.18 Temperature variations in measuring points of accumulator after two phase generation

圖19 兩相段生成后系統(tǒng)壓力變化趨勢Fig.19 Pressure variations of system after two phase generation

圖20 兩相段生成后儲液器功率變化趨勢Fig.20 Variations in power applied on accumulator after two phase generation

圖21 給出了MPTL 系統(tǒng)壓力降脈動簡化模型。單相條件下，主回路與儲液器無工質交換過程，儲液器前流量 m˙1和 離心泵后流量 m˙2滿足：

圖21 MPTL 系統(tǒng)壓力降脈動簡化模型Fig.21 Schematic diagram of pressure-drop oscillations for MPTL system

MPTL 系統(tǒng)特性曲線與機械泵特性曲線的交匯點為P。系統(tǒng)壓降ΔP 和系統(tǒng)流量的關系式為

式中：Kt為阻力系數(shù)。當預熱器生成兩相后，系統(tǒng)主回路中的氣相體積逐漸增加，導致 m˙1增 加，且m˙1＞m˙2，回 路 內多余的流量 (m˙1- m˙2)將 流 入 儲 液 器 中。由于兩相段的增加，式(12)中阻力系數(shù)將增加，m˙2將減少，系統(tǒng)主回路的工作點將沿著MPTL 系統(tǒng)特性曲線移動至壓降最大值B 點。如果壓降增加，工作點將漂移到C 點，即通過提供更大的流量來維持壓力的增加。而在C 處，由于進入預熱器的流量m˙2突然增大，超過了系統(tǒng)流量 m˙1，兩相段減少，儲液器內多余的流量 (m˙2- m˙1)將流入主回路中，系統(tǒng)工作點將再次移動至最小值D。如果壓降減少，工作點將漂移到A 點。由于 m˙2比 m˙1小，系統(tǒng)工作點將沿正斜率單相氣區(qū)增大至B 點，開始新一輪的循環(huán)。因此，對負斜率兩相區(qū)內部任何點的擾動都會產生上述流量在ABCDA 區(qū)域內循環(huán)。當儲液器與主回路完成工質交換過程后，系統(tǒng)趨于穩(wěn)定，振蕩停止。

3 結 論

本文在真空條件下對航天遙感器用MPTL 系統(tǒng)進行了試驗測試，主要考察了高真空與空間外熱流條件下系統(tǒng)的散熱與控溫能力。MPTL 系統(tǒng)使用了具有被動冷卻能力的兩相控溫型儲液器，無需額外的制冷功率即可實現(xiàn)儲液器的精確控溫。通過溫度和壓力等數(shù)據(jù)，研究了熱真空條件下MPTL系統(tǒng)在不同工況時的工作性能及儲液器與主回路之間的傳熱傳質過程。主要結論如下：

1）通過對不同系統(tǒng)控溫點的測試，驗證了MPTL系統(tǒng)可以根據(jù)需要進行控溫點的調整，外熱流變化與熱源開關均對蒸發(fā)器溫度影響較小，系統(tǒng)在這2 種工況下均能維持穩(wěn)定。MPTL 系統(tǒng)靈活性較高，可以滿足在軌不同工作模式下的使用需求。

2）通過回流過冷液與儲液器中液相冷量的交換，保證了儲液器冷量的供應，實現(xiàn)了被動冷卻能力。儲液器內氣相溫度與系統(tǒng)絕對壓力變化趨勢保持較高的一致性，表明兩相控溫型儲液器內的飽和狀態(tài)點是由其內部的氣相所決定的。

3）MPTL 系統(tǒng)主回路的相態(tài)由液相到氣液兩相態(tài)轉變時，系統(tǒng)出現(xiàn)了不穩(wěn)定現(xiàn)象，主要體現(xiàn)在儲液器內壓力和溫度、蒸發(fā)器溫度出現(xiàn)振蕩現(xiàn)象。MPTL系統(tǒng)出現(xiàn)的不穩(wěn)定特性為壓力降脈動，其主要是由儲液器與主回路進行工質交換所引起的。

通過本文的研究表明，MPTL 系統(tǒng)具有控溫點可調、穩(wěn)定性好、自適應能力強等特點，可以滿足航天遙感器高穩(wěn)定度的控溫需求，進而可以保證遙感器的高精度成像。