随航天器通信对大容量、高分辨率、高速率数据传输技术需求迫切, 空间激光通信作为新兴数传技术, 相比当前卫星微波通信具有调制带宽大、信息容量大、保密性强、重量轻且便于星载运行等优势[1-2], 是适应未来通信发展需求的传输工具。美国、欧洲、日本和我国已成功实现了星间[3-4]、星地及月地[5]等激光通信试验。因星载激光通信光学天线暴露在空间, 在轨运行时, 空间热环境对光学系统性能影响已受到广泛关注[6-9], 李晓峰等[7]通过研究星载激光通信在太阳日照区和阴影区受热环境影响, 得出太阳日照将引起光学天线波前畸变, 造成接收光斑移位及光束发散; 宋义伟等[8]基于反射镜有限元模型分析, 对温度梯度和均匀温度引起的反射镜热畸变进行拟合, 得出温度与反射镜热形变引起的瞄准误差、远场功率衰减间的关系。张华等[9]指出反射镜面的热变形将导致传输光束扩展、波前畸变, 从而恶化空地激光通信链路性能。上述研究均表明, 激光通信传输链路要求相位精确, 空间热环境影响效应必须得到合理的防护, 通过控制光学天线温度场的稳定性与均匀性, 使其热变形量约束在允许的范畴, 方可确保在轨光通信的质量与时间。
国内外针对空间热防护通常采用的手段包括热门或太阳窗 (太阳光谱滤波装置), 热门的致命缺陷是阻断光信号, 因此优选选择性滤波的太阳窗口, 既可透过光信号又能抑制其他太阳光谱热辐射。美国麻省理工学院林肯实验室Pillsbury等[10-11]在NASA月球激光通信终端上采用了太阳窗口削弱外部空间环境热影响。胡帼杰等[12]提出太阳窗口滤光设计原理, 约削弱82%的太阳辐射能量, 基于有限元分析太阳窗口热光学性能影响光学天线热稳定性规律, 获得最佳参数设计, 使在轨光通信时间延长至12 h/d, 但该时长仍距离GEO卫星24 h/d的连续通信需求甚远, 而且缺乏太阳窗口与光学天线热设计结合的系统性研究。本文以GEO星-地激光通信光学天线系统为例, 进行基于太阳窗的光学天线系统热控优化设计研究, 重点对太阳窗抑制空间激光通信光学天线在轨热致温度场扰动的效能进行评价。
1 光学天线介绍GEO星-地激光通信光学天线用于卫星与地面站之间光信号的接收和发射, 实现星-地通信。光学天线口径较大, 采用卡塞格伦光学系统[13]设计, 主要由光学主镜、光学次镜、望远镜镜筒、遮光罩及天线支撑结构组成, 如图 1所示。
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| 图 1 激光通信光学天线系统组成示意图 |
光学主镜、次镜为玻璃镜面, 通过支撑结构将主镜、次镜组装成光学天线系统, 是实现光通信的核心组件, 具有严苛的温度场稳定性与均匀性要求, 温控指标详见表 1。
星-地激光通信终端安装在卫星对地板外表面-Y (北) 向, 且光通信天线保持对地指向。GEO空间热源主要是太阳辐射, 卫星对地面 (光学天线安装面) 太阳外热流交变剧烈, 随季节变化规律如图 2所示。
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| 图 2 GEO卫星对地面太阳外热流曲线 |
光学天线采取的主要热控措施[12]包括:遮光罩与望远镜镜筒的内表面涂覆消光黑漆, 遮光罩外表面粘贴F46膜散热; 望远镜镜筒外表面采取主动加热控温, 并包覆多层隔热组件隔离空间热影响。光学主镜反射面进行低吸收、低发射的金属镀膜处理, 通过采取主动加热控温的安装座对其热辐射达到温度场控制。光学次镜借助采取主动加热控温的热防护筒对其热传导和辐射进行温度控制, 热防护筒外表面包覆多层隔热组件。
2 热分析 2.1 热物理模型GEO卫星为地球同步静止轨道卫星, 飞行姿态为对地定向, 运行轨道参数:轨道高度h=36 000 km, 偏心率e=0, 倾角i=0°, 轨道周期T=24 h。只考虑太阳辐射, 分点太阳常数 (S) 按1 367 W/m2取值, 至点太阳常数按最大1 414 W/m2取值。
对GEO空间环境而言, 热交换方式只有传导和辐射, 在轨飞行航天器的热网络模型可简化描述如下:
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式中, (cm)i代表节点i的热容量; t为时间; Qpi为节点i的内热源; Qsi为节点i吸收的空间外热流; Eij为热辐射角系数; Dij为传热系数; σ为斯蒂芬波尔兹曼常数。
基于上述热网络模型, 仿真分析过程中使用蒙特卡洛法计算各节点间的热辐射角系数, 温度场求解时, 在求解区域内的局部能量守恒和全局能量守恒基础上, 使用控制容积法建立离散化的有限差分方程, 完成对热网络方程的瞬时数值计算求解。
2.2 热数学模型依据光学天线构型与热设计状态, 采用有限元软件NX UG的space system thermal模块建立光学天线热数学模型, 如图 3所示。模型中非规则形体按体积等效简化处理为形似规则体, 忽视结构加强筋、倒角、螺钉及垫片, 但考虑其计算热阻; 由于光学天线系统与终端其他连接部件采取隔热措施, 因此模型中忽略其相互热影响。太阳窗通过螺接隔热安装于遮光罩与望远镜镜筒之间, 太阳窗的热光学特性按最佳参数设计取值[12], 模型中使用的热物理参数见表 2。
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| 图 3 光学天线有限元模型 |
| 部件 | 材料 | 密度 kg/m3 | 热导率 W/(m·K) | 比热容 J/(kg·℃) | 太阳吸收比 | 红外发射率 |
| 主镜 | 微晶玻璃镀金属膜 | 2 530 | 1.6 | 800 | 0.01 | 0.01 |
| 次镜 | 熔石英 | 2 200 | 1.4 | 891.7 | 0.01 | 0.04 |
| 望远镜镜 筒及遮光罩 | 镁铝合金 | 1 900 | 117 | 921 | —— | —— |
| 消光黑漆 | —— | —— | —— | 0.95 | 0.85 | |
| F46膜 | —— | —— | —— | 0.4 | 0.68 | |
| 聚酰亚胺膜 | —— | —— | —— | 0.55 | 0.67 | |
| CCAg | —— | —— | —— | 0.3 | 0.75 | |
| 太阳窗 | 熔石英镀滤光膜 | 2 200 | 1.4 | 891.7 | 0/0.178(透过率) | 0.8 |
研究表明[12], 寿命末期极端高温工况时, 光学天线温度场严重超出指标要求上限是制约光通信的瓶颈。根据GEO空间外热流变化规律及热控涂层退化趋势, 考虑到光学天线位于卫星-Y向 (北) 安装, 因而确定寿命末期夏至和分点为2个高温极限工况, 相比而言, 夏至时全日照, 其热环境更为恶劣。因此, 下文研究以寿命末期夏至为背景工况, 设计4种典型热控状态进行仿真比较分析, 详见表 3。
| 方案 | 遮光罩 | 太阳窗 | 望远镜镜筒多层外表面状态 | 计算工况 |
| 1 | 安装 | 无 | 聚酰亚胺膜 | 末期夏至 |
| 2 | 安装 | 安装 | 聚酰亚胺膜 | 末期夏至 |
| 3 | 安装 | 安装 | CCAg镀膜 | 末期夏至 |
| 4 | 无 | 安装 | CCAg镀膜 | 末期夏至 |
寿命末期夏至, 方案1~方案4中光学天线各部件温度变化如图 4~图 9, 各部件温度受空间太阳辐射外热流影响明显, 温度最大峰值出现在午夜太阳正照时刻 (外热流最大), 而主镜受自身热惯性大影响, 其温度最大峰值出现时刻略滞后。
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| 图 4 末期夏至主镜温度 |
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| 图 5 末期夏至主镜热差变化 |
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| 图 6 末期夏至望远镜镜筒平均温度 |
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| 图 7 末期夏至次镜温度 |
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| 图 8 末期夏至主镜与次镜热差变化 |
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| 图 9 末期夏至遮光罩与太阳窗口温度 |
4种方案主镜温度场稳定性对比如图 4所示, 基础方案1未安装太阳窗, 受太阳外热流影响显著, 主镜温度波动幅度最大3.9℃/d, 最高温度达27.9℃, 超出温度指标上限 (25℃) 的时长约11 h。与方案1相比, 方案2~方案4安装太阳窗后, 主镜温度波动幅度减缓明显, 方案4波动幅度最小降至1℃/d。可见, 安装太阳窗后光学天线处于内闭空间, 入射光学系统内的太阳辐射被太阳窗口有效屏蔽, 由此引起光学系统的热振荡得到有效控制。比较方案2~方案4的主镜温度场稳定性可知, 随望远镜镜筒多层组件外表面由聚酰亚胺变为CCAg散热镀层, 满足主镜温度场稳定性指标要求 (20~25℃) 的时长由13 h (方案2) 延长至24 h (方案3、4), 主镜温度场稳定性改善明显。望远镜镜筒多层组件外表面热状态影响主镜温度场稳定性的机理在于, 望远镜镜筒是光学系统向空间散热的主要通道, 安装太阳窗虽有效屏蔽太阳辐射, 但也阻隔了光学系统直接面向冷黑空间散热, 引起系统内能增加而抬升温度水平; 当镜筒多层组件外表面由聚酰亚胺膜变为CCAg散热涂层, 镜筒外表面吸收的太阳外热流减小, 有效缓解光学系统热排散能力不足, 因此系统温度水平下降, 温度场稳定性得到改善。由图 6对比各方案的望远镜镜筒温度, 当镜筒多层外表面聚酰亚胺膜变为CCAg涂层时, 镜筒温度水平下降约4℃, 亦可证实上述机理分析。可见, 与太阳窗口热光学性能匹配的光学系统热控状态, 才是彻底改进光学天线温度场稳定性的关键。
由图 5对比4种方案的主镜温度场均匀性可知, 方案1~方案4的主镜热差均能控制在≤2.5℃的指标要求内, 其中方案1主镜热差≤1.6℃, 方案2~方案4主镜热差≤1.3℃, 由此可见, 太阳窗益于主镜温度场均匀性改善。
3.1.2 光学次镜图 7对比4种方案的次镜温度场稳定性, 由于次镜热惯性小, 方案1未安装太阳窗, 受太阳外热流影响最为剧烈, 在午夜太阳正照时次镜温度最高可达41.8℃, 波动幅度巨大为24℃/d, 约有10 h超出工作温度范围 (表 1), 尤其高温超限最为严重。方案2~方案4安装太阳窗后, 显著地改善了次镜温度场的稳定性, 温度波动趋于平缓被控制在3.3℃/d以内, 稳定在21.7~25.3℃, 可24 h符合次镜工作温度范围。方案4中次镜温度场最稳定, 波动幅度仅为0.3℃/d, 原因在于方案4中太阳窗不受遮光罩的热影响, 太阳窗口温度十分稳定 (见图 9), 通过太阳窗热辐射造成次镜的热扰动可忽略, 因此次镜温度场稳定性更优。
3.1.3 光学主镜与次镜如图 8给出4种方案的主镜与次镜之间热差变化情况, 除方案1(无太阳窗) 中主镜与次镜之间热差 (≤17℃) 约有4.5 h严重超出光学天线温度场均匀性要求 (≤6℃) 外, 方案2~方案4中主镜与次镜之间热差均≤3.1℃, 均可24 h满足光学天线温度场均匀性要求。方案4中主镜与次镜之间热差变化最稳定 (1.5~1.9℃)。可见, 太阳窗改善主、次镜温度场的均匀性效果极为显著。
3.1.4 太阳窗口太阳窗口与遮光罩的温度变化趋势如图 9所示, 由于遮光罩与太阳窗口相向的两表面均为高红外发射率, 存在较强的热辐射耦合相互影响, 因此二者温度变化规律趋同一致。受遮光罩温度大幅波动影响, 方案2和方案3中太阳窗温度在-22~+22℃内跟随大幅波动, 约40℃/d, 最大热差约14℃。方案4中因无遮光罩影响, 太阳窗温度稳定在-30~-23℃, 波动幅度仅为0.5℃/d, 最大热差约7℃。由此可见, 取消遮光罩后, 太阳窗口温度场的稳定性与梯度均有明显改进, 从而使得主镜温度场稳定性提高2.2倍、次镜温度场稳定性提高10.6倍 (方案4与方案3对比)。
综述前文分析结果可知, 只有方案3和方案4能够24 h全天候满足光学天线温度场的稳定性与均匀性指标要求 (见表 1)。相比而言, 方案4表现更优, 为最佳方案。
3.2 寿命末期分点针对寿命末期分点另外高温极限工况, 进行基础方案1和最佳方案4的光学天线温度场指标符合情况热分析验证, 主要部件温度变化如图 10~图 13所示。方案1未安装太阳窗, 各部件温度受太阳外热流影响极其显著, 尤其是次镜受此影响最大, 在向阳光照期间温度大幅攀升, 而在午夜地影期温度出现骤降。主镜温度场稳定性如图 10所示, 方案1中主镜温度波动幅度最大3.4℃/d, 最高温度达26.7℃, 超出温度指标上限 (25℃) 的时长约10 h; 方案4安装太阳窗并对光学系统散热优化设计, 可高效屏蔽空间热影响, 主镜温度场稳定性明显增强, 稳定在22.7~23.8℃, 最大波动幅度约0.6℃/d。方案1与方案4的主镜温度场均匀性相当 (见图 11), 热差≤1.15℃, 较好地满足均匀性指标要求。
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| 图 10 末期分点主镜温度 |
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| 图 11 末期分点主镜热差变化 |
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| 图 12 末期分点次镜温度 |
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| 图 13 末期分点主镜与次镜热差变化 |
图 12对比次镜温度场稳定性可知, 受太阳外热流影响, 方案1中次镜温度波动幅度巨大为28℃/d, 最高温度达44.9℃, 约有16 h超出次镜工作温度范围 (见表 1), 严重地限制了光通信时间。相比, 方案4中次镜温度场十分稳定, 恒定在21℃, 再次验证了太阳窗口屏蔽空间太阳辐射的高效性。主镜与次镜之间热差变化如图 13所示, 方案1中主镜与次镜之间热差 (≤19.4℃) 约有7 h超出光学天线温度场均匀性指标要求 (≤6℃), 方案4中主镜与次镜之间热差≤2.1℃, 可24 h全天候满足光学天线温度场均匀性要求。可见, 太阳窗改善主、次镜温度场的均匀性效果极为显著。
综上所述, 寿命末期分点, 方案4亦可24 h全天候满足光学天线温度场的稳定性与均匀性指标要求。
3.3 符合情况分析寿命末期夏至和分点2个高温极限工况, 4种方案的光学天线温度场符合情况比较见表 4。方案2~方案4受太阳窗影响, 光学天线温度场的稳定性与均匀性明显优于方案1(未安装); 方案3和方案4在安装太阳窗的基础上对光学天线系统采取散热优化措施后, 光学天线温度场的稳定性与均匀性得到彻底完善, 可将次镜温度波动由27.7℃/d降至0.3℃/d, 主镜温度波动由4.6℃/d降至1.0℃/d, 主镜与次镜之间热差由19.4℃降至1.9℃。其中, 方案4的主镜、次镜温度场最为稳定, 能够24 h全天候满足光学天线温度场的稳定性与均匀性指标要求 (见表 1), 是基础方案光通信时长的3~4倍。
| 工况 | 方案 | 主镜温度/℃ | 主镜热差/℃ | 次镜温度/℃ | 主镜与次镜热差/℃ | 符合光学天线温度场 指标的时间/h |
| 末期夏至 | 1 | 23.3~27.9 | ≤1.62 | 18.2~41.8 | ≤17.0 | 8.0 |
| 末期夏至 | 2 | 23.4~27.4 | ≤1.21 | 22.1~25.4 | ≤3.1 | 12.5 |
| 末期夏至 | 3 | 22.8~25.0 | ≤1.32 | 22.3~25.5 | ≤1.9 | 24.0 |
| 末期夏至 | 4 | 22.8~23.8 | ≤1.32 | 21.7~22.0 | ≤1.9 | 24.0 |
| 末期分点 | 1 | 23.2~26.6 | ≤1.15 | 17.2~44.9 | ≤19.4 | 6.5 |
| 末期分点 | 4 | 22.6~23.9 | ≤1.15 | 21.0~21.2 | ≤2.1 | 24.0 |
在星载光通信领域, 受空间热环境影响, 光学天线温度场在轨出现热致扰动现象是制约光通信有效时长的瓶颈, 太阳窗口能有效抑制太阳辐射诱导的天线温度场扰动, 是延长光通信时间的重要手段。本文提出3种基于太阳窗口的光学天线系统热控设计典型状态, 结合GEO在轨太阳辐射极限工况, 仿真分析光学天线温度场热致扰动情况, 结果表明:
1) 太阳窗口有效屏蔽空间太阳辐射的同时也阻隔了光学系统向空间散热, 引起系统内能增加而抬升光学天线温度水平, 是导致天线温度超限而缩短光通信时间的内因。
2) 光学系统外表面采用CCAg镀层的多层隔热组件, 能有效减少渗入系统的外热流, 可缓解光学系统散热, 是与太阳窗口热光学性能匹配的系统隔热与散热双向技术。
3) 太阳窗口温度波动受遮光罩影响严重, 是恶化光学天线温度场稳定性的诱因之一, 取消遮光罩后, 太阳窗口温度保持稳定, 可使主镜温度场稳定性提高2.2倍、次镜温度场稳定性提高10.6倍。
4) 基于太阳窗口的光学天线系统热控优化设计, 抑制光学天线在轨热致温度场扰动效果显著, 尤其对次镜温度场的稳定性及主、次镜温度场的均匀性改善最为显著, 约提高10倍, 可24 h全天候符合光学天线温度场稳定性与均匀性指标要求, 比不采用太阳窗口的基础方案光通信时间延长3倍以上。
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