СПОСОБЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ ПРИБОРНОГО ОБОРУДОВАНИЯ С ПОМОЩЬЮ КОНТУРНОЙ ТЕПЛОВОЙ ТРУБЫ

УДК 62-522.2

doi: 10.18698/0536-1044-2023-3-110-119

Способы регулирования температуры приборного оборудования с помощью

контурной тепловой

Н.О. Борщев

Астрокосмический центр ФГБУН «Физический институт им. П.Н. Лебедева Российской академии наук»

Methods for Controlling Temperature

of the Instrumentation Equipment Using the Contour

Heat Pipe

N.O. Borshchev

Lebedev Physical Institute of Russian Academy of Sciences

Рассмотрены два способа поддержания температуры приборного оборудования: с помощью тепловых труб, оснащенных термоэлектрической холодильной плитой на компенсационной полости, и клапана-регулятора, установленного на выходе из радиатора-испарителя. Так как температуру контурной тепловой трубы в основном регулирует температура компенсационной полости, расположенной за испарителем, поддержание высокоточного температурного режима этого устройства является актуальной задачей для всего теплового режима космического аппарата. В первом способе в зависимости от полярности устройства плиты идет нагрев или охлаждение радиатора-испарителя. Во втором способе температуру компенсационной камеры можно изменять с помощью пара, подаваемого в компенсационную полость регулятором, установленным на выходе из испарителя. Регулирование температуры с помощью клапана связано с тем, что внутрь сильфона поступает пар рабочего тела под давлением, которое зависит от температуры в испарителе. Разность давлений пара и газа заставляет сильфон сжиматься и расширяться, при этом связанный с ним клапан частично перекрывает отверстия корпуса, через которые пар поступает в конденсатор и компенсационную полость. Приведено подробное описание работы этих устройств, составлены тепловые гидравлические модели контурных тепловых труб, оснащенные этими устройствами.

Ключевые слова: контурная тепловая труба, компенсационная полость, системы терморегулирования

The paper considers two ways of maintaining temperature of the instrumentation equipment: using the heat pipes equipped with thermoelectric cooling plate on the compensation cavity and the control valve installed at the outlet of the evaporating radiator. Since the temperature of the contour heat pipe is mainly controlled by the temperature of the compensation cavity positioned behind the evaporator, maintaining the high-precision temperature mode of this device is an urgent task for the entire spacecraft thermal regime. In the first method, the evaporating radiator is heated or cooled depending on the plate device polarity. In the second, the compensation chamber temperature could be changed using the steam supplied to the compensation cavity by a regulator installed at the outlet of the evaporator. Temperature control using a valve is due to the fact that the steam of the working fluid enters the bellows under pressure, which depends on the temperature in the evaporator. Pres-

sure difference between steam and gas causes the bellows to contract and expand, while the valve associated with it partially closes the openings in the housing, through which the steam enters the condenser and the compensation cavity. Detailed description of these devices operation is provided, and thermal hydraulic models of the contour heat pipes equipped with these two devices are compiled.

Keywords: contour heat pipe, compensation cavity, thermal control systems

Рост тепловыделения в космическом аппарате с одновременным увеличением его размеров поставил задачу разработки систем терморегулирования, использующих двухфазный кипящий теплоноситель (ТН). В таких ТН теплота аккумулирована в виде скрытой теплоты парообразования, что позволяет переносить значительно большее количество теплоты на единицу массового расхода ТН, чем при применении однофазных ТН. Кроме того, использование теплообмена при кипении позволяет поддерживать температуру объектов практически во всем контуре близкой к температуре кипения выбранного ТН.

Все процессы теплопередачи, протекающие при изменении агрегатного состояния вещества, происходят значительно интенсивнее, чем при обычном конвективном теплообмене, поэтому масса теплообменных аппаратов, арматуры и регулирующих органов двухфазного контура (ДФК) будет значительно меньше, чем в контуре с однофазным ТН. Существенного снижения массы системы также можно достигнуть меньшим расходом ТН, неполной заправ-

кой контура и небольшими диаметрами трубопроводов. Дополнительные достоинства ДФК обусловлены меньшей потребляемой мощностью на прокачку ТН и возможностью его авторегулирования [1-6].

Созданию систем терморегулирования на основе LAR должна предшествовать разработка математической модели ДФК. С ее помощью можно проанализировать работу ДФК, выполнить расчеты гидродинамических и тепломас-сообменных процессов, а также решить вопросы, связанные с регулированием, переменными и нестационарными режимами работы, анализом аварийных и нештатных ситуаций.

Цель работы — исследование способов регулирования температуры приборного оборудования с помощью контурной тепловой трубы (КТТ) в обеспечении уточненного теплового режима космического аппарата.

Расчетная тепловая физико-математическая модель КТТ с компенсационной полостью (КП). Расчетная схема контура с капиллярным насосом приведена на рис. 1.

Пар

V//////////////////////7777.

11 10-

>///////////////////////77/.

Пар

Жидкость

'////////////////////////////

\///////////////////////////////////>/////////////}'/

Рис. 1. Расчетная схема контура с капиллярным насосом: 1 — паропровод; 2 — фитиль; 3 — пароотводной канал; 4 — испаритель; 5 — конденсатопровод; 6, 9 — граница раздела пар — жидкость; 7 — теплообменный аппарат резервуара; 8 — резервуар;

10 — конденсатор; 11 — радиатор

Температуры всех элементов, содержащих насыщенный пар, будут характеризоваться температурой парожидкостной смеси в резервуаре.

Изменения температуры корпуса резервуара Тг, К, и температуры и парожидкостной смеси в резервуаре Т^, К, описываются уравнениями

йх йТр

¡Г

йх

= Оп - О:

$иЬ,

где (тс)г и (тс)¡г — массовая теплоемкость корпуса резервуара и его ТН, Дж/К; х — время; Оьг — тепловой поток, подводимый электронагревателями, Вт; Оп — количество теплоты, поступающее в жидкость резервуара от корпуса, Вт; Оге — тепловой поток, поступающий от КП во внешнюю среду, Вт; Оэнь — количество теплоты, уходящее в теплообменный аппарат резервуара, Вт.

В уравнениях (1) и (2):

Оп =№) (Тг -Тр);

Оге =

О$ыь = (Тг -Т )ОгСр

1 - е

^гСр

Здесь (kF)¡ — общий коэффициент передачи теплоты от резервуара в ТН, находящийся в нем, Вт/К; ^)ге — общий коэффициент передачи теплоты от резервуара во внешнюю среду, Вт/К; ТатЬ и Т — температура внешней среды и парожидкостной смеси, К; Ог — расход переохлажденной жидкости через теплообменный аппарат резервуара, кг/с; cp — теплоемкость при постоянном давлении, Дж/(кг-К); (kF)r — общий коэффициент передачи теплоты от ТН в резервуаре к переохлажденной жидкости в теп-лообменном аппарате резервуара, Вт/К.

Регулируя температуру ТН в резервуаре, можно обеспечить заданную температуру элементов контура с капиллярным насосом, в том числе испарителя и связанного с ним приборного оборудования. Регулирование температуры испарителя в КТТ происходит другим более сложным путем [7-14].

Зависимости температуры испарителя КТТ от времени х при тепловой нагрузке Он, изменяемой в диапазоне 10...600 Вт, и теплопроводности фитиля X = 1 и 5 Вт/(м-К) приведены

Рис. 2. Зависимости температуры испарителя КТТ Теу от времени х при солнечном тепловом потоке Ес = 547 Вт/м2, разной тепловой

нагрузке Он (-) и теплопроводности

фитиля X = 1

на рис. 2. Теплота от конденсатора отводится радиатором, на который падает солнечный тепловой поток Ес = 547 Вт/м2. Температура внешней среды ТатЬ = 26 °С, коэффициент теплоотдачи от корпуса КТТ к внешней среде авН = = 5 Вт/(м2-К).

Как видно из рис. 2, при теплопроводности фитиля из титанового порошка X = 1 Вт/(м-К) варьирование тепловой нагрузки в пределах 10.600 Вт приводит к изменению температуры

испарителя КТТ в диапазоне —1___+41 °С, а при

теплопроводности фитиля из никелевого порошка X = 5 Вт/(м-К) — в интервале 16_44 °С.

В первом случае (согласно расчетам) КТТ работает в режиме авторегулирования в диапазоне тепловой нагрузки Он = 10...300 Вт вблизи температуры 10 °С, а во втором — во всем диапазоне тепловой нагрузки (кроме Он = 600 Вт) вблизи температуры 20 °С. При тепловой нагрузке Он = 600 Вт температура испарителя становится выше 40 °С, так как радиатор может сбросить эту нагрузку только при температуре 35 °С и более.

Регулирование температуры испарителя КТТ с помощью термоэлектрического холодильного модуля (ТЭХМ). При теплопроводности фитиля X = 5 Вт/(м-К) и увеличении тепловой нагрузки на испаритель с 10 до 500 Вт его температура возрастает с 16 до 35 °С (рис. 3), т. е. работая в режиме авторегулирования, можно поддерживать температуру посадочных мест аппаратуры в допустимых пределах, составляющую, как правило, 0_40 °С.

Для более точного регулирования температуры следует использовать ТЭМХ. Его устанавливают на испарителе КТТ, холодный спай ТЭМХ прикрепляют к КП. Полезная мощность ТЭМХ составляет не более 10 Вт.

При работе ТЭМХ в прямой полярности испаритель нагревается, КП охлаждается, двухфазная смесь в КП конденсируется, а на внешней поверхности фитиля образуется мениск жидкости. По мере образования мениска происходит пуск КТТ. При включении ТЭМХ в обратной полярности температура КП становится выше, чем у испарителя, и КТТ отключается.

Этот принцип включения/отключения КТТ с помощью ТЭМХ используют для регулирования температуры испарителя (так называемый двухпозиционный принцип регулирования). Здесь ТЭМХ выступает в качестве резервного органа регулирования при отказе клапана-регулятора, который осуществляет более точное поддержание температуры испарителя и приборов [13-16].

Задают следующие условия регулирования температуры испарителя Теу:

• при Теу > 21 °С тепловая нагрузка на испаритель

= -10 Вт;

• при Теу < 19 °С

= 10 Вт;

• при 19 °С < Теу < 21 °С

Омеа = 0.

б„, Вт

е„, вт

X =

Рис. 3. Зависимости температуры испарителя КТТ Теу в режимах авторегулирования

и регулирования с помощью ТЭМХ

-100

Рис. 4. Зависимости температуры испарителя КТТ Теу от времени т при ее регулировании с помощью ТЭМХ мощностью Р = ±10

Зависимости температуры испарителя КТТ Теу от времени т, рассчитанные по изложенной методике, при теплопроводности фитиля X = = 5 Вт/(м-К), солнечном излучении Ес = = 547 Вт/м2 и разной тепловой нагрузке Он приведены на рис. 3. Там же показана аналогичная зависимость для режима авторегулирования температуры испарителя.

Как видно из рис. 3, при тепловой нагрузке Он = 10...400 Вт ТЭМХ способен поддерживать температуру испарителя Теу = 20 ±1°С. При тепловой нагрузке Он > 400 Вт конденсатор полностью заполняется паром, и тепловой сброс с площади радиатора (2,3 м2) должен происходить при более высокой температуре

(Трад = 35 С).

Зависимости температуры испарителя КТТ Теу от времени т при ее регулировании с помощью ТЭМХ мощностью (на холодном спае) Р = = ±10 и ±30 Вт показаны на рис. 4. Видно, что характер кривых температуры Теу практически не зависит от значения мощности ТЭМХ, изменяется только частота включения ТЭМХ.

Регулирование температуры испарителя КТТ с помощью клапана-регулятора. Температуру КП также можно изменять с помощью пара, подаваемого в нее регулятором, установленным на выходе из испарителя. Регулятор состоит из корпуса, сильфона с плунжером и клапана с двумя отверстиями. Корпус регулятора имеет два отверстия, к которым приварены трубопроводы конденсатора и байпасной линии, ведущей в КП. Корпус регулятора заправлен газом (аргоном) под давлением, которое действу-

ет на внешнюю поверхность сильфона, обеспечивая заданную уставку температуры.

Внутрь сильфона поступает пар рабочего тела под давлением, которое зависит от температуры в испарителе. Разность давлений пара и газа заставляет сильфон сжиматься и расширяться, при этом связанный с ним клапан частично перекрывает отверстия корпуса, через которые пар поступает в конденсатор и КП. Расчетная схема КТТ с клапаном-регулятором показана на рис. 5.

В соответствии со схемой, приведенной на рис. 5, уравнение для расчета температуры пара и жидкости в КП , К, имеет вид

йТ}

} йх

- Qwf + ~ Qsub + аЬу.

Здесь (тс)f — массовая теплоемкость паро-жидкостной смеси, Дж/К; Qwf — тепловой поток через капиллярно-пористую структуру, Вт; Qcf — тепловой поток от корпуса КП, Вт; Qby — тепловой поток, поступающий с паром в КП по байпасной линии, Вт,

Qby НеуОЬу,

где Нву — теплота испарения аммиака, Дж/К; ОЬу — расход пара через байпасную линию, кг/с.

Расходы пара через байпасную линию Оьу и паропровод (конденсатор) Осоп, кг/с, зависят от положения клапана в регуляторе. Общий расход пара через регулятор

О - Qhp| Нву;

О — Оьу + Осоп ,

где Qhp — количество теплоты, поступающее с паром в пароотводные каналы, Вт.

При работе тепловыделяющего оборудования непрерывно изменяется тепловая нагрузка на испаритель КТТ, общий расход пара в паро-отводящих каналах и расходы ТН через конденсатор и байпасную линию. Эти расходы зависят от давления газа в корпусе регулятора, давления пара в испарителе, жесткости силь-фона и соотношения площадей отверстий клапана.

Расходы пара Осоп и Оьу определяют следующим образом. Рассчитывают коэффициенты гидравлического сопротивления отдельных участков линии конденсатора: паропровода Су, конденсатора Сс и конденсатопровода С, а также сопротивление байпасной линии СЬ по справочнику [5]. Эти коэффициенты приводят к какому-либо одному проходному сечению, например, клапана Руа1 диаметром Буа1, и к плотности пара в клапане ру:

спр—с

с р

V Р £ уар у

с пр — с с V

рсоп у

пр — с 1 ( ру_ V р Л | Руа1

V Р1 У V р1'Ч У

4

Пар-

'///////////////////////77,

'////////////(///////У/7?

8

'////////////////////////И

'//л///////////////

Жидкость

~г

2

и 10

7777Л

Пар

^/////////////////////\//////////////(/////////77Т{

Пар

У//////////////////////////////////>////////////7$Г~

Жидкость

Жидкость

Рис. 5. Расчетная схема КТТ с клапаном-регулятором: 1 — паропровод; 2 — байпасная линия; 3 — фитиль; 4 — клапан-регулятор; 5 — пароотводной канал; 6 — испаритель; 7 — граница раздела пар — жидкость; 8 — КП; 9 — конденсатопровод; 10 — конденсатор; 11 — радиатор

— Сь

С Р V

С соп 2 =| 1 + 0,707/1 -

СЪу2 _

(

1 + 0,707 1 -

^соп0 ^соп0 С V'соп2

Рсоп2 ^соп2 у V £соп0

рЪу 0 !Ъу 0 ^ 2 С Ну2 V

рЪу 2 Ъу 2 у V рЪу 0 )

АХ —-

К

мой температуре ТН Ттах, — в другом крайнем положении, т. е.

где ¥уар, ¥тп, Ещ и Тьу — площадь проходного сечения паропровода, конденсатора, конденса-топровода и байпасной линии соответственно, м2; р; — плотность жидкости в конденсатопро-воде, кг/м3.

В этих уравнениях принято, что плотности пара в клапане, конденсаторе и байпасной линии примерно одинаковые.

Приведенные коэффициенты гидравлического сопротивления всех участков линии конденсатора суммируют:

Спрп1 —спр + спр + спр.

Переменные во времени гидравлические сопротивления щелевых отверстий (щелей) клапана со стороны подвода линии конденсатора и байпасной линии определяют по выражениям

К —

[Р (Ттах )- pgas ]Б

АХт

где ¥соп0 и Fьy0 — переменная во времени площадь щелей в клапане со стороны конденсатора и байпасной линии, м ; Рс0п2 и 1Ъу2 — площадь отверстий в клапане, к которым подведена линия конденсатора и байпасная линия, м2.

Площади щелей изменяются при перемещении клапана. Из уравнения деформации силь-фона регулятора, связанного с клапаном,

К АХ — АрБ находят перемещение клапана

[Р Т )- Рgas ] Б

где К — жесткость сильфона; Ар — перепад давления на сильфоне, Па; Б — площадь торцевой поверхности сильфона, м2; р(Теу) — давление пара в испарителе, действующее на силь-фон изнутри, Па; pgas — давление газа, заправленного в корпус регулятора, действующее на сильфон снаружи, Па.

Жесткость сильфона определяют из предположения, что при давлении пара, равном давлению заправленного газа, клапан находится в одном крайнем положении, а при давлении пара, соответствующем максимальной допусти-

где АХтах — максимальное перемещение (полная длина хода) клапана, м.

Тогда площади щелей квадратного сечения со стороны конденсатора и байпасной линии при перемещении клапана имеют вид

^соп0 — (Асоп ^ АХ — ^Ъс ) Всоп ;

ГЪу0 =(Аъу — АХ )Въу,

где Асоп, АЪу и Всоп, ВЪу — высоты и ширина щелей квадратного сечения со стороны конденсатора и байпасной линии соответственно, м; ЬЪс — расстояние между осями отверстий в клапане со стороны конденсатора и байпасной линии, м.

Гидравлические сопротивления щелей клапана также приводят к проходному сечению клапана ¥ш1 следующим образом:

С пР - С

Ъсоп2 Ъс

Спр2 — С Ъу2

С V V

1Ъу 2

С учетом перемещения клапана определяют суммарные приведенные гидравлические сопротивления конденсатора и байпасной линии:

Спр — спР + СпР •

Ъсоп Ъсоп1 ' Ъсоп2>

С пр — С пР + С пр

ЪЪу ^>Ъу1 ЪЪу2-

Расходы ТН через конденсатор и байпасную линию рассчитывают в предположении, что перепады давления ТН на конденсаторе Арсоп и в байпасной линии АрЪу должны быть равны (так как они параллельны), т. е.

Арсоп — АрЪу,

а общий расход пара через клапан О разделяется соответственно на расход Осоп и ОЪу.

Из этих уравнений получают

С,

",2

7 соп

— С

пр

(С

Отсюда

пр

соп

Спр )Ос2оп + 2СпрООсоп - СпрО2 — 0.

Осоп

-СпР + /СпР СпР

ъЪу ~ у ъсоп^-эЪу

пр

пр

или

бн- Вт

1 -

Осоп

'пр ъсоп

"пр

1-

пр

соп

С пр ^>Ьу

С учетом того, что

ОЬу 0 Осоп,

тепловые потоки, поступившие с паром в конденсатор и КП, определяют по выражениям

Qcon 0сопНву;

Qby 0ЬуНву.

Предложенная математическая модель КТТ с клапаном-регулятором дает возможность изучать характеристики регулятора, выбирать геометрические параметры клапана, давления инертного газа и рассматривать сильфоны различной конструкции.

Зависимости температуры испарителя КТТ Те от времени х при отсутствии и наличии клапана-регулятора с давлением инертного газа в корпусе регулятора ринг = 6 и 8 кПа для разной тепловой нагрузки Qн приведены на рис. 6. Конденсатор охлаждается радиатором, на который падает постоянный солнечный поток Ес = = 547 Вт/м2. Внутренняя нагрузка на испаритель изменяется в диапазоне 10.600 Вт. Теплопроводность фитиля X = 1 Вт/(м-К), жесткость сильфона К = 0,7-105 Н/м.

Как видно из рис. 6, при отсутствии клапана-регулятора с возрастанием тепловой нагрузки от 10 до 400 Вт температура испарителя увеличивается с -1 до 22 °С (режим авторегулирования). При наличии клапана-регулятора и давлении инертного газа рин.г = 8 кПа температура испарителя будет меняться в пределах 25.27 °С. При нагрузке Qн = 500 Вт и более температура испарителя в обоих случаях будет достигать 42 °С, так как радиатор рассчитан на сброс 600 Вт теплоты при температуре 35 °С.

Зависимости тепловых потоков, поступающих в КП через фитиль Qф, от корпуса Q,f и байпасной линии с паром Qby, количества теплоты, затраченной на подогрев переохлажденного конденсата, Qп, и суммарного теплового потока Q, от времени х показаны на рис. 7. Видно, что количество тепла, приносимое паром, увеличивается по мере роста тепловой нагрузки, так как оно должно компенсировать

Рис. 6. Зависимости температуры испарителя КТТ Теу от времени х при отсутствии ( ) и наличии клапана-регулятора с давлением

инертного газа рин.г = 6

для разной тепловой нагрузки Qн

еф; &/; Оьу, вш в, Вт

ви, Вт

-ю --20 -

-АО

Рис. 7. Зависимости тепловых потоков,

поступающих в КП через фитиль Qф (-),

от корпуса Qtf ( ) и байпасной линии

с паром Qby (-), количества теплоты Qп ( ),

затраченной на подогрев переохлажденного

конденсата, и суммарного теплового потока Q

от времени х при разной тепловой нагрузке Qн

количество теплоты, затраченное на подогрев переохлажденной жидкости, поступающей из конденсатора.

Следует отметить, что при предельной тепловой нагрузке = 500 Вт и более) пар полностью заполняет конденсатор, зона переохлаждения уменьшается до нуля (пар может войти в конденсатопровод), и температура элементов контура определяется уже не температурой па-рожидкостной смеси в КП, а температурой радиатора, которая необходима для сброса предельных тепловых нагрузок.

Зависимости расходов ТН через конденсатор 0соп и байпасную линию ОЬу для расчетного случая и общего расхода ТН О от времени х

при разной тепловой нагрузке показаны на рис. 8. Видно, что через байпасную линию проходит незначительный расход пара (не более 6 % общего расхода). Этого расхода достаточно, чтобы компенсировать потери теплоты, необходимой для подогрева переохлажденной жидкости до температуры смеси в КП.

Зависимости перемещения клапана регулятора ДХ и размера щелей конденсатора Ьсоп и байпасной линии ЬЪу при разной тепловой нагрузке на испаритель КТТ от времени показаны на рис. 9.

Зависимости температуры испарителя КТТ при солнечном излучении на радиатор Ес = = 547 Вт/м2 и при его отсутствии (Ес = 0) по мере изменения тепловой нагрузки Он на испаритель КТТ от времени т приведены рис. 10. Видно, что в данных условиях КТТ способна под-

Ссот &Ьу> С, г/с

вн, Вт

Рис. 8. Зависимости расходов ТН через конденсатор

Осоп (-), байпасную линию ОЪу ( ) и общего

расхода ТН О (-) от времени т при разной

тепловой нагрузке Он

^сою £Ъу.мм

6н,Вт

-0,2

30 т -Ю-3, с

Рис. 9. Зависимости перемещения клапана регулятора ДХ ( ) и размера щелей конденсатора

Ьсоп (-) и байпасной линии ЬЪу ( ) от времени т

при разной тепловой нагрузке Он

Рис. 10. Зависимости температуры испарителя КТТ Теу от времени т при разной тепловой нагрузке Он

держивать заданную температуру при всех значениях тепловой нагрузки.

Следует отметить, что КТТ применяют в космической технике преимущественно как теплопровод с переменным термическим сопротивлением. Так как испаритель КТТ имеет, как правило, небольшую поверхность теплообмена, теплота к нему подводится аксиальными тепловыми трубами постоянной проводимости, проложенными в сотовых панелях и отбирающими теплоту от приборов и оборудования, установленных на этих панелях.

Конденсатор КТТ выполнен совместно с радиатором, который может быть вынесен за пределы приборного отсека и способен разворачиваться в рабочее положение после вывода космического аппарата на орбиту благодаря гибким трубкам паропровода и конденсатопро-вода небольшого диаметра.

Выводы

1. Составлены математические модели и определены характеристики агрегатов двухфазных контуров системы терморегулирования с КТТ и капиллярным насосом и радиатором хладопроизводительностью 0,5 кВт.

2. Разработана программа расчета теплопе-редающей способности и теплового режима двухфазного контура системы терморегулирования с КТТ.

3. Показано, что использование КТТ с клапаном-регулятором позволяет поддерживать температуру испарителя КТТ и связанного с ней приборного оборудования в пределах ±2 °С от заданной уставки.

Литература

[1] Maidanik Y., Fershtater Y.G. Theoretical basis and classification of loop heat pipes and capil-

lary pumped loops. 10th Int. Heat Pipe Conf., 1997, preprint X-7.

[2] Kotlyarov E.Y., Serov G.P. Methods of increase of the evaporators reliability for loop heat

pipes and capillary pumped loops. SAE Tech. Pap., 1994, art. 941578, doi: https://doi.org/ 10.4271/941578

[3] Вершинин С.В., Майданик Ю.Ф. Гибкие миниатюрные контурные тепловые трубы.

Тепловые процессы в технике, 2012, № 12, с. 559-565.

[4] Zalmanovich S., Goncharov K. Radiators with LHP. Proc. HPSA. Moscow, 2009.

[5] Рид Р., Праустид Дж., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей. Ленинград, Химия, 1982.

592 с.

[6] Копяткевич Р.М., Гуля В.М., Тулин Д.В. и др. Тепловое проектирование и пофрагмент-

ная наземная отработка системы обеспечения теплового режима космического аппарата негерметичного исполнения на базе сотопанелей с тепловыми трубами. Космонавтика и ракетостроение, 2010, № 3, с. 33-41.

[7] Панин Ю.В., Антонов В.А., Балыкин М.А. К вопросу проектирования и эксплуатации

ТТ в составе СТР посадочных модулей межпланетных станций для исследования тел солнечной системы. Вестник НПО им. С.А. Лавочкина, 2021, № 4, с. 31-38, doi: https://doi.org/10.26162/LS.2021.54.4.005

[8] Гакал П.Г., Рузайкин В.И., Турна Р.Ю. и др. Экспериментальный стенд для исследования

теплогидравлических процессов в системе терморегулирования телекоммуникационного спутника. Авиационно-космическая техника и технология, 2011, № 5, с. 21-30.

[9] Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. Москва, Машиностро-

ение, 1992. 671 с.

[10] Никонов А.А., Горбенко Г.А., Блинков В.Н. Теплообменные контуры с двухфазным теплоносителем для систем терморегулирования космических аппаратов. Москва, ЦНТИ Поиск, 1991. 302 с.

[11] Белов А.Е., Великанов А.А., Ильмов Д.Н. и др. Расчетно-экспериментльное исследование работы контурной тепловой трубы в стационарном режиме. Теплоэнергетика, 2022, № 3, с. 50-62, doi: https://doi.org/10.1134/S004036362203002X

[12] Афанасьев В.Н., Недайвозов А.В. Экспериментальное исследование теплогидравличе-ских характеристик контурной тепловой трубы с открытой компенсационной полостью. Наука и образование: научное издание, 2016, № 11. URL: http://engineering-science.ru/doc/849572.html

[13] Майданик Ю.Ф., Пастухов В.Г., Иванов А.В. Исследование работы контурной тепловой трубы с несколькими источниками тепла различной мощности. Решетневские чтения, 2017, т. 1, с. 145-146.

[14] Майданик Ю.Ф., Вершинин С.В., Пастухов В.Г. Охлаждающая панель с контурными тепловыми трубами для неравномерно распределенных источников тепла. Решет-невские чтения, 2015, т. 1, с. 206-208.

[15] Майданик Ю.Ф., Пастухов В.Г., Вершинин С.В. Разработка и применение миниатюрных контурных тепловых труб. Решетневские чтения, 2014, т. 1, с. 90-91.

[16] Ван Юй., Денисов О.В., Денисова Л.В. Моделирование процесса охлаждения в нано-спутнике с помощью контурных тепловых труб. Вестник РУДН. Сер. Инженерные исследования, 2019, т. 20, № 3, с. 211-219, doi: https://doi.org/10.22363/2312-8143-2019-20-3-211-219

References

[1] Maidanik Y., Fershtater Y.G. Theoretical basis and classification of loop heat pipes and capil-

lary pumped loops. 10th Int. Heat Pipe Conf., 1997, preprint X-7.

[2] Kotlyarov E.Y., Serov G.P. Methods of increase of the evaporators reliability for loop heat

pipes and capillary pumped loops. SAE Tech. Pap., 1994, art. 941578, doi: https://doi.org/10.4271/941578

[3] Vershinin S.V., Maydanik Yu.F. Flexible miniature loop heat pipes. Teplovye protsessy v

tekhnike, 2012, no. 12, pp. 559-565. (In Russ.).

[4] Zalmanovich S., Goncharov K. Radiators with LHP. Proc. HPSA. Moscow, 2009.

[5] Reid R.C., Prausnitz J.M., Sherwood T.K. The properties of gases and liquids. McGraw-Hill,

1977. 688 p.

[6] Kopyatkevich R.M., Gulya V.M., Tulin D.V. et al. Thermal designing and fragment-by-

fragment ground development verification of thermal mode support system of non-pressurized spacecraft based on honeycomb panels with heat pipes. Kosmonavtika i raketo-stroenie [Cosmonautics and Rocket Engineering], 2010, no. 3, pp. 33-41. (In Russ.).

[7] Panin Yu.V., Antonov V.A., Balykin M.A. About design and operation of heat pipes as part

of the thermal control systems of the landing module of interplanetary stations for the study of the solar system bodies. Vestnik NPO im. S.A. Lavochkina, 2021, no. 4, pp. 31-38, doi: https://doi.org/10.26162/LS.2021.54.4.005 (in Russ.).

[8] Gakal P.G., Ruzaykin V.I., Turna R.Yu. et al. Experimental facility for thermal hydraulic pro-

cesses investigation in telecommunication satellites thermal control system. Aviatsionno-kosmicheskaya tekhnika i tekhnologiya, 2011, no. 5, pp. 21-30. (In Russ.).

[9] Idelchik I.E. Spravochnik po gidravlicheskim soprotivleniyam [Handbook on hydraulic re-

sistances]. Moscow, Mashinostroenie Publ., 1992. 671 p. (In Russ.).

[10] Nikonov A.A., Gorbenko G.A., Blinkov V.N. Teploobmennye kontury s dvukhfaznym tep-lonositelem dlya sistem termoregulirovaniya kosmicheskikh apparatov [Heat transfer loops with two-phase heat-transfer fluid for spacecraft thermal management system]. Moscow, TsNTI Poisk Publ., 1991. 302 p. (In Russ.).

[11] Belov A.E., Velikanov A.A., Ilmov D.N. et al. Numerical and experimental study of loop heat pipe steady-state performance. Teploenergetika, 2022, no. 3, pp. 50-62, doi: https://doi.org/10.1134/S004036362203002X (in Russ.).

[12] Afanasyev V.N., Nedayvozov A.V. Experimentally investigated thermo-hydraulic characteristics of the loop heat pipe with an open compensation chamber. Nauka i obrazovanie: nauchnoe izdanie [Science and Education: Scientific Publication], 2016, no. 11. URL: http://engineering-science.ru/doc/849572.html (in Russ.).

[13] Maydanik Yu.F., Pastukhov V.G., Ivanov A.V. [Investigating a loop heat pipe operation with several heat sources of different power]. Reshetnevskie chteniya [Reshetnev Readings], 2017, vol. 1, pp. 145-146. (In Russ.).

[14] Maydanik Yu.F., Vershinin S.V., Pastukhov V.G. [A cooling panel with loop heat pipes for nonuniformly distributed heat sources]. Reshetnevskie chteniya [Reshetnev Readings], 2015, vol. 1, pp. 206-208. (In Russ.).

[15] Maydanik Yu.F., Pastukhov V.G., Vershinin S.V. [Development and application of miniature loop heat pipes]. Reshetnevskie chteniya [Reshetnev Readings], 2014, vol. 1, pp. 90-91. (In Russ.).

[16] Van Yuy., Denisov O.V., Denisova L.V. Simulation of cooling of a processor in nanosatellite using the loop heat pipes. Vestnik RUDN. Ser. Inzhenernye issledovaniya [RUDN Journal of Engineering Research], 2019, vol. 20, no. 3, pp. 211-219, doi: https://doi.org/10.22363/ 2312-8143-2019-20-3-211-219 (in Russ.).

Информация об авторе

БОРЩЕВ Никита Олегович — кандидат технических наук, ведущий инженер. Астрокосмический центр ФГБУН «Физический институт им. П.Н. Лебедева Российской академии наук» (119991, Москва, Российская Федерация, Ленинский проспект, д. 53, стр. 4, e-mail: www.moriarty93@mail.ru).

Статья поступила в редакцию 07.10.2022 Information about the author

BORSHCHEV Nikita Olegovich — Candidate of Science (Eng.), Leading Engineer. Astro Space Center Lebedev Physical Institute of Russian Academy of Sciences (119991, Moscow, Russian Federation, Leninsky Ave., Bldg. 53, Block 4, e-mail: www.moriarty93@mail.ru).

Просьба ссылаться на эту статью следующим образом:

Борщев Н.О. Способы регулирования температуры приборного оборудования с помощью контурной тепловой трубы. Известия высших учебных заведений. Машиностроение, 2023, № 3, с. 110-119, doi: 10.18698/05361044-2023-3-110-119

Please cite this article in English as: Borshchev N.O. Methods for Controlling Temperature of the Instrumentation Equipment Using the Contour Heat Pipe. BMSTU Journal of Mechanical Engineering, 2023, no. 3, pp. 110-119, doi: 10.18698/0536-1044-2023-3-110-119