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太阳望远镜的倒锥导流式热光阑研制

张雨辰 王飞翔 许方宇 黄善杰 谭旭 路文龙 肖建国 贾钰超 罗宏

张雨辰, 王飞翔, 许方宇, 黄善杰, 谭旭, 路文龙, 肖建国, 贾钰超, 罗宏. 太阳望远镜的倒锥导流式热光阑研制[J]. 中国光学. doi: 10.3788/CO.2019-0139
引用本文: 张雨辰, 王飞翔, 许方宇, 黄善杰, 谭旭, 路文龙, 肖建国, 贾钰超, 罗宏. 太阳望远镜的倒锥导流式热光阑研制[J]. 中国光学. doi: 10.3788/CO.2019-0139
ZHANG Yu-chen, WANG Fei-xiang, XU Fang-yu, HUANG Shan-jie, TAN Xu, LU Wen-long, XIAO Jian-guo, JIA Yu-chao, LUO Hong. Development of the inverted-cone diversion type heat-stop for solar telescope[J]. Chinese Optics. doi: 10.3788/CO.2019-0139
Citation: ZHANG Yu-chen, WANG Fei-xiang, XU Fang-yu, HUANG Shan-jie, TAN Xu, LU Wen-long, XIAO Jian-guo, JIA Yu-chao, LUO Hong. Development of the inverted-cone diversion type heat-stop for solar telescope[J]. Chinese Optics. doi: 10.3788/CO.2019-0139

太阳望远镜的倒锥导流式热光阑研制

doi: 10.3788/CO.2019-0139
基金项目: 国家自然科学基金资助项目(No.11803089,No.11873091,No.11673064)
详细信息
    作者简介:

    张雨辰(1995—),男,云南昆明人,学士,2017年于中国海洋大学获学士学位,现为中国科学院云南天文台硕士研究生,主要从事天文技术与方法的研究。E-mail:zhangyuchen@ynao.ac.cn

    许方宇(1972—),男,云南昆明人,博士,2001年于天津大学获硕士学位,2006年与天津大学获博士学位,现为中国科学院云南天文台副研究员,从事红外天文技术的研究。E-mail:xu_fangyu@ynao.ac.cn

  • 中图分类号: P111.21;TH691.9

Development of the inverted-cone diversion type heat-stop for solar telescope

Funds: National Natural Science Foundation of China (No.11803089, No. 11873091, No.11673064)
  • 摘要:   目的  大口径地基开放式太阳望远镜,热光阑温升将导致像质劣化。这是CGST(Chinese Giant Solar Telescope)计划面临诸多问题之一,热光阑温控问题必须在预研阶段解决。  方法  设计整体冷却效率高且在关键位置得到进一步强化的热光阑结构,达到温控均匀的目的。特别的,热光阑紧挨通光孔的位置,其温度差对成像的影响至关重要。为此,提出倒锥导流式热光阑设计方案,有利于降低通光孔位置温度,使温度极高点离开通光孔。  结果  对流换热系数和光阑温度场仿真结果证明此方案明显优于前人,倒锥导流式热光阑极限温升为3 ℃,优于GREGO的极限温升7 ℃;实测温度与仿真温度场的对照,验证了仿真结果。  结论  导流式倒锥结构具有较好的温控效果。
  • 图  1  ICDT热光阑结构

    Figure  1.  Structure of ICDT heat-stop

    图  3  ICDT热光阑(a)和GREGO热光阑(b)计算机仿真的冷却液流场

    Figure  3.  ICDT heat-sotp(a) and GREGO heat-stop(b) computer simulation of coolant flow field

    图  2  GREGO热光阑模型图

    Figure  2.  GREGO heat-stop model

    图  4  ICDT热光阑(a)和GREGO热光阑(b)计算机仿真的固液耦合面对流换热系数分布图

    Figure  4.  ICDT heat-sotp(a) and GREGO heat-stop(b) computer simulation of Solid-liquid coupling surface flow heat transfer coefficient distribution

    图  5  ICDT热光阑粗糙(a)、ICDT光滑(b)和GREGO热光阑(c)计算机仿真的温度场分布图

    Figure  5.  ICDT heat-sotp(coarse) (a), ICDT heat-sotp(slick) (b) and GREGO heat-stop(c) computer simulation of Temperature field distribution

    图  6  实验装置及其示意简图

    Figure  6.  Experimental device and schematic diagram

    图  7  温度场仿真与实测结果对照图

    Figure  7.  Temperature field simulation and measured results comparison chart

    表  1  模型求解设置

    Table  1.   Solving model settings

    设置类型参数
    入口边界20 ℃冷却水,流量15 L/min
    外表面边界20 ℃空气、15 W/m2/k对流
    热流105 W、直径2 cm光斑
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    表  2  拟合参数结果

    Table  2.   Fitting parameter results

    拟合参数结果
    ΔT0(℃)17.6(17.14,18.02)
    τ(s)0.38(0.35,0.41)
    Ta(℃)24.6(24.2,24.99)
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    表  3  实测温升和数值模拟温升

    Table  3.   Measured temperature rise and numerical simulation of temperature rise

    流量L/min点1实测℃点1模拟℃点2实测℃点2模拟℃点3实测℃点3模拟℃
    0.1540.941.633.233.416.016.7
    0.4232.833.727.327.013.513.2
    0.6427.027.722.022.010.310.5
    0.8621.922.518.018.28.98.9
    1.12517.617.814.314.67.37.2
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出版历程
  • 网络出版日期:  2020-04-03

太阳望远镜的倒锥导流式热光阑研制

doi: 10.3788/CO.2019-0139
    基金项目:  国家自然科学基金资助项目(No.11803089,No.11873091,No.11673064)
    作者简介:

    张雨辰(1995—),男,云南昆明人,学士,2017年于中国海洋大学获学士学位,现为中国科学院云南天文台硕士研究生,主要从事天文技术与方法的研究。E-mail:zhangyuchen@ynao.ac.cn

    许方宇(1972—),男,云南昆明人,博士,2001年于天津大学获硕士学位,2006年与天津大学获博士学位,现为中国科学院云南天文台副研究员,从事红外天文技术的研究。E-mail:xu_fangyu@ynao.ac.cn

  • 中图分类号: P111.21;TH691.9

摘要:   目的  大口径地基开放式太阳望远镜,热光阑温升将导致像质劣化。这是CGST(Chinese Giant Solar Telescope)计划面临诸多问题之一,热光阑温控问题必须在预研阶段解决。  方法  设计整体冷却效率高且在关键位置得到进一步强化的热光阑结构,达到温控均匀的目的。特别的,热光阑紧挨通光孔的位置,其温度差对成像的影响至关重要。为此,提出倒锥导流式热光阑设计方案,有利于降低通光孔位置温度,使温度极高点离开通光孔。  结果  对流换热系数和光阑温度场仿真结果证明此方案明显优于前人,倒锥导流式热光阑极限温升为3 ℃,优于GREGO的极限温升7 ℃;实测温度与仿真温度场的对照,验证了仿真结果。  结论  导流式倒锥结构具有较好的温控效果。

English Abstract

张雨辰, 王飞翔, 许方宇, 黄善杰, 谭旭, 路文龙, 肖建国, 贾钰超, 罗宏. 太阳望远镜的倒锥导流式热光阑研制[J]. 中国光学. doi: 10.3788/CO.2019-0139
引用本文: 张雨辰, 王飞翔, 许方宇, 黄善杰, 谭旭, 路文龙, 肖建国, 贾钰超, 罗宏. 太阳望远镜的倒锥导流式热光阑研制[J]. 中国光学. doi: 10.3788/CO.2019-0139
ZHANG Yu-chen, WANG Fei-xiang, XU Fang-yu, HUANG Shan-jie, TAN Xu, LU Wen-long, XIAO Jian-guo, JIA Yu-chao, LUO Hong. Development of the inverted-cone diversion type heat-stop for solar telescope[J]. Chinese Optics. doi: 10.3788/CO.2019-0139
Citation: ZHANG Yu-chen, WANG Fei-xiang, XU Fang-yu, HUANG Shan-jie, TAN Xu, LU Wen-long, XIAO Jian-guo, JIA Yu-chao, LUO Hong. Development of the inverted-cone diversion type heat-stop for solar telescope[J]. Chinese Optics. doi: 10.3788/CO.2019-0139
    • 太阳物理学理论的发展与验证需要高质量观测数据的支撑。为获得更好的观测数据,中国太阳物理学界正策划建设下一代大型地基太阳望远镜,即CGST计划[1]。随着现代望远镜的口径增大,主镜的聚光能力越来越强;为了减轻后端光学系统热压力,大口径太阳望远镜视场外能量往往需要提前控制或处理掉。现代大口径太阳望远镜多采用格里高利结构,在主镜M1和副镜M2之间的焦点F1处安装视场光阑(亦称为热光阑),热光阑的作用是控制视场外光线,仅允许视场内光线通过;视场外的光线或反射或吸收,不再继续传播。

      热光阑位于望远镜的焦面上,承受的热载荷很高,产生热致湍流的效应非常明显;因其与像面互为共轭关系,视场光阑处产生的湍流会引起像面抖动、离焦、像质下降等恶劣影响。热光阑故而成为大口径太阳望远镜热控的关键部件。为了抑制热光阑表面热致湍流的产生,解决热光阑处的视宁度问题,目前有两种方案:1、真空望远镜方案,在真空条件下抑制热致湍流的产生,降低热光阑温控要求;但望远镜越大,封窗口径也越大,其承受的大气压力也越大;考虑到大口径封窗的制造难度以及封窗对红外波段的截止,目前最大口径的太阳望远镜是NVST,有效口径980 mm[1]。2、望远镜采用敞开式结构,敞开方案需要仔细设计热光阑结构,控制其温升,保护像质。

      热光阑吸热升温后通过自然对流方式将热量传递至附近空气,形成湍流。成都光电所刘洋毅[2]等人仿真热致湍流对成像光束波面的影响;显示光阑与空气温差越大,热羽流对成像光束波面产生的不利影响越严重、影响范围越广。显然,湍流强弱不仅与温差相关,更与距离相关;距离热源越近的空气温度波动越大,热致湍流越明显;成像光线在穿过该区域的过程中波前会受到干扰导致像质劣化。所以热光阑温控应追求与大气温差小,极温区域远离通光孔的目标。根据光阑对视场外光线反射方向的不同,热光阑多可分为圆锥式与平板式。圆锥式光阑具有圆对称结构,将视场外光线向四周反射,一般需设置外围吸收体来控制这部分光线;平板式光阑一般将视场外光线按设定方向反射,通常不需要外围吸收体。根据热光阑内部冷却方式的不同,热光阑又大致可以分为射流冲击类和导流类。

      射流冲击热光阑,目前为大多数国内外开放式大口径太阳望远镜所采用,如美国NST热光阑、美国DKIST(原ATST)热光阑、欧洲EST热光阑、国内成都光电所为CLST设计的热光阑和国家天文台为AIMS设计的热光阑。在这种换热方式中,液体在压差作用下通过一个圆形或窄缝形喷口喷射到被冷却的表面上,从而使直接受到冲击的区域产生很强的换热效果。为了使光阑更大区域受到射流冲击,需要设计阵列形式的喷口。

      NST望远镜[3]热光阑为圆锥式,射流冲击结构,周围环绕吸收体;热控要求不高于环境温度1 ℃,但并未指出相关定量依据[4]

      DKIST望远镜[5]热光阑为圆锥式,射流冲击结构,周围环绕吸收体;基于工程经验,提出热控要求不高于环境温度6 ℃[6]

      EST望远镜[7]热光阑结构曾提出两种设计:一为平板式,无周围吸收体;另一为圆锥式,周围环绕吸收体;二者内部均为射流冲击结构。分析显示似乎平板式热光阑温控效果略好。基于不产生明显热羽流这一定性判据,提出热控要求不高于环境温度8 ℃。

      国内的CLST望远镜[8]热光阑为平板式,射流冲击结构,无周围吸收体。刘洋毅等人基于热光阑温升和由此产生的畸变波前RMS值之间的定量关系,结合光学容差(RMS<25 nm)给出的温控指标是不高于环境温度5 ℃。

      国家天文台为AIMS[9]设计的光阑结构也为圆锥式,射流冲击结构,周围环绕吸收体。

      导流热光阑,冷却液在光阑体内部按设计流向稳定流动,渐次冷却光阑各部分;方案比较成熟、冷却效果也不错。但近来使用较少;德国GREGO望远镜采用该方案。

      德国GREGO望远镜[10]热光阑为平板式,导流结构。内部导流槽是两条,螺旋型,彼此围绕。基于工程经验,提出热控要求不高于环境温度6 ℃[11]

      以上太阳望远镜的热光阑,提出的极温控制目标不尽相同;为达到极高温度控制目标,其实容易通过提升冷却液流量和降低冷却液温度实现;但均匀的温控效果需要在热光阑设计过程中既要注意极温的数值,还要考虑温度场分布、极温的空间位置。但上述研究对光阑温度场、极温位置问题没有保持足够重视。

      M. Collados [12]等人提出,EST的圆锥式射流冲击热光阑的尖端处温度场需做进一步优化。这是大家首次关注到该问题,但还未提出解决方案。事实上,圆锥尖端处,热量传导路径长;射流冲击难以对该区域实现有效冲击,该区域冷却液流速提高困难;这些因素综合导致在通光孔附近,即热光阑的尖端处,冷却效果不理想。

      在CGST预研工作中,我们首次提出了倒锥导流式(inverted-cone diversion type, ICDT)热光阑设计形式。此热光阑主体近似平板式,在通光孔附近做了倒圆锥结构,重点优化通光孔附近的冷却效率,控制光阑通光孔区域的温度场。

    • 为了让热光阑在很高功率密度照射的条件下与周围空气间保持较小的温度差异,首先需提高光阑反射率,控制进入光阑的热量。进入光阑体这部分热量首先会在光阑内传导,然后再经过固液耦合面传导进入冷却液最终被带走。因此我们需要研究热量在光阑内的传导和光阑与冷却液间的固液耦合传导这两个热量传导的过程。均衡解决二者的效率,才有机会实现最优控温。

    • 热光阑吸收阳光热量后产生温度梯度,热量在光阑体内部传递;该过程为固体内部的热传导。根据傅里叶导热定律[13]

      $$ d\varPhi = - \lambda \frac{{dt}}{{d\delta }}dA $$ (1)

      式中Φ:热流量、λ:热导率、A:导热截面积、$\dfrac{{dt}}{{d\delta }}$:温度梯度。δ:热量传导路程。

      工作时,阳光照射于光阑的小局部区域,冷却液对光阑的冷却发生在一个更大的区域。因此热量的传导,不仅有垂直于光阑表面的,还有在光阑上横向传导、扩展的情况。

      为了降低光阑温度,需要尽快把热量导入冷却液。对于垂直光阑表面传导的热量,光阑的壁厚度越薄,越有利。对于在光阑上横向传导的热量,光阑壁厚一些有利于热量先扩展到较大区域然后导入冷却液。因此热光阑的结构设计,是一个寻优的过程;倒锥结构减短了直接传导的路径,同时扩大了横向热传导的截面积,提高了热量在光阑体内部的传导效率。

    • 对于流体在平直圆管道内流动的情况,引入Gnielinski公式[14]

      $$ Nu = \frac{{\left( {\dfrac{f}{8}} \right)\left( {Re - 1\,000} \right).P{r_f}}}{{1 + 12.7\sqrt {\dfrac{f}{8}} \left( {Pr_f^{\frac{2}{3}} - 1} \right)}}\left[ {1 + {{\left( {\frac{d}{l}} \right)}^{\frac{2}{3}}}} \right] $$ (2)

      式中:f为阻力系数,主要受壁面粗糙度控制,壁面越粗糙f数值越大,雷诺数$Re = \dfrac{{ud}}{\nu }$,普朗特数$Pr = \dfrac{{\mu {C_p}}}{\lambda }$,努塞尔数$Nu = \dfrac{{hd}}{\lambda }$,h:对流换热系数,u:流速,ν:运动粘度,μ:动力粘度,Cp:定压热容。

      考虑到光阑内腔可简化为矩形截面弯曲管道模型,将上述各公式中的圆管内径d替换为当量直径de[14],并引入弯管修正系数。

      $$ {c_r} = 1 + 10.3{\left( {\frac{{{d_e}}}{R}} \right)^3} $$ (3)

      将(3)式代入(2)式得:

      $$ Nu = \frac{{\left( {\dfrac{f}{8}} \right)\left( {Re - 1\,000} \right).P{r_f}}}{{1 + 12.7\sqrt {\dfrac{f}{8}} \left( {Pr_f^{\frac{2}{3}} - 1} \right)}}\left[ {1 + {{\left( {\frac{{{d_e}}}{l}} \right)}^{\frac{2}{3}}}} \right]{c_r} $$ (4)

      为了加强固液耦合面对流传热效率。由(4)知,可以有很多手段,具体到热光阑问题,可以采用:1、使用热导率较高的冷却液。2、提高冷却液流量。3、增加壁面粗糙度。4、在导流腔关键位置减小管道曲率半径。5、在导流腔关键区域缩小当量直径,等等。需注意的是这些强化换热的措施往往会引起流动阻力的增加,因而需要提升入口压力,这导致系统耐压要求提高,对于工程问题需综合考虑。

    • 即便不考虑杂散光问题,热光阑设计必须解决两个问题,即视场外光的处理问题,和光阑的热控问题。

      视场外光线的处理问题考虑:

      倒锥导流式热光阑,其外廓与平板式热光阑近似。反光面与光轴垂面有夹角α;可以把视场外光线按预定方向反射出去。α取决于结构需求,以45°最常见。相对而言,倒锥导流式与平板式显著的不同在于倒锥结构;锥体在满足热控目标的前提下尺寸尽量小,锥顶角设计为90°;其效果是倒锥部分的反射光占比较少,光线反射方向基本沿原方向,即回往主镜。

      光阑热控问题考虑:

      圆锥式热光阑的圆锥顶端,由于特殊的内外廓形状诉求,这个位置很难安排射流喷嘴,实现冲击散热;同时因具有最长的导热路径,它的温度无可避免高于周边其他位置;因此我们从导热方案和外廓形式着手,提出倒锥导流式结构设计方案,该结构既解决了冲击方案的效率问题,又处理了导热路径长的弊端。倒锥导流式光阑,内部冷却方式为导流式,通过冷却腔的结构设计可让冷却液贴近通光孔内壁高速流动;同时,进入光阑的所有冷却液一定流经通光孔这一关键区域,克服了射流冲击方式在通光孔附近位置冷却效率不佳的问题,降低了通光孔处的温度。

      根据上述设计思想,我们设计的热光阑结构如图1c所示,光阑由四部分组成:即1、外壳(灰色);2、上盖(绿色);3、导流板(蓝色);4、底盖(红色)。

      图  1  ICDT热光阑结构

      Figure 1.  Structure of ICDT heat-stop

      外壳零件由低导热材料制成,起到支撑保护作用,还能减缓热光阑与环境间的直接热交换。上盖零件如图1d所示,其顶面为反射面,在通光孔处设计了一个倒圆锥结构(图1d红圈所示),该结构改变了光阑温度场的分布,有利于降低通光孔处的温度。另外上盖侧壁开有出水口,出水口与光阑体侧壁表面不垂直,倾斜一定角度,有利于光阑体内部冷却液在流动过程中保持一个切向速度,获得均匀冷却效果。导流板分隔顶盖与底盖形成的腔体,使得所有冷却液均流经通光孔附近;且通光孔附近导流腔体具有较小的当量直径和较小的曲率半径,这样的设计提高了此处的冷却效率。冷却液流动的方向和速度如图3所示。底盖设计有入水管连接口。上述零件加工后成品如图1b所示,图中样件为锡青铜材质。

      图  3  ICDT热光阑(a)和GREGO热光阑(b)计算机仿真的冷却液流场

      Figure 3.  ICDT heat-sotp(a) and GREGO heat-stop(b) computer simulation of coolant flow field

      GREGO热光阑也采用了导流技术方案。热光阑冷却腔内设置了两条围绕彼此盘旋的螺旋形导流槽,冷却液从入口处沿导流槽逐渐旋转流至光阑体通光孔附近,再沿导流槽旋转流出。光阑结构如图2,冷却液的流向、流速如图3

      图  2  GREGO热光阑模型图

      Figure 2.  GREGO heat-stop model

    • 我们使用Ansys-CFX软件对模型进行求解,求解设置参考实验条件,如下表1所示:

      表 1  模型求解设置

      Table 1.  Solving model settings

      设置类型参数
      入口边界20 ℃冷却水,流量15 L/min
      外表面边界20 ℃空气、15 W/m2/k对流
      热流105 W、直径2 cm光斑

      为让仿真与实测具有相似性,仿真中设置的热流功率按照实测时的情况(105 W)设置。计算机仿真的两型热光阑冷却液流场如图3所示。

      计算机仿真的两型热光阑固液耦合面对流换热系数如图4所示。

      图  4  ICDT热光阑(a)和GREGO热光阑(b)计算机仿真的固液耦合面对流换热系数分布图

      Figure 4.  ICDT heat-sotp(a) and GREGO heat-stop(b) computer simulation of Solid-liquid coupling surface flow heat transfer coefficient distribution

      由仿真结果知,倒锥导流式结构在通光孔附近关键位置对流换热系数明显高于GREGO结构。

      计算机仿真的两型热光阑表面温度场分布如图5中b和c所示,在同样的热流注入条件下,倒锥导流式极限温升为4.5 ℃,优于GREGO的极限温升7 ℃;同时由温度分布图可看出倒锥导流式热光阑极高温区域距通光孔处有一定距离,而GREGO光阑极高温区紧贴通光孔。

      图  5  ICDT热光阑粗糙(a)、ICDT光滑(b)和GREGO热光阑(c)计算机仿真的温度场分布图

      Figure 5.  ICDT heat-sotp(coarse) (a), ICDT heat-sotp(slick) (b) and GREGO heat-stop(c) computer simulation of Temperature field distribution

      为进一步优化热光阑的温控效果,更研究了导流腔壁面粗糙度对光阑温控的影响。研究发现,改变导流腔壁面粗糙度,或可改变固液耦合面对流换热系数;二者相关性与当量直径de有关,de越小,粗糙度与固液耦合面导热系数的相关性越明显。对GREGO结构而言,de较大,粗糙度变化对换热系数的影响很小;而对于倒锥导流式光阑结构而言,de较小,影响非常明显,在不改变光阑结构的前提下,仅把壁面粗糙度从光洁(Ra=1 μm)增大到粗糙(Ra=100 μm),固液耦合面换热能力就得到明显改善。仿真结果如图5所示,粗糙度增加后GREGO光阑表面温度基本没变化,如图5c;而倒锥导流式光阑改善明显,极限温升从4.5 ℃降低到3 ℃,如图5a。可见增加导流腔壁面粗糙度,可明显改善倒锥导流式光阑温控效果。

    • 为了检查光阑工况下的实际温度与仿真结果是否一致,我们需要对光阑工况下的温度进行实测。

    • 热光阑因其特殊性,测量温度很困难。任何一种接触式的温度传感器,定会对照射能量形成遮挡,或干扰热量的传播;因此,被阳光照射的光阑表面,只能采用非接触测温法。即便采用非接触的红外辐射测温法,亦需仔细排除干扰。这是因为阳光照射时,阳光包含红外波段能量,这将干扰测温。此外,热光阑表面光洁度较高,易反射周围环境热辐射,这也对测温结果造成干扰。因此光阑测温不能采用测量红外辐射的传统办法,需要采用特殊的手段。

      温度高于环境的物体,在失去能量输入后,温度会按照指数规律降温,并趋近环境温度。温度变化如公式(5)[13]。为排除太阳照射的干扰,我们设计了太阳光调制装置。调制装置屏蔽太阳光后再开始测量光阑的降温;即捕获温度下降的过程和温度下降的时间起点,就可以最终通过拟合的方法获得光阑降温前的温度。

      $$ T = \Delta {T_0}*exp \left( {\frac{{ - \left( {t + d} \right)}}{\tau }} \right) + {T_a} $$ (5)

      式中:T为红外辐射测温仪测量的温度值,t为对应的时间值,ΔT0为光阑体与环境的初始温差,d为调制装置记录到的温度下降时间起点,τ为时间常数,Ta为环境温度。

    • 实验采用口径1米的菲涅尔透镜对太阳光进行汇聚,以模拟望远镜主镜的效果;适度离焦以调整光斑大小从而获得需要的功率密度。实验装置如图6所示。实验中所采用的光阑,其反光面与光轴垂面的夹角α为10°,这是为了方便安置辐射测温装置。实验中待会聚光把光阑体加热至稳态后,控制调制盘把阳光遮挡,红外测温装置连续拍摄温度场图,同时计时装置记录准确的时间信息。

      图  6  实验装置及其示意简图

      Figure 6.  Experimental device and schematic diagram

      光阑冷却水流量大于1.2 L/min时,在阳光离开光阑后光阑降温较快,红外测温设备因其帧率不足难以捕捉到光阑完整的降温变化过程;因此实验时仅在0.15 L/min~1.2 L/min之间安排若干流量进行测温。

      实验时太阳辐照度1050 W/m2,菲涅尔透镜口径1 m,透镜透过率0.85;同时为了让光阑获得更高的温升以方便测量,实验所用热光阑表面没有抛光镀膜,相反进行了粗糙化处理,此时光阑表面吸收率达到15%。经计算光斑热流功率约为105 W。光斑实测大小约2 cm。

      基于以上的实验条件,实验温升将远高于望远镜工况,实验仅达到验证仿真结果的目的。

    • 红外测温获得的图像是灰度图像,如图7b,简称热图,亮度较高者代表温度较高。为了降低随机误差,我们在图7b中选取待测位置附近5×5像素的小区域温度值进行平均。温度按照式(5)进行拟合,得到拟合曲线,如图7c所示。

      图  7  温度场仿真与实测结果对照图

      Figure 7.  Temperature field simulation and measured results comparison chart

      拟合结果如下表2所示,括号中的数值是对应95%置信度的区间:

      表 2  拟合参数结果

      Table 2.  Fitting parameter results

      拟合参数结果
      ΔT0(℃)17.6(17.14,18.02)
      τ(s)0.38(0.35,0.41)
      Ta(℃)24.6(24.2,24.99)

      本次实验过程中,在图7(b)中选取了三个位置进行测温,由内至外距通光孔中心位置分别为5 mm(点1)、12 mm(点2)、19 mm(点3)。以1.125 L/min流量条件下点1位置为例:实测结果表明,该处环境温度24.6 ℃、光阑体温升17.6 ℃;温度场的仿真结果如图7(a)所示,在对应的位置处,计算机仿真的温升大约是17.8 ℃;实验结果与仿真结果大致吻合。

      多组流量(流速)条件下,实测温升和数值模拟温升;列于表3

      表 3  实测温升和数值模拟温升

      Table 3.  Measured temperature rise and numerical simulation of temperature rise

      流量L/min点1实测℃点1模拟℃点2实测℃点2模拟℃点3实测℃点3模拟℃
      0.1540.941.633.233.416.016.7
      0.4232.833.727.327.013.513.2
      0.6427.027.722.022.010.310.5
      0.8621.922.518.018.28.98.9
      1.12517.617.814.314.67.37.2

      通过对照,实测温升与仿真模拟得到的温升基本可以比拟,也就是说在一定精度要求下,仿真结果可以认为是正确的,这就方便我们调整光阑设计参数后通过仿真评估设计结果是否得到优化,而不用每次参数修改均通过实测验证。

    • 相对于其他太阳望远镜光阑的设计方案,倒锥导流式设计具有几个特征:

      1、顶盖设计倒圆锥结构,有利于降低通光孔处的温度。

      2、进入光阑的所有冷却液,全都流经通光孔旁这一关键区域。

      3、光阑导水腔结构在通光孔附近迅速缩小流通截面积、强制流体流向发生变化(减小曲率半径)、增大腔内粗糙度,多种手段结合可有效提高该处固液耦合面的对流换热系数。

      本文对光阑性能进行了CFD软件仿真。设计了一套模拟望远镜对光阑加热的实验装置,基于该装置实现了热光阑温度的实测,对比模拟和实测温度验证了数值模拟的可靠性。本文对倒锥导流式热光阑与GREGO的热光阑进行了计算机数值模拟的比较,结果表明倒锥导流式热光阑冷却效率明显高于传统热光阑。在热负载相同的条件下,新光阑极限温升为3 ℃,传统光阑极限温升为7 ℃。新结构热光阑与传统结构热光阑更重要的区别在于,新结构的极限温升位置是离开通光孔区域的,这有利于望远镜视宁度的保持。

      倒锥导流光阑的倒锥结构,把小部分焦面附近阳光反射回主镜方向,可能造成新杂散光来源,采用该光阑方案前还必须经过杂散光评估。

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