月球着陆器两相流体回路性能衰退分析与验证

王 录，苗建印，张红星，张有为，陈建新

(1. 北京空间飞行器总体设计部，北京 100194；2. 空间热控技术北京市重点实验室，北京 100094)

0 引 言

文献[2-4]针对两相传热系统开展了启动及传热特性的研究，但不涉及不凝气体对传热的影响。关于不凝气体对两相传热系统的影响，相关研究主要聚焦在工作压力、温度、系统热阻、启动稳定性等方面[5-8]，针对不凝气体生成量的研究甚少。

图1 嫦娥三号着陆器Fig.1 Chang’E-3 lander

1 性能衰退机理

两相流体回路的组成原理及三维模型分别如图2、图3所示。两相流体回路由蒸发器(包括4个丝网蒸发器)、蒸气管路、冷凝管路、储液器、阀门以及液体管路等组成，其中蒸发器和RHU耦合，冷凝管路和铝蜂窝结构板耦合，储液器高于蒸发器，依靠液体工质在储液器和蒸发器间的高度差产生的液压驱动两相流体回路运行。

图2 两相流体回路的组成原理图Fig.2 The composition principle of two-phase fluid loop

图3 嫦娥三号着陆器两相流体回路三维结构Fig.3 Three-dimensional structure of two-phase fluid loop in Chang’E-3 lander

月昼期间，两相流体回路控制阀关闭，阻断RHU与着陆器的热连接，RHU产生的热量通过自身热辐射向外排散，此时RHU表面温度及蒸发器温度高达235 ℃，导致蒸发器内的氨工质发生微量分解，产生不凝气体氮气和氢气。第1个月昼期间，蒸发器内氨分解产生氮气和氢气沿着蒸气管路、冷凝管路向储液器内扩散。第1个月昼结束后，控制阀开启，两相流体回路启动运行，随着氨工质的流动，蒸发器内的氮气和氢气流入储液器内，因氮气和氢气不溶解于液氨，聚集在储液器上部的气空间。第2个月昼开始后，控制阀关闭，蒸发器随着RHU温度迅速升高至235 ℃，其内部的氨工质再次开始分解，此时储液器气空间聚集的氮气和氢气沿着冷凝管路及蒸气管路向蒸发器扩散，使得蒸发器氮气和氢气的压力增大，提高了氮气和氢气的浓度，对蒸发器内氨分解有一定的抑制作用，第2个月昼期间氨分解产生的不凝气体量小于第1个月昼期间。第2个月昼结束后，控制阀再次打开两相流体回路运行，不凝气体再次全部聚集在储液器上部气空间。第3，4，5，…个月昼的氨分解的过程与第2个月昼的规律相同，直至氨的分解反应达到化学平衡。

月夜期间，因不凝气体聚集在储液器上部气空间，储液器内的压力为氨工质的饱和蒸汽压与不凝气体产生压力之和，蒸发器内的压力(液氨在储液器和蒸发器间产生的液压约700 Pa，与氨工质饱和压力相比可忽略)近似等于储液器内的压力，导致蒸发器内氨工质对应的饱和温度升高。在储液器温度不变的情况下，蒸发器温度和RHU的温度升高，导致月夜期间RHU通过热辐射散失的热量增大，因RHU总发热量不变，通过两相流体回路传入着陆器内部的热量减小，着陆器内仪器设备温度降低，不利于着陆器月夜期间的保温。

2 寿命周期内不凝气体测试

2.1 不凝气体测试方法分析

两相流体回路工作过程中，各部件内氨工质的相态分布如图4所示，蒸发器中为气液两相态，蒸气管路中为气态或气液两相态，冷凝管路中为气液两相态，储液器内分层，上部为气态，下部为液态，液体管路中为液态。

图4 两相流体回路工质相态分布示意Fig.4 Phase distribution of working fluid in two-phase fluid loop

两相流体回路在传热能力范围内，驱动力和阻力自适应相等，即：

(1)

文献[9-12]针对不同重力条件下的两相流动及传热特性开展了大量的研究工作,其中文献[12]提出了基于Bond数来评判气液两相流动重力无关性准则，对于常规介质，管径小于5 mm时气液两相流动与重力无关。基于上述结论，为消除重力对两相流阻的影响，两相流体回路的蒸气管路、冷凝管路的内径设计为4.4 mm。蒸发器竖直布局，重力对两相流阻的影响可忽略。

(2)

由式(2)可知：

两相流体回路运行时，不凝气体聚集在储液器的气空间，其产生的分压力为：

pNCG=nNCGRTres/Vres-v

(3)

式中：pNCG为不凝气体产生的分压力，nNCG为不凝气体量，Tres为储液器的温度，Vres-v为储液器气空间的容积。

2.2 不凝气体与传热温差增量关系标定

利用不凝气体充装装置向两相流体回路内充入不凝气体N2，通过控制不凝气体充装装置内N2的压差来精确控制向两相流体回路内充入的不凝气体量，充装原理如图5所示。常温25 ℃时，两相流体回路内氨工质的饱和压力为1 MPa，为确保不凝气体顺利充入两相流体回路中，同时避免两相流体回路内氨工质向外扩散，不凝气体充装过程中储气瓶内不凝气体的压力始终大于2 MPa。

图5 不凝气体充装原理Fig.5 Principle of non-condensable gas filling

两相流体回路工作的温度越低，氨饱和压力越低，不凝气体在储液器内产生的分压力占总压的比例越高，引起的传热温差增量越大，试验过程中温差测试的分辨率越高。两相流体回路的传热温差(ΔT)包括工质的蒸发及流动引起的温差(ΔT1)和不凝气体引起的传热温差增量(ΔT2)，其中工质的蒸发和流动引起的温差与传热功率有关，功率越大，蒸发及流动的温差越大。试验过程中为尽可能显现不凝气体引起的温差，将两相流体回路的工作温度设置为-20 ℃，对蒸发器施加的功率为20 W。两相流体回路共布置15个温度传感器，蒸发器上布置12个，每个丝网蒸发器布置3个，储液器上布置2个，测点13#布置在储液器上部气空间，温度传感器位置如图3所示。测点1#～12#的平均值为蒸发器的温度Tevp，测点13#为储液器的温度Tres，传热温差ΔT=Tevp-Tres。

针对不同的不凝气体量，开展了传热温差增量的测试，其中不凝气体量为0 mol时，蒸发及流动引起的传热温差为1.3 ℃。对不凝气体量与传热温差增量的关系进行拟合，如图6所示，不凝气体量nNCG(1×10-4mol)与传热温差增量ΔT2间的关系：

(4)

图6 不凝气体量与传热温差增量的关系曲线Fig.6 Curve of the relationship between the amount of non-condensable gas and the increment ofheat transfer temperature difference

2.3 寿命试验过程

图7为两相流体回路寿命试验装置组成示意图。寿命试验装置除两相流体回路外，还包括由RHU电模拟加热器、直流电源、控温开关及温度传感器组成的蒸发器加热控温回路以及薄膜电加热器、直流电源、控温开关及温度传感器组成的储液器加热控温回路。对两相流体回路月昼期间各部件温度仿真分析可知，蒸发器的温度最高为235 ℃，月昼高温模拟时温度控制范围为235 ℃～240 ℃，持续14天；储液器的温度范围50 ℃～70 ℃，月昼高温模拟时控制策略为53 ℃～57 ℃，持续7天，68 ℃～72 ℃之间，持续7天。

图7 两相流体回路寿命试验装置组成原理Fig.7 Composition principle of life testing device for two-phase fluid loop

两相流体回路完成1个月昼周期的高温烘烤后，关闭加热回路，开启控制阀，对蒸发器施加100 W的功率运行1天，使不凝气体完全聚集在储液器的气空间，模拟两相流体回路月夜运行工况。运行结束后关闭控制阀，开启蒸发器及储液器加热控温回路对两相流体回路进行下一个月昼周期的高温烘烤模拟。

着陆器两相流体回路的寿命需求为1年(12个月球昼夜)，按照上述方法共完成12个月昼的高温烘烤过程。图8给出了两相流体回路在第12个月昼高温烘烤过程中蒸发器、储液器温度随时间的变化情况。由图8可知，两相流体回路在月昼高温烘烤模拟过程中，蒸发器、储液器温度稳定地控制在目标温度范围内，满足寿命试验的要求。

第12个月昼周期高温烘烤结束后，对两相流体回路不凝气体生成量进行测试，运行稳定后各测点温度分布如图9所示。蒸发器测点1#～12#的温度平均值为-16.8 ℃，储液器测点13#的温度为-20.1 ℃，传热温差为3.3 ℃，扣除蒸发及流动引起的温差1.3 ℃，不凝气体引起的传热温差增量为2.0 ℃。

根据式(4)计算，两相流体回路经历12个月昼高温烘烤后生成的不凝气体量为6.65×10-4mol。

图8 第12个月昼高温烘烤蒸发器及储液器的温度随时间变化趋势Fig.8 Temperature trend of evaporator and compensation chamber with time during the 12th Moon day high temperature period

图9 不凝气体量测试时两相流体回路温度分布Fig.9 Temperature distribution of two-phase fluid loop in measurement of non-condensable gas

3 月面传热温差增量分析

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表1给出了两相流体回路工作在-50 ℃～70 ℃的温度范围内，不凝气体量为6.65×10-4mol时储液器气空间的不凝气体分压力及系统总压力。由表1可知，随着工作温度的升高，液态氨的密度越小，储液器内液体工质占据的空间越大，气空间容积越小，相同不凝气体量产生的分压力越大。因氨工质的饱和蒸汽压随温度升高的增量大于不凝气体分压力随温度的增量，因此随着工作温度的升高，不凝气体分压力占系统总压力的比例降低。

表1 不同温度下不凝气体分压力及系统总压力Table 1 Partial pressure of non-condensable gas and total pressure of system at different temperatures

图10给出了两相流体回路经历12个月昼高温烘烤后不凝气体引起的传热温差增量(ΔT2)与工作温度(T)间的关系曲线：

ΔT2=5×10-8T4-1×10-5T3+

9×10-4T2-0.0476T+2.6383

(5)

由图10可知，随着工作温度升高，不凝气体引起的传热温差增量越小。当两相流体回路工作温度为-20 ℃时不凝气体引起传热温差增量最大值为4.1 ℃，较地面试验高2.1 ℃。当两相流体回路工作在45 ℃～50 ℃时，不凝气体引起传热温差增量最大值为1.7 ℃。根据地面热平衡试验月夜期间两相流体回路的工作温度为10 ℃，此时不凝气体引起的传热温差增量为2.2 ℃，通过热分析评估RHU向探测器的供热量减小0.6 W，设备温度整体降低0.6 ℃，对热控系统影响可接受。

图10 传热温差增量随工作温度变化曲线Fig.10 Curve of increment of heat transfer temperature difference with working temperature

4 在轨飞行验证

2013年12月2日，两相流体回路随嫦娥三号探测器发射，于12月14日落月，12月25日进入第一个月夜，于2014年1月12日着陆器成功唤醒，唤醒后流体回路各遥测点的温度随时间的变化如图11所示。从图11可以看出，0 min，地面收到两相流体回路温度测点的遥测值，通过蒸发器、冷凝器入口、冷凝器出口、储液器及控制阀a各测点温度随时间的变化曲线可知，两相流体回路运行正常；第1769 min，关闭控制阀a，两相流体回路蒸发器温度测点开始逐渐升高，其他测点温度开始降低，表明控制阀正常关闭，两相流体回路成功阻断。

截止2018年3月29日，两相流体回路经历了52个月夜唤醒，第52个月夜唤醒后两相流体回路各测点温度随时间的变化曲线如图12所示。从图12可以看出，0 min，地面收到两相流体回路温度测点的遥测值，通过蒸发器、冷凝器入口、冷凝器出口、储液器及控制阀a各测点温度随时间的变化曲线可知，两相流体回路运行正常；第1302 min，关闭控制阀a，两相流体回路蒸发器温度测点开始逐渐升高，其他测点温度开始降低，表明控制阀正常关闭，两相流体回路成功阻断。

图11 第1个月夜唤醒后两相流体回路温度随时间变化Fig.11 Temperature variation of two-phase fluid loop with time after the first Moon night awakening

图12 第52个月夜唤醒后两相流体回路温度随时间变化Fig.12 Temperature variation of two-phase fluid loop with time after the 52th Moon night awakening

图13给出了两相流体回路52个月夜唤醒时储液器的温度及传热温差。由图13可知，因着陆器唤醒过程中太阳高度角的差异，两相流体回路在前12个月夜唤醒过程中，工作温度在45 ℃～50 ℃时传热温差在4 ℃～4.7 ℃范围变化，无增大趋势。当两相流体回路工作在45 ℃～50 ℃时，根据热分析评估，RHU传递给探测器的热量约85 W。两相流体回路在传递85 W功率时蒸发及流动引起的传热温差约3.2 ℃，月夜唤醒时不凝气体引起的传热温差不超过1.5 ℃。由图10可知，当两相流体回路工作在45 ℃～50 ℃时，不凝气体引起的传热温差最大值为1.7 ℃，与在轨飞行测试结果吻合较好；经历52个月夜唤醒过程中，储液器温度在35 ℃～55 ℃时，传热温差在3.5 ℃～4.7 ℃范围内波动，无增大趋势，两相流体回路运行稳定。

图13 月夜唤醒后储液器温度及传热温差Fig.13 Temperature of compensation chamber and heat transfer temperature difference after Moon night awakening

5 结 论

本文针对嫦娥三号着陆器重力驱动两相流体回路不凝气体引起传热温差增加问题，开展了地面12个月昼高温烘烤产生不凝气体的寿命试验及不凝气体量测试，分析了月面工作时不凝气体引起传热温差增量的最大值，并与在轨月夜唤醒过程中的传热温差进行比对，结果表明：

1)通过地面寿命试验及理论分析，12个月球昼夜寿命末期，两相流体回路工作在45 ℃～50 ℃时，不凝气体导致传热温差增量不超过1.7 ℃。

2)根据地面热平衡试验月夜期间两相流体回路工作温度为10 ℃，寿命末期不凝气体导致RHU向探测器的供热量减小0.6W，设备温度整体降低0.6 ℃，对热控系统影响可接受。

3)经历12个月球昼夜后，两相流体回路工作在45 ℃～50 ℃时，通过在轨遥测数据分析，不凝气体引起的传热温差增量不超过1.5 ℃，与理论分析不超过1.7 ℃吻合较好。

4)经历52个月夜唤醒过程中，两相流体回路工作在35 ℃～55 ℃时，传热温差在3.5 ℃～4.7 ℃范围内波动，无增大趋势，两相流体回路运行稳定。