王 錄，苗建印，張紅星，張有為，陳建新

(1. 北京空間飛行器總體設計部，北京 100194；2. 空間熱控技術北京市重點實驗室，北京 100094)

0 引 言

文獻[2-4]針對兩相傳熱系統(tǒng)開展了啟動及傳熱特性的研究，但不涉及不凝氣體對傳熱的影響。關于不凝氣體對兩相傳熱系統(tǒng)的影響，相關研究主要聚焦在工作壓力、溫度、系統(tǒng)熱阻、啟動穩(wěn)定性等方面[5-8]，針對不凝氣體生成量的研究甚少。

圖1 嫦娥三號著陸器Fig.1 Chang’E-3 lander

1 性能衰退機理

兩相流體回路的組成原理及三維模型分別如圖2、圖3所示。兩相流體回路由蒸發(fā)器(包括4個絲網(wǎng)蒸發(fā)器)、蒸氣管路、冷凝管路、儲液器、閥門以及液體管路等組成，其中蒸發(fā)器和RHU耦合，冷凝管路和鋁蜂窩結構板耦合，儲液器高于蒸發(fā)器，依靠液體工質(zhì)在儲液器和蒸發(fā)器間的高度差產(chǎn)生的液壓驅(qū)動兩相流體回路運行。

圖2 兩相流體回路的組成原理圖Fig.2 The composition principle of two-phase fluid loop

圖3 嫦娥三號著陸器兩相流體回路三維結構Fig.3 Three-dimensional structure of two-phase fluid loop in Chang’E-3 lander

月晝期間，兩相流體回路控制閥關閉，阻斷RHU與著陸器的熱連接，RHU產(chǎn)生的熱量通過自身熱輻射向外排散，此時RHU表面溫度及蒸發(fā)器溫度高達235 ℃，導致蒸發(fā)器內(nèi)的氨工質(zhì)發(fā)生微量分解，產(chǎn)生不凝氣體氮氣和氫氣。第1個月晝期間，蒸發(fā)器內(nèi)氨分解產(chǎn)生氮氣和氫氣沿著蒸氣管路、冷凝管路向儲液器內(nèi)擴散。第1個月晝結束后，控制閥開啟，兩相流體回路啟動運行，隨著氨工質(zhì)的流動，蒸發(fā)器內(nèi)的氮氣和氫氣流入儲液器內(nèi)，因氮氣和氫氣不溶解于液氨，聚集在儲液器上部的氣空間。第2個月晝開始后，控制閥關閉，蒸發(fā)器隨著RHU溫度迅速升高至235 ℃，其內(nèi)部的氨工質(zhì)再次開始分解，此時儲液器氣空間聚集的氮氣和氫氣沿著冷凝管路及蒸氣管路向蒸發(fā)器擴散，使得蒸發(fā)器氮氣和氫氣的壓力增大，提高了氮氣和氫氣的濃度，對蒸發(fā)器內(nèi)氨分解有一定的抑制作用，第2個月晝期間氨分解產(chǎn)生的不凝氣體量小于第1個月晝期間。第2個月晝結束后，控制閥再次打開兩相流體回路運行，不凝氣體再次全部聚集在儲液器上部氣空間。第3，4，5，…個月晝的氨分解的過程與第2個月晝的規(guī)律相同，直至氨的分解反應達到化學平衡。

月夜期間，因不凝氣體聚集在儲液器上部氣空間，儲液器內(nèi)的壓力為氨工質(zhì)的飽和蒸汽壓與不凝氣體產(chǎn)生壓力之和，蒸發(fā)器內(nèi)的壓力(液氨在儲液器和蒸發(fā)器間產(chǎn)生的液壓約700 Pa，與氨工質(zhì)飽和壓力相比可忽略)近似等于儲液器內(nèi)的壓力，導致蒸發(fā)器內(nèi)氨工質(zhì)對應的飽和溫度升高。在儲液器溫度不變的情況下，蒸發(fā)器溫度和RHU的溫度升高，導致月夜期間RHU通過熱輻射散失的熱量增大，因RHU總發(fā)熱量不變，通過兩相流體回路傳入著陸器內(nèi)部的熱量減小，著陸器內(nèi)儀器設備溫度降低，不利于著陸器月夜期間的保溫。

2 壽命周期內(nèi)不凝氣體測試

2.1 不凝氣體測試方法分析

兩相流體回路工作過程中，各部件內(nèi)氨工質(zhì)的相態(tài)分布如圖4所示，蒸發(fā)器中為氣液兩相態(tài)，蒸氣管路中為氣態(tài)或氣液兩相態(tài)，冷凝管路中為氣液兩相態(tài)，儲液器內(nèi)分層，上部為氣態(tài)，下部為液態(tài)，液體管路中為液態(tài)。

圖4 兩相流體回路工質(zhì)相態(tài)分布示意Fig.4 Phase distribution of working fluid in two-phase fluid loop

兩相流體回路在傳熱能力范圍內(nèi)，驅(qū)動力和阻力自適應相等，即：

(1)

文獻[9-12]針對不同重力條件下的兩相流動及傳熱特性開展了大量的研究工作,其中文獻[12]提出了基于Bond數(shù)來評判氣液兩相流動重力無關性準則，對于常規(guī)介質(zhì)，管徑小于5 mm時氣液兩相流動與重力無關?；谏鲜鼋Y論，為消除重力對兩相流阻的影響，兩相流體回路的蒸氣管路、冷凝管路的內(nèi)徑設計為4.4 mm。蒸發(fā)器豎直布局，重力對兩相流阻的影響可忽略。

(2)

由式(2)可知：

兩相流體回路運行時，不凝氣體聚集在儲液器的氣空間，其產(chǎn)生的分壓力為：

pNCG=nNCGRTres/Vres-v

(3)

式中：pNCG為不凝氣體產(chǎn)生的分壓力，nNCG為不凝氣體量，Tres為儲液器的溫度，Vres-v為儲液器氣空間的容積。

2.2 不凝氣體與傳熱溫差增量關系標定

利用不凝氣體充裝裝置向兩相流體回路內(nèi)充入不凝氣體N2，通過控制不凝氣體充裝裝置內(nèi)N2的壓差來精確控制向兩相流體回路內(nèi)充入的不凝氣體量，充裝原理如圖5所示。常溫25 ℃時，兩相流體回路內(nèi)氨工質(zhì)的飽和壓力為1 MPa，為確保不凝氣體順利充入兩相流體回路中，同時避免兩相流體回路內(nèi)氨工質(zhì)向外擴散，不凝氣體充裝過程中儲氣瓶內(nèi)不凝氣體的壓力始終大于2 MPa。

圖5 不凝氣體充裝原理Fig.5 Principle of non-condensable gas filling

兩相流體回路工作的溫度越低，氨飽和壓力越低，不凝氣體在儲液器內(nèi)產(chǎn)生的分壓力占總壓的比例越高，引起的傳熱溫差增量越大，試驗過程中溫差測試的分辨率越高。兩相流體回路的傳熱溫差(ΔT)包括工質(zhì)的蒸發(fā)及流動引起的溫差(ΔT1)和不凝氣體引起的傳熱溫差增量(ΔT2)，其中工質(zhì)的蒸發(fā)和流動引起的溫差與傳熱功率有關，功率越大，蒸發(fā)及流動的溫差越大。試驗過程中為盡可能顯現(xiàn)不凝氣體引起的溫差，將兩相流體回路的工作溫度設置為-20 ℃，對蒸發(fā)器施加的功率為20 W。兩相流體回路共布置15個溫度傳感器，蒸發(fā)器上布置12個，每個絲網(wǎng)蒸發(fā)器布置3個，儲液器上布置2個，測點13#布置在儲液器上部氣空間，溫度傳感器位置如圖3所示。測點1#～12#的平均值為蒸發(fā)器的溫度Tevp，測點13#為儲液器的溫度Tres，傳熱溫差ΔT=Tevp-Tres。

針對不同的不凝氣體量，開展了傳熱溫差增量的測試，其中不凝氣體量為0 mol時，蒸發(fā)及流動引起的傳熱溫差為1.3 ℃。對不凝氣體量與傳熱溫差增量的關系進行擬合，如圖6所示，不凝氣體量nNCG(1×10-4mol)與傳熱溫差增量ΔT2間的關系：

(4)

圖6 不凝氣體量與傳熱溫差增量的關系曲線Fig.6 Curve of the relationship between the amount of non-condensable gas and the increment ofheat transfer temperature difference

2.3 壽命試驗過程

圖7為兩相流體回路壽命試驗裝置組成示意圖。壽命試驗裝置除兩相流體回路外，還包括由RHU電模擬加熱器、直流電源、控溫開關及溫度傳感器組成的蒸發(fā)器加熱控溫回路以及薄膜電加熱器、直流電源、控溫開關及溫度傳感器組成的儲液器加熱控溫回路。對兩相流體回路月晝期間各部件溫度仿真分析可知，蒸發(fā)器的溫度最高為235 ℃，月晝高溫模擬時溫度控制范圍為235 ℃～240 ℃，持續(xù)14天；儲液器的溫度范圍50 ℃～70 ℃，月晝高溫模擬時控制策略為53 ℃～57 ℃，持續(xù)7天，68 ℃～72 ℃之間，持續(xù)7天。

圖7 兩相流體回路壽命試驗裝置組成原理Fig.7 Composition principle of life testing device for two-phase fluid loop

兩相流體回路完成1個月晝周期的高溫烘烤后，關閉加熱回路，開啟控制閥，對蒸發(fā)器施加100 W的功率運行1天，使不凝氣體完全聚集在儲液器的氣空間，模擬兩相流體回路月夜運行工況。運行結束后關閉控制閥，開啟蒸發(fā)器及儲液器加熱控溫回路對兩相流體回路進行下一個月晝周期的高溫烘烤模擬。

著陸器兩相流體回路的壽命需求為1年(12個月球晝夜)，按照上述方法共完成12個月晝的高溫烘烤過程。圖8給出了兩相流體回路在第12個月晝高溫烘烤過程中蒸發(fā)器、儲液器溫度隨時間的變化情況。由圖8可知，兩相流體回路在月晝高溫烘烤模擬過程中，蒸發(fā)器、儲液器溫度穩(wěn)定地控制在目標溫度范圍內(nèi)，滿足壽命試驗的要求。

第12個月晝周期高溫烘烤結束后，對兩相流體回路不凝氣體生成量進行測試，運行穩(wěn)定后各測點溫度分布如圖9所示。蒸發(fā)器測點1#～12#的溫度平均值為-16.8 ℃，儲液器測點13#的溫度為-20.1 ℃，傳熱溫差為3.3 ℃，扣除蒸發(fā)及流動引起的溫差1.3 ℃，不凝氣體引起的傳熱溫差增量為2.0 ℃。

根據(jù)式(4)計算，兩相流體回路經(jīng)歷12個月晝高溫烘烤后生成的不凝氣體量為6.65×10-4mol。

圖8 第12個月晝高溫烘烤蒸發(fā)器及儲液器的溫度隨時間變化趨勢Fig.8 Temperature trend of evaporator and compensation chamber with time during the 12th Moon day high temperature period

圖9 不凝氣體量測試時兩相流體回路溫度分布Fig.9 Temperature distribution of two-phase fluid loop in measurement of non-condensable gas

3 月面?zhèn)鳠釡夭钤隽糠治?/h2>

隨著日軍在南京屠城、強奸的事件漸漸被揭示，漸漸顯出它的規(guī)模，我姨媽對趙玉墨的追尋更是鍥而不舍。她認為她自己的一生都被一九三七年十二月的七天改變了。她告訴我，她和同學們常常冒出窯姐們的口頭禪，或冒出她們唱的小調(diào)，那些臟兮兮的充滿活力的小調(diào)居然被學生們學過來了，全是下意識的。偶然爭吵起來，她們也不再是曾經(jīng)的女孩，變得粗野，個個不饒人，你嘴臟我比你還臟，一旦破了忌諱，她們覺得原來也沒什么了不起，男人女人不就那一樁事?誰還不拉不撒?到了想解恨的時候，沒有哪種語言比窯姐們的語言更解恨了。那之后的幾個月，法比·阿多那多費了天大的勁，也沒能徹底把她們還原成原先的唱詩班女孩。

表1給出了兩相流體回路工作在-50 ℃～70 ℃的溫度范圍內(nèi)，不凝氣體量為6.65×10-4mol時儲液器氣空間的不凝氣體分壓力及系統(tǒng)總壓力。由表1可知，隨著工作溫度的升高，液態(tài)氨的密度越小，儲液器內(nèi)液體工質(zhì)占據(jù)的空間越大，氣空間容積越小，相同不凝氣體量產(chǎn)生的分壓力越大。因氨工質(zhì)的飽和蒸汽壓隨溫度升高的增量大于不凝氣體分壓力隨溫度的增量，因此隨著工作溫度的升高，不凝氣體分壓力占系統(tǒng)總壓力的比例降低。

表1 不同溫度下不凝氣體分壓力及系統(tǒng)總壓力Table 1 Partial pressure of non-condensable gas and total pressure of system at different temperatures

圖10給出了兩相流體回路經(jīng)歷12個月晝高溫烘烤后不凝氣體引起的傳熱溫差增量(ΔT2)與工作溫度(T)間的關系曲線：

ΔT2=5×10-8T4-1×10-5T3+

9×10-4T2-0.0476T+2.6383

(5)

由圖10可知，隨著工作溫度升高，不凝氣體引起的傳熱溫差增量越小。當兩相流體回路工作溫度為-20 ℃時不凝氣體引起傳熱溫差增量最大值為4.1 ℃，較地面試驗高2.1 ℃。當兩相流體回路工作在45 ℃～50 ℃時，不凝氣體引起傳熱溫差增量最大值為1.7 ℃。根據(jù)地面熱平衡試驗月夜期間兩相流體回路的工作溫度為10 ℃，此時不凝氣體引起的傳熱溫差增量為2.2 ℃，通過熱分析評估RHU向探測器的供熱量減小0.6 W，設備溫度整體降低0.6 ℃，對熱控系統(tǒng)影響可接受。

圖10 傳熱溫差增量隨工作溫度變化曲線Fig.10 Curve of increment of heat transfer temperature difference with working temperature

4 在軌飛行驗證

2013年12月2日，兩相流體回路隨嫦娥三號探測器發(fā)射，于12月14日落月，12月25日進入第一個月夜，于2014年1月12日著陸器成功喚醒，喚醒后流體回路各遙測點的溫度隨時間的變化如圖11所示。從圖11可以看出，0 min，地面收到兩相流體回路溫度測點的遙測值，通過蒸發(fā)器、冷凝器入口、冷凝器出口、儲液器及控制閥a各測點溫度隨時間的變化曲線可知，兩相流體回路運行正常；第1769 min，關閉控制閥a，兩相流體回路蒸發(fā)器溫度測點開始逐漸升高，其他測點溫度開始降低，表明控制閥正常關閉，兩相流體回路成功阻斷。

截止2018年3月29日，兩相流體回路經(jīng)歷了52個月夜喚醒，第52個月夜喚醒后兩相流體回路各測點溫度隨時間的變化曲線如圖12所示。從圖12可以看出，0 min，地面收到兩相流體回路溫度測點的遙測值，通過蒸發(fā)器、冷凝器入口、冷凝器出口、儲液器及控制閥a各測點溫度隨時間的變化曲線可知，兩相流體回路運行正常；第1302 min，關閉控制閥a，兩相流體回路蒸發(fā)器溫度測點開始逐漸升高，其他測點溫度開始降低，表明控制閥正常關閉，兩相流體回路成功阻斷。

圖11 第1個月夜喚醒后兩相流體回路溫度隨時間變化Fig.11 Temperature variation of two-phase fluid loop with time after the first Moon night awakening

圖12 第52個月夜喚醒后兩相流體回路溫度隨時間變化Fig.12 Temperature variation of two-phase fluid loop with time after the 52th Moon night awakening

圖13給出了兩相流體回路52個月夜喚醒時儲液器的溫度及傳熱溫差。由圖13可知，因著陸器喚醒過程中太陽高度角的差異，兩相流體回路在前12個月夜喚醒過程中，工作溫度在45 ℃～50 ℃時傳熱溫差在4 ℃～4.7 ℃范圍變化，無增大趨勢。當兩相流體回路工作在45 ℃～50 ℃時，根據(jù)熱分析評估，RHU傳遞給探測器的熱量約85 W。兩相流體回路在傳遞85 W功率時蒸發(fā)及流動引起的傳熱溫差約3.2 ℃，月夜喚醒時不凝氣體引起的傳熱溫差不超過1.5 ℃。由圖10可知，當兩相流體回路工作在45 ℃～50 ℃時，不凝氣體引起的傳熱溫差最大值為1.7 ℃，與在軌飛行測試結果吻合較好；經(jīng)歷52個月夜喚醒過程中，儲液器溫度在35 ℃～55 ℃時，傳熱溫差在3.5 ℃～4.7 ℃范圍內(nèi)波動，無增大趨勢，兩相流體回路運行穩(wěn)定。

圖13 月夜喚醒后儲液器溫度及傳熱溫差Fig.13 Temperature of compensation chamber and heat transfer temperature difference after Moon night awakening

5 結 論

本文針對嫦娥三號著陸器重力驅(qū)動兩相流體回路不凝氣體引起傳熱溫差增加問題，開展了地面12個月晝高溫烘烤產(chǎn)生不凝氣體的壽命試驗及不凝氣體量測試，分析了月面工作時不凝氣體引起傳熱溫差增量的最大值，并與在軌月夜喚醒過程中的傳熱溫差進行比對，結果表明：

1)通過地面壽命試驗及理論分析，12個月球晝夜壽命末期，兩相流體回路工作在45 ℃～50 ℃時，不凝氣體導致傳熱溫差增量不超過1.7 ℃。

2)根據(jù)地面熱平衡試驗月夜期間兩相流體回路工作溫度為10 ℃，壽命末期不凝氣體導致RHU向探測器的供熱量減小0.6W，設備溫度整體降低0.6 ℃，對熱控系統(tǒng)影響可接受。

3)經(jīng)歷12個月球晝夜后，兩相流體回路工作在45 ℃～50 ℃時，通過在軌遙測數(shù)據(jù)分析，不凝氣體引起的傳熱溫差增量不超過1.5 ℃，與理論分析不超過1.7 ℃吻合較好。

4)經(jīng)歷52個月夜喚醒過程中，兩相流體回路工作在35 ℃～55 ℃時，傳熱溫差在3.5 ℃～4.7 ℃范圍內(nèi)波動，無增大趨勢，兩相流體回路運行穩(wěn)定。