月球著陸器兩相流體回路性能衰退分析與驗(yàn)證

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(shè)計(jì)部，北京 100194；2. 空間熱控技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100094)

0 引 言

文獻(xiàn)[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(guān)于不凝氣體對兩相傳熱系統(tǒng)的影響，相關(guān)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(jī)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(jié)構(gòu)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(yùn)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(jié)構(gòu)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(guān)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(dá)235 ℃，導(dǎo)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?dú)夂蜌錃?。?個月晝期間，蒸發(fā)器內(nèi)氨分解產(chǎn)生氮?dú)夂蜌錃庋刂魵夤苈?、冷凝管路向儲液器?nèi)擴(kuò)散。第1個月晝結(jié)束后，控制閥開啟，兩相流體回路啟動運(yùn)行，隨著氨工質(zhì)的流動，蒸發(fā)器內(nèi)的氮?dú)夂蜌錃饬魅雰σ浩鲀?nèi)，因氮?dú)夂蜌錃獠蝗芙庥谝喊?，聚集在儲液器上部的氣空間。第2個月晝開始后，控制閥關(guān)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?dú)夂蜌錃庋刂淠苈芳罢魵夤苈废蛘舭l(fā)器擴(kuò)散，使得蒸發(fā)器氮?dú)夂蜌錃獾膲毫υ龃?，提高了氮?dú)夂蜌錃獾臐舛龋瑢φ舭l(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(jié)束后，控制閥再次打開兩相流體回路運(yùn)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(yīng)達(dá)到化學(xué)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(dǎo)致蒸發(fā)器內(nèi)氨工質(zhì)對應(yīng)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(dǎo)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(shè)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(yīng)相等，即：

(1)

文獻(xiàn)[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(xiàn)[12]提出了基于Bond數(shù)來評判氣液兩相流動重力無關(guān)性準(zhǔn)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(guān)。基于上述結(jié)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(shè)計(jì)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(yùn)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(guān)系標(biāo)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(kuò)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(yàn)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(guān)，功率越大，蒸發(fā)及流動的溫差越大。試驗(yàn)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(shè)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(diǎn)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(diǎn)1#～12#的平均值為蒸發(fā)器的溫度Tevp，測點(diǎn)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(guān)系進(jìn)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(guān)系：

(4)

圖6 不凝氣體量與傳熱溫差增量的關(guān)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(yàn)過程

圖7為兩相流體回路壽命試驗(yàn)裝置組成示意圖。壽命試驗(yàn)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(guān)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(guān)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(yàn)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(guān)閉加熱回路，開啟控制閥，對蒸發(fā)器施加100 W的功率運(yùn)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(yùn)行工況。運(yùn)行結(jié)束后關(guān)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(jìn)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(biāo)溫度范圍內(nèi)，滿足壽命試驗(yàn)的要求。

第12個月晝周期高溫烘烤結(jié)束后，對兩相流體回路不凝氣體生成量進(jìn)行測試，運(yùn)行穩(wěn)定后各測點(diǎn)溫度分布如圖9所示。蒸發(fā)器測點(diǎn)1#～12#的溫度平均值為-16.8 ℃，儲液器測點(diǎn)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(jì)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(qiáng)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(rèn)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(xué)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(xué)生們學(xué)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(fèi)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(guān)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(dāng)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(yàn)高2.1 ℃。當(dāng)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(yàn)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(shè)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(yàn)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(jìn)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(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)溫度隨時間的變化曲線可知，兩相流體回路運(yùn)行正常；第1769 min，關(guān)閉控制閥a，兩相流體回路蒸發(fā)器溫度測點(diǎn)開始逐漸升高，其他測點(diǎn)溫度開始降低，表明控制閥正常關(guān)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(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)溫度隨時間的變化曲線可知，兩相流體回路運(yùn)行正常；第1302 min，關(guān)閉控制閥a，兩相流體回路蒸發(fā)器溫度測點(diǎn)開始逐漸升高，其他測點(diǎn)溫度開始降低，表明控制閥正常關(guān)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(dāng)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(dāng)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(jié)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(yùn)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(jié) 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(yàn)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(jìn)行比對，結(jié)果表明：

1)通過地面壽命試驗(yàn)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(dǎo)致傳熱溫差增量不超過1.7 ℃。

2)根據(jù)地面熱平衡試驗(yàn)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(dǎo)致RHU向探測器的供熱量減小0.6W，設(shè)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(yùn)行穩(wěn)定。