許安易，李 鵬，孫培杰，來霄毅，侯凌霄

（上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海 201109）

0 引 言

載人登月任務(wù)經(jīng)歷月面極端熱環(huán)境，對(duì)熱控系統(tǒng)設(shè)計(jì)提出了很大挑戰(zhàn)。國內(nèi)外對(duì)載人登月艙熱控系統(tǒng)進(jìn)行了廣泛研究。阿波羅登月任務(wù)是目前唯一成功實(shí)施的載人登月任務(wù)，阿波羅任務(wù)登月艙支持月面兩人三天的任務(wù)需求，熱控方案采用流體回路及水升華器方案，流體回路收集登月艙內(nèi)熱量并傳輸至水升華器，水升華器利用水的相變作用將熱量排散至空間［1］。美國星座計(jì)劃研制了獵戶座（Altair）月面著陸器［2］，熱控設(shè)計(jì)適應(yīng)全月面可達(dá)，支持四名航天員月面工作七天的需求，熱控方案采用流體回路及輻射器散熱方案，在月午極端高溫環(huán)境下利用水升華器輔助散熱。為滿足未來載人月面及火星探測的需求，NASA與普渡大學(xué)提出了混合單相回路、兩相回路及熱泵的熱控系統(tǒng)［3］，對(duì)熱泵系統(tǒng)選用不同工質(zhì)下系統(tǒng)工質(zhì)流量、最大壓力、輻射器面積、壓縮功、COP 等性能進(jìn)行了對(duì)比研究，其中R134a被確定為最合適的工質(zhì)；該研究團(tuán)隊(duì)對(duì)空間熱泵適應(yīng)微重力工作需求，研究了微重力下工質(zhì)沸騰的臨界熱流密度［4］，并在2021 年8 月將流動(dòng)沸騰與冷凝實(shí)驗(yàn)裝置（FBCE）發(fā)射至國際空間站（ISS）開展了一系列微重力下流體沸騰及冷凝試驗(yàn)［5］，為蒸汽壓縮式熱泵空間應(yīng)用奠定了技術(shù)基礎(chǔ)。

隨著我國載人月球探測任務(wù)的推進(jìn)，國內(nèi)對(duì)載人登月艙熱控系統(tǒng)設(shè)計(jì)也開展了相關(guān)研究。文金遠(yuǎn)等［6］對(duì)月球居住艙熱控系統(tǒng)基于單相回路及熱泵回路兩種方案進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果表明：當(dāng)輻射器-電源系統(tǒng)質(zhì)量系數(shù)比大于某一臨界值時(shí)，熱泵外回路方案對(duì)單相外回路方案有質(zhì)量優(yōu)勢(shì)，且該臨界值隨壓縮機(jī)絕熱效率的提高而降低。付振東等［7］對(duì)月面可居住移動(dòng)平臺(tái)熱控系統(tǒng)進(jìn)行了研究，提出采用熱泵系統(tǒng)作為熱控手段并進(jìn)行了理論分析，對(duì)比了15 種制冷工質(zhì)和4種熱力循環(huán)形式下系統(tǒng)能效比的差異，提出采用R134a工質(zhì)的單機(jī)壓縮熱泵系統(tǒng)為最佳方案。壓縮機(jī)為熱泵系統(tǒng)的關(guān)鍵設(shè)備，付振東等［8］研究了月面重力下熱泵壓縮機(jī)油氣分離性能，為研制月面重力下熱泵壓縮機(jī)提供設(shè)計(jì)基礎(chǔ)。

本文基于月球赤道附近著陸任務(wù)需求，對(duì)載人月球探測登月艙在月晝高溫環(huán)境下的熱排散方案進(jìn)行了初步設(shè)計(jì)；熱控方案設(shè)計(jì)基于流體回路進(jìn)行熱量傳輸，并以可展開式輻射器作為熱量排散的主要手段，以水升華器進(jìn)行熱量排散的輔助手段；分析了月面月晝期間輻射器散熱能力及水升華器輔助散熱需求，并對(duì)月晝期間熱控系統(tǒng)運(yùn)行性能進(jìn)行了仿真分析。

1 月面復(fù)雜熱環(huán)境分析

1.1 月面復(fù)雜熱環(huán)境概述

航天器熱控設(shè)計(jì)主要是通過設(shè)計(jì)合理的熱控手段滿足飛行器設(shè)備和人員工作溫度要求，航天器所經(jīng)歷的外部熱環(huán)境是航天器熱控設(shè)計(jì)的關(guān)鍵外部條件。為此本文首先對(duì)月面熱環(huán)境進(jìn)行分析。

月面環(huán)境相比地球環(huán)境更加極端，本文月面探測主要針對(duì)月面赤道附近，因此主要列舉月面赤道附近的熱環(huán)境特征［9］：

1）月球表面晝夜溫差大，白天溫度高達(dá)120 ℃，夜間溫度低至－170 ℃，晝夜間隔時(shí)間長達(dá)29.5 個(gè)地球日［10］。圖1為一個(gè)月球日赤道處月表溫度隨時(shí)間的變化曲線［11］。

圖1 月球赤道表面處溫度變化Fig.1 Surface temperature changes at the moon’s equator

2）月球沒有大氣，無法通過空氣對(duì)流散熱，也沒有大氣層的保溫作用。

3）月球軌道太陽輻射外熱流在近日點(diǎn)取最大值1414±7 W/m2，在遠(yuǎn)日點(diǎn)取最小值1323±7 W/m2，平均為1368±7 W/m2［12］。

4）月表土壤的導(dǎo)熱系數(shù)很低，約為0.7～1.5 mW/m·K［13］；月表紅外發(fā)射率較高（0.92）。月球正面和背面的反射率不同，正面的平均反射率約為0.09，其中月海區(qū)為0.07，月陸區(qū)為0.15，背面的平均反射率0.22［14］，即月球表面太陽吸收比大。

5）月表土壤為粉塵狀，月塵附著在輻射器表面會(huì)提高輻射器表面的太陽吸收比，減小輻射器的散熱性能［15］。

2 月面工作任務(wù)分析及熱控設(shè)計(jì)

2.1 載人登月艙任務(wù)需求

載人登月艙一般包括上升級(jí)和下降級(jí)，上升級(jí)為密封艙，在下降段、月面工作段及上升段時(shí)為航天員提供居住的環(huán)境。下降級(jí)主要包括貯箱和下降級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)，在下降段及著陸月面時(shí)提供動(dòng)力。上升級(jí)在航天員完成月面任務(wù)后與下降級(jí)分離并上升至環(huán)月軌道，隨后與環(huán)月軌道上的載人飛船進(jìn)行對(duì)接，航天員從上升級(jí)轉(zhuǎn)移到環(huán)月軌道的載人飛船里返回地球。載人登月艙對(duì)熱控設(shè)計(jì)的主要需求如下：

1）載人登月艙需要實(shí)現(xiàn)在月表赤道附近著陸工作，具備月午期間（太陽高度角80°～100°）總熱量排散4kW的能力。

2）保證三名航天員艙內(nèi)生活所需的溫濕度環(huán)境，艙內(nèi)空氣溫度19～26℃，艙內(nèi)設(shè)備溫度10～50℃。

3）艙內(nèi)濕度20%～70%，露點(diǎn)溫度不高于10℃。

2.2 載人登月艙熱控方案

根據(jù)任務(wù)要求，載人登月艙的熱控系統(tǒng)以流體回路作為熱量收集、傳輸及排散的手段，且采用內(nèi)外兩個(gè)回路的方案。登月艙流體回路方案如圖2所示。

圖2 登月艙熱控雙流體回路方案Fig.2 Double-loop system architecture of the Lunar Lander thermal control system

登月艙流體回路方案包括內(nèi)回路及外回路，其中內(nèi)回路主要解決登月艙上升級(jí)設(shè)備和人員的熱控，通過冷板及冷凝干燥器等收集密封艙內(nèi)設(shè)備和人員的熱量，并通過中間換熱器傳輸至外回路。外回路通過中間換熱器收集內(nèi)回路的熱量，并通過輻射器將熱量排散至空間，外回路上布置了冷板以收集艙外設(shè)備熱量，輻射器布置在下降級(jí)側(cè)面。

1）內(nèi)回路

① 內(nèi)回路工質(zhì)選用濃度20%的乙二醇水溶液。

② 內(nèi)回路的控溫采用旁路的方式，通過溫控閥調(diào)節(jié)進(jìn)入中間換熱器的流量，使得混合后的溫度達(dá)到設(shè)定值。

③ 內(nèi)回路流體從中間換熱器混合后首先經(jīng)過水升華器，再依次經(jīng)過空氣冷凝干燥器、冷板，返回泵前的工質(zhì)可以為舷窗等可能導(dǎo)致結(jié)露的部位加熱，防止結(jié)露。水升華器可以在月午期間輻射器散熱性能下降時(shí)作為輔助散熱手段，同時(shí)在登月艙上升級(jí)與下降級(jí)分離后返回過程中作為主要的散熱手段。

④ 空氣冷凝干燥器為一個(gè)氣液換熱器，冷凝回收人產(chǎn)生的水蒸氣，通過調(diào)節(jié)艙內(nèi)循環(huán)風(fēng)量維持艙內(nèi)的濕度。

⑤ 艙內(nèi)并聯(lián)兩組冷板對(duì)設(shè)備熱量進(jìn)行收集。

2）外回路

① 工質(zhì)選用全氟三乙胺。

② 輻射器采用多組并聯(lián)，每組前設(shè)截止閥，當(dāng)部分輻射器支路故障時(shí)可關(guān)閉相應(yīng)支路上的截止閥，隔絕故障部分對(duì)系統(tǒng)的影響?？紤]到艙體輻射器布置空間有限，采用可展開式輻射器，月面著陸階段將輻射散熱面展開朝天。輻射器散熱面表面采用OSR，背面包覆多層隔絕月面紅外輻射的影響。

③ 外回路溫控方式采用回?zé)崞鞣绞?。即工質(zhì)經(jīng)過泵后首先進(jìn)入回?zé)崞鳎c從輻射器出來的較冷工質(zhì)換熱，然后進(jìn)入輻射器；從輻射器出來的工質(zhì)經(jīng)過溫控閥，部分進(jìn)入回?zé)崞鳎硗獠糠峙c從回?zé)崞鞒鰜淼墓べ|(zhì)混合后進(jìn)入中間換熱器，吸收內(nèi)回路的熱量，最后返回泵完成循環(huán)?；?zé)崞骷訙乜亻y的方式使得外回路的所有工質(zhì)都能以相對(duì)較低的溫度進(jìn)入輻射器，在月晝?cè)绯考鞍硗鉄崃鬏^小時(shí)降低輻射器入口的工質(zhì)溫度，有利于調(diào)節(jié)輻射器散熱能力，防止輻射器旁路控溫方式因輻射器工質(zhì)少而易于凝結(jié)的情況出現(xiàn)。

④ 外回路的溫控閥根據(jù)混合點(diǎn)的溫度進(jìn)行調(diào)節(jié)，使得進(jìn)入中間換熱器的外回路工質(zhì)溫度達(dá)到設(shè)定溫度。

2.3 熱沉溫度分析

登月艙在月球表面，為達(dá)到其良好的散熱效果，輻射器面板朝天，根據(jù)輻射散熱理論，輻射器散熱公式如下：

式中：α為太陽吸收比；ε為紅外輻射率；σ=5.67×10-8為Stefan-Boltzmann 常數(shù)，單位為W/（m2·k4）；Tr為輻射器表面溫度（K）；qsolar為太陽直射熱流（W/m2）；qIR紅外直射熱流（W/m2）；Qr為輻射器單位面積的向外凈散熱量（W/m2）。

式（1）中令Qr=0，此時(shí)可寫為

式中：Ts為熱沉溫度，熱沉溫度為輻射器在不散熱時(shí)放置在外界輻射環(huán)境下所達(dá)到的一個(gè)平衡溫度，當(dāng)輻射器溫度高于熱沉溫度時(shí)輻射器便能向外界排散熱量。熱沉溫度可作為評(píng)估輻射器散熱環(huán)境的指標(biāo)。

式（2）中，α、ε與輻射器表面的涂層有關(guān)，因此熱沉溫度也與表面涂層的太陽吸收比和紅外輻射率有很大的關(guān)系。計(jì)算了輻射器選用OSR熱控涂層（α=0.1，ε=0.82）時(shí)熱沉溫度隨太陽高度角的變化，如圖3 所示。

圖3 輻射器背景熱沉溫度隨太陽高度角的變化Fig.3 Heat sink temperature of radiator varies with the altitude angle of sun

從圖3可以看出，月晝正午由于太陽直射（太陽高度角90°），熱沉溫度最高，達(dá)到235 K。隨著太陽角的偏轉(zhuǎn)，吸收的太陽輻射降低，熱沉溫度也隨之降低。

2.4 輻射器散熱分析

為防止月球紅外對(duì)輻射器散熱性能的影響，增大整體的輻射散熱能力，采用可展開式輻射器。在月面著陸前將輻射器豎直布置在艙體側(cè)面，著陸后通過可展開機(jī)構(gòu)將其旋轉(zhuǎn)至水平方向，輻射面朝天向深空散熱，輻射散熱器背面包覆多層以隔絕月面紅外輻射的影響。輻射器水平朝天布置時(shí)的散熱能力分析如下。

由于月面駐留期間，隨著太陽光照角的變化，輻射器表面所受的太陽輻射會(huì)發(fā)生變化。在月晝正午時(shí)刻，太陽光線與輻射器表面垂直，輻射器的散熱量在正午時(shí)最低，處于最嚴(yán)酷的工況。計(jì)算輻射器管路流體平均溫度為8 ℃、12 ℃、16 ℃下輻射器散熱量隨時(shí)間的變化關(guān)系，如圖4所示。

圖4 輻射器熱排散熱流隨時(shí)間的變化Fig.4 The heat dissipation of radiator changes with time

從圖4可以看出，隨著月晝時(shí)間的變化，太陽高度角增大，輻射器散熱熱流降低，在月晝正午時(shí)最小，隨后隨太陽高度角降低而增大。輻射器流體平均溫度越高，輻射器散熱熱流越大，但過高的溫度會(huì)超過內(nèi)回路除濕要求。因此，輻射器管路流體平均溫度取12 ℃，此時(shí)輻射熱排散量為136.7 W/m2，熱排散總量4 kW需要的輻射器面積為29.3 m2。

2.5 水升華器輔助散熱分析

水升華器在登月艙月面駐留階段的需求取決于輻射器面積的約束，通過輻射器散熱設(shè)計(jì)可知：要滿足系統(tǒng)4 kW 的月午期間散熱需求，需要的輻射器面積為29.3 m2。當(dāng)輻射器布置面積不足時(shí)，需要采用其他輔助散熱手段。由于上升級(jí)在著陸上升過程中需要通過耗散型散熱裝置進(jìn)行熱量排散（可為水升華器）。下面主要對(duì)不同輻射器面積下月面駐留階段水升華器作為輔助散熱手段時(shí)其補(bǔ)充的熱排散量及耗水量進(jìn)行分析。

水升華器輔助散熱量為

式中：Qreq=4 kW，為系統(tǒng)的總熱排散需求；Qrad為輻射器可以提供的散熱量；Qd為需要水升華器的輔助散熱量。輻射器面積分別為25 m2、26 m2、27 m2、28 m2、29 m2下所需的水升華器輔助散熱量計(jì)算結(jié)果如圖5所示。

圖5 水升華器輔助熱排散量隨時(shí)間的變化Fig.5 The supplemental heat-rejection of sublimator changes with time

從圖5可以看出，當(dāng)輻射器散熱面積不足時(shí)，月午期間需要水升華進(jìn)行輔助散熱，輻射器面積越小，月午期間需要水升華器輔助散熱的時(shí)間越長，輔助散熱量需求也越大。以7 天工作時(shí)間需要過月午為例，分析極端任務(wù)工況下需要的水升華器耗水量最大值。水升華器耗水量計(jì)算由式（4）進(jìn)行，其中，η為水升華器效率，h為水升華潛熱（kJ/kg），Mw為水升華器耗水量（kg）。

經(jīng)計(jì)算得出水升華器耗水量隨輻射器面積的變化關(guān)系如圖6所示，輻射器面積越大，所需要的水升華器耗水量越小。需要綜合考慮輻射器布局和水升華器耗水量的重量代價(jià)，實(shí)現(xiàn)任務(wù)總體最優(yōu)。若載人登月艙采用燃料電池作為輔助能源供應(yīng)設(shè)備，則水升華器可以充分利用燃料電池工作所產(chǎn)生的水進(jìn)行輔助散熱，實(shí)現(xiàn)熱控和能源的綜合利用。

圖6 水升華器耗水量與輻射器面積關(guān)系Fig.6 Relation between water consumption of sublimator and area of radiator

3 熱控系統(tǒng)仿真分析

3.1 熱控系統(tǒng)仿真基本參數(shù)

熱控系統(tǒng)仿真主要關(guān)注系統(tǒng)內(nèi)外回路控溫點(diǎn)處溫度及熱負(fù)載相關(guān)溫度，系統(tǒng)中各部件的物理參數(shù)及計(jì)算模型詳細(xì)處理過程的內(nèi)容較多，本文因篇幅限制難以詳細(xì)介紹，僅給出系統(tǒng)基本的設(shè)計(jì)參數(shù)如下：

① 內(nèi)回路流量設(shè)計(jì)取 250 L/h，外回路流量設(shè)計(jì)取400 L/h；

② 輻射器滿足月晝正午太陽直射時(shí)的散熱需求，輻射器面積為29 m2；

③ 熱負(fù)載：設(shè)內(nèi)回路冷板熱負(fù)載1的熱載荷為1 600 W，內(nèi)回路冷板熱負(fù)載2的熱載荷為1 400 W，外回路熱負(fù)載為1 000 W；

④ 內(nèi)回路溫控閥控制進(jìn)入中間換熱器的工質(zhì)流量比例，外回路溫控閥控制進(jìn)入回?zé)釗Q熱器的流量比例，比例值為溫控閥的開度，開度越大，進(jìn)入換熱器支路的流量越大，溫控閥開度最小為0.05，最大可以為0.95。

內(nèi)回路控溫點(diǎn)為中間換熱器出口的混合點(diǎn)，外回路控溫點(diǎn)為回?zé)釗Q熱器出口的混合點(diǎn)。內(nèi)回路的溫度控制目標(biāo)為280 K，外回路的控制目標(biāo)為276 K。

3.2 熱控系統(tǒng)仿真邊界及初始狀態(tài)

為分析月面極端高低溫環(huán)境下熱控系統(tǒng)運(yùn)行狀態(tài)，選擇赤道處熱環(huán)境作為仿真分析外界環(huán)境，熱控系統(tǒng)動(dòng)態(tài)仿真包括整個(gè)月晝工作過程，總時(shí)長354 h。仿真初始太陽高度角為0°，這時(shí)月面處于月晝極端低溫環(huán)境，經(jīng)過177 h 后，太陽高度角為90°，這時(shí)月面處于月晝極端高溫環(huán)境。仿真初始溫度為290 K，初始溫控閥開度設(shè)置為0.5。

3.3 熱控系統(tǒng)仿真結(jié)果

圖7為回路控溫點(diǎn)溫度隨時(shí)間的變化。在開始時(shí)刻太陽高度角為0°，外熱流極低，外回路控溫點(diǎn)溫度由初始計(jì)算溫度290 K 迅速下降至260 K 左右。隨后隨著太陽高度角的升高，外熱流不斷增大，外回路控溫點(diǎn)溫度也不斷升高，并在35 h 的時(shí)候達(dá)到設(shè)定的控溫點(diǎn)溫度276 K，此時(shí)太陽高度角達(dá)到18°。

圖7 流體回路控溫點(diǎn)溫度在月晝期間隨時(shí)間的變化Fig.7 Temperature change of fluid loop temperature control point during the moon day

由于采用雙回路形式，外回路控溫點(diǎn)溫度在太陽高度角小于18°時(shí)低于設(shè)定溫度，但內(nèi)回路控溫點(diǎn)溫度依然能保持280 K 的控溫要求，說明內(nèi)外回路雙級(jí)控溫能保證內(nèi)回路溫度穩(wěn)定。隨后外回路控溫點(diǎn)溫度保持穩(wěn)定。直到太陽高度角大于72°，內(nèi)回路控溫點(diǎn)的溫度偏離了設(shè)定值（280 K），最大偏離2 K 左右。這是由于外回路輻射器散熱能力下降，導(dǎo)致外回路控溫點(diǎn)溫度升高，內(nèi)回路控溫點(diǎn)隨之升高?？販攸c(diǎn)溫度升高幅度較小，對(duì)設(shè)備工作溫度影響不大。從仿真結(jié)果可知，熱控系統(tǒng)熱排散能力及控溫能力能滿足月晝期間登月艙內(nèi)外回路溫度控制要求。

圖8 為內(nèi)外回路控溫閥開度隨時(shí)間的變化情況，在開始時(shí)刻太陽高度角為0°。初始階段太陽高度角較低，輻射器散熱量能力強(qiáng)，外回路溫度低于設(shè)定的控溫點(diǎn)溫度，此時(shí)溫控閥開度達(dá)到最大以降低輻射器入口溫度，減小輻射器散熱量。當(dāng)太陽高度角達(dá)到18°，外回路達(dá)到控溫點(diǎn)276 K，隨著太陽高度角的升高，為維持外回路控溫點(diǎn)溫度，外回路溫控閥開度下降以升高輻射器入口溫度，提高輻射器散熱能力。在太陽高度角大于72°時(shí)，外回路溫控閥開度達(dá)到最小，回?zé)釗Q熱器冷側(cè)流量達(dá)到最小，最大限度地升高輻射器入口溫度，增大輻射器散熱能力。

圖8 流體回路溫控閥開度在月晝期間隨時(shí)間的變化Fig.8 Change of opening of temperature control valve of fluid loop during the moon day

內(nèi)回路溫控閥開度在太陽高度角低于18°時(shí)，隨太陽高度角的升高，開度增大；當(dāng)太陽高度角大于18°時(shí)，內(nèi)回路溫控閥開度達(dá)到最大，增大內(nèi)外回路的換熱。

圖9 為內(nèi)外熱負(fù)載的溫度變化情況，內(nèi)回路由于控溫點(diǎn)溫度穩(wěn)定，熱負(fù)載溫度也基本穩(wěn)定，只在月晝正午期間有2 K 左右的溫度升高，在月晝期間內(nèi)回路的熱負(fù)載溫度均在25～31 ℃，滿足設(shè)備工作溫度要求。在太陽高度角低于18°時(shí)，外回路熱負(fù)載溫度降低，最低達(dá)到9 ℃左右，但能滿足一般電單機(jī)的溫度控制要求。仿真結(jié)果表明，該系統(tǒng)在內(nèi)外回路熱源溫度控制上能滿足要求。

圖9 熱負(fù)載溫度在月晝期間隨時(shí)間的變化Fig.9 Change of thermal load temperature during the moon day

根據(jù)仿真結(jié)果可知，在設(shè)計(jì)流量、熱負(fù)載及輻射器面積下，熱控流體回路能滿足內(nèi)外回路熱負(fù)載的熱量排散需求，內(nèi)外回路控溫點(diǎn)及熱源溫度均在合理范圍。

4 結(jié) 論

本文對(duì)月面熱環(huán)境進(jìn)行了調(diào)研和分析，對(duì)載人月球探測登月艙的熱控系統(tǒng)進(jìn)行了初步設(shè)計(jì)和仿真分析，得到如下結(jié)論：

1）月球赤道月午期間太陽高度角較大，采用OSR涂層朝天布置的輻射器熱沉溫度最大達(dá)到235 K，輻射器在管路流體平均溫度為12 ℃時(shí)的散熱能力為136.7 W/m2。為滿足登月艙月午期間4 kW 的熱排散需求，所需輻射器面積為29.3 m2。

2）從水升華器輔助散熱分析可知，為減小輻射器面積，可以在月午期間采用水升華器進(jìn)行輔助散熱。

3）熱控系統(tǒng)采用內(nèi)外回路控溫，在設(shè)計(jì)流量、熱負(fù)載及輻射器面積下，月晝期間內(nèi)回路控溫點(diǎn)溫度能穩(wěn)定在設(shè)計(jì)控溫溫度。在太陽高度角高于72°時(shí)，輻射器受照強(qiáng)烈，內(nèi)外回路控溫點(diǎn)溫度均略高于設(shè)計(jì)控溫溫度，但溫度偏離不超過2 K，控溫在合理范圍。熱控流體回路能滿足內(nèi)外回路熱負(fù)載的熱量排散需求，內(nèi)外回路控溫點(diǎn)及熱源溫度均在合理范圍。