不凝气体对航天器两相热控设备性能的影响

何江 林贵平 柏立战 苗建印 张红星

（1 北京空间飞行器总体设计部，北京 100094）（2 北京航空航天大学，北京 100191）

1 引言

随着大功率卫星、载人飞船、空间站、月球／火星探测器等复杂航天器的出现，热控系统面临大传热能力、高可靠性、精确控温、远距离传输、模块化设计等一系列挑战。以传统热管、环路热管和重力驱动两相流体回路（以下简称两相流体回路）为代表的两相传热技术，体现了优异的空间应用潜力，并已在多个航天器上出色地完成了预期任务［1-2］。然而，作为未来航天器热控系统的核心部件，采用两相传热技术的设备（以下简称两相热控设备）的寿命问题，是其大规模应用的瓶颈。以环路热管为例，目前国际上仅有俄罗斯TAIS公司有能力提供宇航级长寿命（理论设计寿命15年）环路热管，而包括欧美和中国在内的环路热管设计寿命通常不超过5年，远远无法满足下一代航天器在轨工作15～20年的需求。即使是TAIS 公司生产的环路热管，也曾在美国“冰卫星”（ICESat）的地球科学激光测高仪系统（GLAS）上发生过故障［3］。

基于大量的地面寿命试验，产生于两相热控系统封闭空间并在系统工作温度范围内无法凝结为液相的不凝气体（Non-condensable Gas，NCG），被认为是影响两相热控系统寿命的主要因素之一。NCG 可能导致传统热管或两相流体回路蒸发部位饱和温度（即工作温度）升高，冷凝换热能力下降，也可能造成环路热管启动困难或启动失败。空间应用条件几乎不允许对热控设备进行在轨维护或更换，导致上述不利影响具有累加性和不可逆性。因此，随着NCG 不断的产生和积累，两相热控设备的传热性能逐步退化，最终丧失传热能力。

本文首先总结了NCG 在航天器两相热控设备内的产生机理；梳理了NCG 引起的航天器传统热管、环路热管和两相流体回路热性能的衰退问题；考虑到现有工艺水平和使用条件无法杜绝NCG 的产生，从工程应用角度提出了NCG 问题的抑制措施。

2 NCG 的产生机理

目前，国际上对NCG 的产生机理已经基本掌握，主要包括：①材料的相容性；②物理吸附与脱附；③空间极端环境下工质的分解。但是，对于NCG的产生速率及生成量，尚无统一的认识，这是因为此类参数与工艺成熟度、清洁手段、结构和使用条件等多个因素相关，很难用统一的数学方法描述。为了预知寿命末期NCG 的生成量，通常采用地面加速寿命试验的方法。

需要注意的是，伴随第一类NCG 的产生，管体材料通常会参与化学反应。相应的，其表面状态也会发生变化。对于传统热管，这一附加后果将破坏毛细槽道原有的截面形状，从而引起传热能力显著下降，甚至导致运行失效，其损害比NCG 问题更为直接和致命。随着传统热管技术日趋成熟，工程上通过选择相容的工质-管体材料匹配形式，采取严格的清洁措施，已基本杜绝了相容性问题引起的NCG生成。针对后两类NCG 的产生，目前尚无解决办法，这是因为微米级多孔材料的物理吸附能力极强，现有工艺水平无法实现绝对脱附，势必残留一部分杂质气体。同时，极端环境下工质的分解是物质的本征特性，无法避免。

2.1 材料的相容性

NCG 问题受到普遍关注源于传统热管管体材料与工质之间的相容性问题。20世纪60-80年代，伴随着热管技术的产生和应用，多个国家的研究机构相继开展了详细的热管寿命试验，并采取金相检测、气体组分测量和化学成分分析等手段，对寿命末期试验件的状态进行评估。结果显示，热管内普遍存在腐蚀现象，同时混有氢气等杂质气体。这一事实表明，短期内化学相容的管体材料和工质，在长期的工作环境下有可能发生化学反应，进而产生NCG。文献［4-5］中对航空航天领域常见的热管材料相容性进行了系统的研究，结果见表1。

表1 常见工质-管体材料的相容性Table 1 Compatibility of common fluids and materials

2.2 物理吸附与脱附

航天级两相热控设备在制造过程中都要经过严格的表面处理，力求获得洁净的表面，但一定程度的物理吸附与脱附是无法完全避免的。物理吸附是指流体分子在范德华力（Van der waals）的作用下被吸附在固体表面的现象，是环路热管内产生NCG 的主要原因。环路热管的蒸发器内含有微米级多孔材料的毛细芯（如图1所示），根据Langmuir吸附理论，吸附容量与其表面积成正比，毛细芯比表面积大，因此孔内极易吸附空气等杂质气体，并且不易脱附。当环路热管运行时，吸附在毛细芯内的杂质气体逐渐被循环流动的工质脱附出来，形成NCG。

图1 电镜下的蒸发器毛细芯Fig.1 Electron microscope image of evaporator wick

2.3 空间极端环境下工质的分解

为了满足某些在轨任务需求，两相热控设备有可能被安装在航天器外部。由于缺少必要的保护措施，设备内的工质有可能在空间极端环境下分解，进而生成NCG，典型的环境如我国月球着陆器在月昼期间面临的高温环境［6］。着陆器热控设计中采用流体回路及核热源实现月夜期间对内部设备供热；月昼期间，流体回路的阀门关闭，工质停止循环。然而，在太阳辐射、月面红外辐射和核热源三者共同作用下，蒸发器位置的温度可达200℃，氨工质将发生一定程度的分解反应，生成氮气和氢气，如式（1）所示。

除此以外，空间环境下的电离辐射，也被认为是导致工质分解的潜在因素之一。

3 NCG 对两相热控设备性能的影响

3.1 传统热管

当传统热管内有NCG 存在时，NCG 被蒸气携带到冷凝段。其中，蒸气冷凝为液体后回流到蒸发段，而NCG 由于无法冷凝，便驻留在冷凝段末端。一方面，NCG 的存在增加了管内的总压力，进而造成蒸发器区域饱和温度的升高，即热管工作温度升高；另一方面，汇集在冷凝器末端的NCG 相当于一个气塞，破坏了此部位的冷凝能力，从而减小了冷凝器的有效冷凝面积。同时，在冷凝器的其他位置，NCG 有可能附着在内壁面，阻碍冷凝过程。因此，热管冷凝段的传热热阻升高，工作温度进一步升高［7-9］。图2给出了NCG 存在时热控系统温度场的典型变化，蓝色表示温度低，红色表示温度高。

图2 NCG 对热管及热控系统性能的影响Fig.2 Effect of NCG on performance of heatpipe and thermal control system

对于含有NCG 的传统热管，沿管体方向x的温度分布通常如图3所示［10］。其中，过渡段（蒸发段与冷凝段或冷凝段与NCG 段）上的温度分布特性与式（2）中的函数相似。

因此，温度随管长的分布曲线T（x）可表示为

式中：Tevap，Tcond，TNCG分别为蒸发段、冷凝段和NCG 段温度；sadiab和xadiab分别为蒸发段与冷凝段之间过渡段的长度及分界面位置；sv-NCG和xv-NCG分别为冷凝段与NCG 段之间过渡段的长度及分界面位置。

图3 含有NCG 的热管管体方向温度分布Fig.3 Temperature distribution along heat pipe with NCG

目前，研究人员不仅能够精确预估定量NCG对热管工作温度的影响，而且基于NCG 对工作温度的影响规律，已研制出具备自主控温能力的可变热导热管（VCHP），并将其作为常规热控手段应用于多个航天器的热控系统中［11］。相比于传统热管，VCHP增加了一个NCG 的储气室（如图4所示），当热载荷大幅变化时，冷凝器有效段的长度受NCG控制而相应的变化，保证工作温度仅发生小范围的波动，从而实现被动控温的目的。

图4 可变热导热管的工作原理Fig.4 Schematic of VCHP（variable conductance heat pipe）

综上所述，针对传统热管，已建立的理论体系能够解释NCG 对热管性能的影响机理，相应的数学模型能够精确预估NCG 存在时热管的温度变化规律。从科学的角度，NCG 引起的传统热管性能衰退问题已经得到解决。

3.2 环路热管

相对于传统热管，环路热管的组成部件更多，NCG 可灵活地分布于储液器、冷凝器和蒸发器等多个位置。同时，回路型结构导致环路热管各部件之间存在热质交换，单一位置处受到NCG 影响将引起整个系统传热性能的连锁变化。此外，环路热管特有的“蒸发器-储液器耦合结构”等同于一套温度反馈系统，内部换热机理极为复杂，至今仍是领域内研究的难点。而NCG 因素的引入，进一步加剧了该换热过程的复杂程度。上述差异，使得NCG 对环路热管的影响机理更加复杂，现有针对传统热管的研究成果，无法用来解释环路热管热性能的变化机理。近年来，国际上针对此问题的研究工作主要集中在以下3个方面。

3.2.1 NCG 在环路热管内的分布

国际上普遍认为，绝大多数NCG汇集在储液器，这一结论已被试验直接或间接验证。例如：文献［12］中通过解剖一支除气工艺存在缺陷（工质内残留空气）的铜-水平板型环路热管，发现储液器位置处的材料存在明显的氧化层，而在其他部位未发现氧化现象，表明以氧气为代表的NCG 汇集在储液器并与材料发生化学反应。此外，文献［13］中通过对稳态时储液器压力和温度的测量，发现实测压力始终高于根据温度换算得到的饱和压力值，从而推断额外的分压力是由汇集在此的NCG 造成的。但是，储液器并不是NCG唯一的汇集部位。文献［14］中采用人为充装定量NCG（氢气和氮气的混合气体）的方法，对稳态时储液器内NCG的分压力进行测量。结果显示，NCG产生的分压力小于预期，进而推测剩余部分的NCG有可能吸附在毛细芯位置或管体内壁面。文献［15］和［16］中的试验结果表明，蒸发器壳体与蒸发器出口之间温差随管体内NCG 含量的增加而增大，从而间接验证了NCG 有可能存在于蒸发器位置，从而影响外热源向毛细芯的传热过程，导致蒸发器热阻增加。NCG 若停留在冷凝器内，哪怕只有微量的，也将增加可凝性蒸气向凝结表面（或气液界面）的扩散阻力，造成冷凝器效率显著下降［17］。

3.2.2 NCG 对环路热管稳态热性能的影响

文献［14］和［18］中均采用试验手段，向环路热管内充入NCG，同时测量回路温度和压力的变化。试验结果表明，随着NCG 含量的增加，环路热管工作温度逐渐升高，变化趋势与预期相符。这是因为，NCG的存在导致储液器总压力增大，进而造成蒸发器部位工质的饱和压力和温度上升，如式（4）所示。

式中：Pcc为储液器内压力；Pev和PNH3分别为蒸发器和储液器的饱和压力；PNCG为NCG 产生的分压力；ΔPloss为工质沿外回路的流动阻力。

此外，文献［18］中的试验结果显示，蒸发器出口温度的增量始终大于根据储液器内NCG 分压力得到的计算结果，表明有其他因素导致工作温度的升高，进而推测是由于蒸发器温度升高，“蒸发器向储液器的反向漏热量Qleak”增大，于是储液器温度无法稳定在原有状态而被迫升高，如式（5）所示，因此蒸发器温度进一步升高。不过，文献［14］和［18］中均指出，NCG 对于工作温度的影响并不显著，因此工程上可以忽略。

式中：Gev.cc为蒸发器和储液器之间的热导；ΔTev.cc为蒸发器和储液器之间的温差。

文献［19］中，在地面热真空环境下测量了定量NCG 存在时环路热管性能的变化，结果显示（见图5）：在较大的输入功率（≥60 W）下，NCG 引起的工作温度升高并不显著，与前人的研究成果吻合［18］；但是，在较低的功率条件下（＜60 W），工作温度显著升高（幅度可达10～20K）。文献［19］中进而分析了NCG 对工作温度的影响机理，如图6所示。

图5 不凝气体对不锈钢-氨环路热管工作温度的影响Fig.5 Effect of NCG on operating temperature of stainless steel-ammonia loop heat pipe

图6 NCG 对环路热管稳态工作温度的影响机理Fig.6 Effect mechanism of NCG on steady-state operating temperature of loop heat pipe

储液器能量平衡关系，见式（6）。

式中：ΔEcc为储液器能量的变化；cp为工质比热容；ΔTsub为回流液体的过冷温度。

NCG 导致的漏热量Qleak增加，需要回流液体提供更多的过冷量Qsc，即Tsc必须降低。因此，回流液体须在冷凝器内进一步被充分冷却，冷凝器内过冷液体段长度增加，相应的两相换热段长度L减小。由于热沉温度为常数，环路热管的工作温度被迫升高，以便将热量Qout排散。在大热载荷条件下，质量流量˙m较大，因此温差ΔTsub仅要增加较小的程度，回流液体即可提供所需的过冷量用于平衡漏热。相反的，在小热载荷条件下，为平衡漏热，回流液体和储液器之间须形成较大的温差ΔTsub。因此，NCG 对工作温度的影响在小热载荷条件下更加显著。

3.2.3 NCG 对环路热管启动热性能的影响

NCG 的存在，既可能造成环路热管启动困难，也可能刺激启动过程，影响效果取决于初始时刻NCG 的分布。文献［12］和［14］中均采用试验手段，实时记录启动过程环路热管特征点的温度变化，定性分析了汇集在储液器的NCG 对启动热性能的影响趋势。试验结果表明，NCG 的存在，提高了启动时蒸发器温度，延长了启动所需的时间，从而增加了启动难度。文献［20］中利用数值仿真方法，分析了储液器内NCG 分压力与启动时间及最小热载荷之间的关系。结果表明，小功率启动状态下，蒸发器向储液器的漏热占主导地位，仅有少量的热量传递给管内工质，毛细芯两侧的温度梯度和压力梯度有可能无法满足启动需求，导致环路热管启动失败。上述文献主要研究了储液器内NCG 分压力对启动过程造成的抑制作用。然而，文献［18，21］中发现，在某些状态下，即使回路内存在大量NCG，启动过程依然能够顺利完成，从而推断，初始时刻若仅有少量NCG 汇集于储液器，则启动过程几乎不受影响，若NCG 汇集在蒸气槽道和毛细芯外表面，则会促进气核的形成，反而刺激启动过程。

综上所述，已开展的研究工作尚处于定性阶段：一方面，并未掌握NCG 在环路热管内的定量分布规律；另一方面，缺乏相关的理论体系，因此无法精确预测NCG 对热性能的影响。此外，对瞬态过程，特别是启动过程的研究不够深入。

3.3 两相流体回路

典型的航天器用两相流体回路由蒸发器、冷凝器、蒸气管线、液体管线及储液器构成，如图7所示。与环路热管类似，由于储液器的存在，大部分NCG将汇集在储液器气体空间。但是，相比于环路热管，流体回路的储液器和蒸发器相隔较远，两者之间不存在热耦合问题，因此工作温度的升高主要来自于NCG 的分压力，从而导致系统总热导降低［22］。

图7 典型航天器用两相流体回路示意Fig.7 Schematic of typical two-phase fluid loop in spacecraft

相比于航天领域应用的两相流体回路，地面应用的流体回路通常不含储液器，因此，NCG 主要汇集在冷凝器位置，造成冷凝器与热沉之间的换热系数显著下降［23］。为了削弱NCG 的这一不利影响，文献［24］中提出在冷凝器位置安装NCG 收集装置（储气室）。试验结果表明，大部分NCG 汇集在储液器A 位置处（见图8），即此部位是储气室安装的理想位置。此外，储气室的体积存在最优解。若体积过大，则可能导致一部分工质进入储气室，造成热量损失；反之，储气室不能容纳全部的NCG，则剩余的NCG 将占据一部分冷凝器管路，影响冷凝器与冷源的换热。总之，只有储气室体积恰好能够容纳全部的NCG，才能够保证系统的传热性能不受NCG 影响。

图8 一套应用于废热循环系统的流体回路Fig.8 A loop thermosyphon used in waste heat recovery system

相比于环路热管，NCG 对两相流体回路的影响机理相对简单。但是，空间微重力环境（例如月面）将影响工质在流体回路内的气液分布，有可能造成储液器内气体空间体积的减小，从而放大NCG 的分压力［6］。因此，仅依靠地面状态下1∶1的试验，无法准确预估NCG 对热性能的真实影响程度。此方向的研究工作目前尚处于起步阶段，相关试验和理论研究亟待开展。

4 NCG 问题的抑制措施

对于传统热管，只须保证管体材料和工质相容，同时采取适当的清洁手段杜绝残留的污染物，就可以最大程度地断绝NCG 的来源。此外，对于同一批次加工的多个热管，即使个别产品内存在NCG，也可通过高温加速寿命的方法检测，从而确保交付产品的可靠性。因此，工程上有能力解决NCG 引起的传热性能下降问题。

对于环路热管，由于毛细芯的存在，NCG 将在设备工作周期内逐步释放、汇集。因此，NCG 的产生无法避免。工程上，可采取半导体致冷器（TEC）对储液器制冷，以抵消NCG 引起的工作温度升高和反向漏热量增加，使工作温度维持在原有水平附近。同时，基于图5的结果，可在蒸发器部位增设辅助加热设备，一方面辅助启动，另一方面保证环路热管始终工作在较大的热载荷条件下，不会因为热载荷过低而放大NCG 的不利影响。目前，正在开展相关的试验工作，以验证该方案的可行性。

对于航天领域应用的两相流体回路，由于含有储液器结构，故在满足性能指标的前提下，可适当增加储液器体积或减少充装量，从而增加储液器内的气体空间，减小NCG 的分压力。对于地面不含储液器结构的流体回路，则可参考文献［24］中的结果，在冷凝器出口位置增设一个NCG 捕获装置，以削弱NCG 对冷凝换热的影响。

5 结束语

本文针对NCG 引起的航天器两相热控设备性能下降问题，梳理、总结了近年来国内外相关的研究。其中，对于传统热管，已建立较完整的理论体系，工程上也基本能够杜绝NCG 的产生。然而，对于环路热管和两相流体回路，NCG 引起的传热传质机理和特性尚未完全掌握。因此，相关基础性研究工作亟待开展，以支持我国未来航天器长寿命热控系统的研制。

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