月面可居住移動平臺高能效比熱泵系統研究

付振東，楊 琦，吳 琪，曹劍峰，徐 侃，苗建印

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

0 引言

1969年7月20日，人類第一次踏上月球，開啟了征服地外天體的新篇章。半個世紀后，美國國家航空航天局（NASA）提出阿爾忒彌斯（Artemis）計劃，將于2024年運送兩名航天員到月球南極，并于2028年建立月球永久基地，實現人類在月球的定居，甚至作為人類前往火星或其他星球的中轉站。俄羅斯聯邦航天局（RKA）也宣布了其登月計劃，即2025年前后實現載人登月，2035年后建立完整的、可居住的月球基地。歐空局（ESA）也宣布計劃于2025年開始相關的登月任務。日本宇航研究機構（JAXA）宣布將在2035年進行登月任務并建立燃料工廠。由此可見，未來數十年內，各個航天大國都以載人登月和建立月球科考站為近期目標，這也是航天領域最重要的探索之一。

與傳統的月球探測任務不同，無論是短期的載人登月任務還是長期的永久居住基地，熱控系統將面臨月球表面嚴酷熱環境帶來的前所未有的挑戰，主要體現在：（1）極端溫度條件下的熱量排散和調配；（2）熱排散渠道的受限；（3）大規模的熱量傳輸[1]。總之，針對月面可居住移動平臺以及永久月球基地，熱控系統設計所面臨的突出問題是大功率的熱傳輸以及高溫環境的熱排散。目前為止，國內外的熱控技術體系經歷了三代發展，第一代為全被動散熱，適應整星1 kW以下熱耗，如東方紅一號；第二代為熱管強化散熱，適應整星10 kW以下熱耗，如東方紅系列衛星等；第三代為流體回路散熱，適應30 kW以下的熱耗，如空間站等。面對未來的載人登月任務，前三代熱控技術已經完全無法適應，因此必須打破傳統的熱控技術體系，提出適應未來發展的新一代熱控技術，即基于熱泵的大功率熱傳輸和熱排散技術。相比前三代熱控技術，熱泵技術的優勢為：（1）輻射器面積大幅減少；（2）負載功耗變化時調節與適應能力強；（3）可以用于制冷也可以用于制熱[2-7]。

關于采用熱泵強化航天器散熱的理論研究早有提出，然而受技術發展的限制，進展十分緩慢。隨著大型航天器、空間站的發展，以及九十年代以來航天大國新一輪深空探測活動的開展，熱泵技術越來越受到關注[8]。本文針對月面可居住移動平臺的任務需求，提出了采用熱泵的熱控系統設計目標和運行條件，并在此基礎上通過理論分析，對比常見的15種制冷工質和4種熱力循環形式下系統能效比的差異，提出能效比最佳的設計方法。

1 基于熱泵的熱控系統設計目標分析

1.1 月面可居住移動平臺

月面可居住移動平臺（Habitable Mobility Platform）是Artemis計劃提出的一種全封閉式月球漫游車，可以為兩名宇航員提供長達14天的居住和任務支持。其概念設計如圖1所示，可展開太陽能電池陣列位于車體兩側，車頂布置有輻射器和天線。

圖1 Artemis計劃中月面可居住移動平臺概念圖Fig.1 Conceptual diagram of habitable mobility platform in the Artemis project

1.2 設計約束分析

對于月面可居住移動平臺熱控系統的設計約束主要是月面復雜環境的約束和其自身的約束。

（1）月表紅外輻射環境

根據登月著陸點的不同，月面可居住移動平臺所處的月球紅外環境存在很大差異，從月球赤道日下點高達403 K的紅外輻射環境（紅外熱流密度最大達1 350 W/m2以上）到極地無日照接近于73 K（紅外熱流密度小于10 W/m2）的月球紅外環境，如圖2所示[1]，熱控系統將面臨高溫環境下的熱排散和低溫環境下的保溫生存的嚴峻問題[9]。

圖2 月球各緯度地區月表溫度曲線Fig.2 Surface temperature at lunar different latitudes

（2）月球重力加速度環境

月球表面存在著約1.62 m/s2的重力加速度（約1/6 g）。從我國“嫦娥”系列探測器傳回來的數據看，重力加速度的降低對傳統的熱控技術（主要是熱管和流體回路）有不利的影響，且不可忽略。

（3）多控溫需求

對于月面可居住移動平臺，熱控系統除須滿足設備及艙體結構應處于正常工作溫度范圍（253～323 K）的要求外，還須滿足載人熱環境要求（航天員駐留時，一般空氣溫度292～299 K）。因此，需在多任務、復雜空間熱環境條件下，通過合理設計使熱控系統具備對多種控溫溫區需求的支持能力，并在滿足控溫需求前提下對系統進行優化設計。

（4）散熱渠道受限

考慮到月晝情況下的熱排散，月面可居住移動平臺的輻射器只能布置于車輛頂面，以盡可能降低月面紅外輻射對散熱面的影響。但是車頂面積有限，還必須布置天線等設備，留給輻射器的散熱面面積很小。

1.3 設計需求分析

1.3.1 散熱需求分析

月面可居住移動平臺在月面駐留期間總散熱需求主要包括各個艙內設備正常工作產生的熱量、航天員進駐后熱濕代謝產生的熱量以及散熱面熱流倒灌的熱量3個部分，各個部分的散熱需求粗略估算如表1所列。由表可知，月面可居住移動平臺在月面工作期間需要排散的總熱量為2 640 W。

表1 月面可居住移動平臺月面工作期間散熱量需求統計Tab.1 Heat dissipation requirement during lunar surface

1.3.2 車內控溫需求

月面可居住移動平臺在航天員駐留期間必須保持車內為292～299 K的舒適環境溫度，設備正常工作的控溫需求在253～323 K左右，因此將車內溫度控制在296 K左右是合適的。考慮到換熱器的換熱溫差，用于控制月面可居住移動平臺車內溫度的流體回路的溫度應該在288 K左右（氣液換熱溫差按照5～10 K考慮）。

1.3.3 散熱面溫度分析

根據斯特藩-玻耳茲曼定律，黑體的輻射能力與輻射溫度的四次方成正比，顯然散熱面溫度越高，其散熱能力越強。實際任務中，由于太陽照射在輻射器表面會使輻射器的散熱能力下降，輻射器實際排散的熱量應該是按照斯特藩-玻耳茲曼定律計算出的輻射熱減去吸收太陽的熱量，如式（1）所示：

式中：Qrad為輻射器的散熱量，W/m2；ε為紅外發射率，對于常規輻射器一般取0.92；α為太陽吸收率，對于常規輻射器一般取0.2；σ為玻耳茲曼常數，為5.670 373×10-8W/（m2·K4）；Tsink為空間背景溫度，一般取10 K；Trad為輻射器散熱面溫度，K；Js為太陽常數，按照近日點取最大值為1 414 W/m2；φ為太陽角度，太陽正照時分為90°。

隨著散熱面溫度的提高，輻射器散熱能力增強，但是熱泵系統的能效比（COP）下降，意味熱泵的電功耗增加，而由此產生的熱耗也必須通過輻射器散出去，計算結果如圖3所示。按照車頂面積12 m2計算，散熱面的溫度至少要在323 K以上，再考慮系統實際運行效率、輻射器總肋效率、熱泵與流體回路之間換熱溫差等因素，散熱面溫度最好在333 K以上。同時考慮到輻射器自身回路的工質一般為全氟三乙胺，其沸點在341 K左右，因此將散熱面溫度選定338 K是合理的。從圖3可以看出，此時輻射器散熱能力約為400 W/m2，系統的COP在3左右，所需的電功率在1 250 W左右，排散3 000 W熱耗需要的散熱面面積約為8.8 m2（略小于頂面面積），因此從電功耗角度以及從散熱器面積角度考慮都是可以接受的。

圖3 蒸發溫度為283 K時輻射器散熱能力、散熱面面積及熱泵系統COP與散熱面溫度關系曲線Fig.3 Heat dissipation capacity，surface area and COP versus radiator surface temperature

1.4 設計指標確定

由上述需求分析可以看出，與熱泵系統耦合的內部流體回路（用于月面可居住移動平臺車內控溫）的溫度在288 K左右，外部流體回路（用于輻射器）的溫度在338 K左右，同時考慮到一般的液液換熱器的換熱溫差在5 K左右，因此可以得到熱泵系統的設計指標：

（1）蒸發溫度為283 K；

（2）冷凝溫度為343 K；

（3）系統散熱能力大于3 000 W（考慮月面可居住移動平臺散熱需求加上熱泵自身功耗）。

2 高能效比熱泵系統理論研究

2.1 熱泵的基本原理

自然界中熱量總是從高溫向低溫方向傳遞，但是熱泵卻可以從低溫環境吸收熱量并將其釋放到高溫環境中，所需要的僅僅是少量的外部能源（遠小于其吸收的熱量）。熱泵主要由蒸發器、壓縮機、冷凝器、膨脹閥及其他附屬部件組成，基本結構如圖4所示。圖中Qcon、Qevp和Wcom分別表示冷凝器散出的熱量、蒸發器吸收的熱量和壓縮機輸入的功率；p-h表示壓力-焓值熱力循環圖，數字1、2、3、4表示熱力循環中各個狀態點。

圖4 熱泵的結構組成和熱力循環示意圖Fig.4 Structural composition and thermal cycle of heat pump

評價熱泵系統的循環性能可以采用其消耗單位能量所傳輸的熱量值，該比值稱為能效比，反應了熱泵系統的能源轉換效率，即比值越大，熱泵系統越節能。在GB/T 19409《水源熱泵機組》中定義熱泵處于制冷模式時用EER來表示制冷消耗功耗之比，熱泵處于制熱模式時用COP來表示制熱消耗功耗之比。在本文中，熱泵系統的作用是提高輻射器的排熱溫度，因此采用COP表示熱泵系統的能效比，如式（2）所示：

從COP的定義可以看出，在蒸發溫度和冷凝溫度給定的情況下，影響系統COP的主要因素是工質的選取和熱力循環的形式。

2.2 工質的選擇

理想的熱泵工質通常應具有優良的熱力學性質，對機械部件無腐蝕性。選擇熱泵工質時必須關注以下幾點：

（1）毒性和可燃性要低；

（2）具有較高的臨界溫度（高于冷凝溫度）和較低的標準沸點（低于蒸發溫度）；

（3）一定的溫度條件下，具有較低的冷凝壓力；

（4）比熱小，有利于減少節流損失和過熱損失；

（5）蒸發潛熱大，有利于提高效率；

（6）絕熱指數低，有利于降低排氣溫度，提高壓縮機容積效率；

（7）環境友好，即臭氧破壞指數（ODP）和溫室效應指數（GWP）要盡可能小。

本文選取市面常用的15種熱泵工質，基于上述7點選擇標準對工質自身物性參數（數據來自美國國家標準技術研究所（NIST）的國際權威工質物性計算軟件REFPROP）進行對比與評分，評分由高到低分別使用A～E表示，如表2所列。

表2 不同工質不同物性評分Tab.2 Comparison of different refrigerant in terms of different properties

從表2可以看出，不少工質在某一方面具有突出的性質，如R11的冷凝壓力很低，有利于系統管路的減重，但是對臭氧的破壞性很大，已經全面禁止生產和使用；R717（氨）的潛熱非常大，傳輸同樣的熱量所需的流量小，有利于系統體積質量的減少，但是有毒且冷凝壓力高。綜合評價，R134a（4項評分B、3項評分C）、R152a（3項評分B、4項評分C）和R1234ze（1項評分A、2項評分B、4項評分C）是較佳的選擇。

2.3 熱力循環形式

工質從一個熱力狀態出發，經過一系列的變化，最后又回到原來的熱力狀態所完成的封閉的熱力過程稱為熱力循環。熱泵系統的作用就是消耗機械能把熱量從低溫端輸送到高溫端，其最基本的熱力循環形式就是逆卡諾循環（Reverse Carnot Cycle）。在逆卡諾循環的基礎上，按照不同的高、低溫熱源和工質，以及單級壓縮循環、多級壓縮循環、準二級壓縮循環和自復疊循環等，給出了不同的熱力循環形式特點的對比，如表3所列。

表3 不同熱力循環形式的特點對比Tab.3 Comparison of characteristics of different thermal cycles

下面對15種不同工質分別采用單級壓縮循環、兩級壓縮循環、準二級循環（包括噴液冷卻、閃蒸器、中間冷卻器）以及自復疊熱力循環形式下系統的性能進行對比研究，系統中各計算點的狀態參數基于NIST的軟件REFPROP，計算程序基于美國Math Works公司的商業數學軟件Matlab語言開發。

2.3.1 系統COP

上述15種工質中除了3種混合工質（R404A、R407C、R410A）無法構建熱力循環，其他12種工質在不同熱力循環形式下的COP如圖5所示。

圖5 不同工質不同熱力循環形式下的COP對比曲線Fig.5 Comparison of COP with different thermal cycles for different refrigerant

從圖5中可以得出結論：（1）從COP的大小可以看出，R11最佳，R227ea最差，其他工質都在4.5～5.2左右，相差不大；（2）對于大部分工質（R227ea除外），采用兩級壓縮循環和準二級循環（帶閃蒸器或經濟器）后COP會略有提高，但是提高的幅度均在10%以內，且系統相比單級壓縮會復雜很多，付出的代價更大；（3）采用噴液冷卻不會提高系統的COP；（4）對于R717，只能采用兩級壓縮循環才能保證排氣溫度在臨界溫度以內，其COP大小僅次于R11。

2.3.2 壓縮機排氣溫度

上述不同工質的不同熱力循環形式下排氣溫度如圖6所示。從圖中可以得出結論：（1）對于大部分工質（R227ea例外），采用兩級壓縮循環或準二級循環后均可以大幅降低排氣溫度，降低幅度大都在10～15 K左右，排氣溫度低，就能夠提高壓縮機的容積效率。采用兩級壓縮循環或是采用準二級循環，對排氣溫度降低的程度是相近的；（2）單純從排氣溫度對比不同的工質，R22和R717的排氣溫度最高，R152a次之，其他工質相互比較接近。

圖6 不同工質不同熱力循環形式下的壓縮機排氣溫度對比曲線Fig.6 Comparison of exhaust temperature with different thermal cycles for different refrigerant

2.3.3 壓縮機排氣壓力和壓比

上述不同工質的不同熱力循環形式下排氣壓力和壓比如圖7所示。從圖中可以得出結論：（1）由于熱泵系統的冷凝溫度是固定不變的，其冷凝壓力也固定不變，因此壓縮機的排氣壓力也是固定不變的，與系統熱力循環的形式選擇無關；（2）R22和R717的排氣壓力最高（高于3 MPa），R11和R245fa的排氣壓力最低（低于1 MPa）；（3）壓縮機的壓比與排氣壓力大小正好相反，排氣壓力最低的R11和R245fa的壓比反而是最高的；（4）采用兩級壓縮循環，每一級的壓比都會降低到原來的1/2，壓比的降低使壓縮機的功耗降低；而采用準二級循環，其本質還是單壓縮機形式，由于蒸發壓力和冷凝壓力沒有改變，因此其壓比和單級壓縮的壓比相同。

圖7 不同工質不同熱力循環形式下的壓縮機排氣壓力和壓比對比曲線Fig.7 Comparison of exhaust pressure and pressure ratio with different thermal cycles for different refrigerant

2.3.4 系統質量流量

上述不同工質的不同熱力循環形式下質量流量如圖8所示。從圖中可以得出結論：（1）熱泵系統的質量流量與工質的氣化潛熱密切相關，R717的質量流量要比其他工質低很多（其氣化潛熱要比其他工質高出很多）；（2）氟利昂類工質（R227ea例外）的氣化潛熱都很接近，因此其系統的質量流量也相差不大；（3）采用兩級壓縮循環或準二級循環后，系統的質量流量不會改變，但是采用噴液冷卻后需要在系統中開旁路，其質量流量會略有增加。

圖8 不同工質不同熱力循環形式下的系統質量流量對比曲線Fig.8 Comparison of mass flow with different thermal cycles for different refrigerant

綜上所述，推薦使用的工質應該具備較高的COP、較低的排氣溫度、較低的壓比、較小的流量，同時工質本身的物性必須較為均衡（如表2所列），最后還須考慮目前市面上獲取該工質的難易程度，綜合考慮之下，R134a應該為最佳選擇（各項性能均衡、容易獲取、地面使用廣泛、配套零部件成熟等）。

在熱力循環形式方面，采用兩級壓縮循環和準二級循環后，系統COP提升幅度不是很大（R134a由4.59提高到4.8），同時考慮到月面可居住移動平臺供電能力有限、安裝空間有限、機動性要求高等，采用兩級壓縮或準二級循環在體積、質量和復雜程度方面所付出的代價與獲得的COP提升效果不相符，因此采用單級壓縮循環就可以很好地滿足需求。

3 結論

（1）針對月面可居住移動平臺的任務約束和任務需求，提出熱泵系統的設計目標為蒸發溫度283 K，冷凝溫度343 K，系統散熱量大于3 kW。

（2）在該運行工況下，從安全性、環保性、臨界溫度、標準沸點、冷凝壓力、比熱、蒸發潛熱、比容、流動性和換熱性等工質本身物性角度對15種常見工質進行了對比和評分研究，表明R134a、R152a和R1234ze的性能較均衡。

（3）在該運行工況下，對比研究了不同工質與不同熱力循環形式組合的情況下系統COP、排氣溫度、排氣壓力、壓比以及流量等，結合結論（2）以及獲取難易程度，確定R134a為最優選工質。

（4）對不同的熱力循環形式而言，采用兩級壓縮和準二級壓縮可以小幅提高系統的COP，以R134a為例，提高幅度在4.5%左右，相比所需要付出的質量和體積的代價而言，意義不大。特別是對于月面可居住移動平臺這種機動靈活的裝置而言，采用單級壓縮循環不僅可以滿足任務需求，在性能和質量的平衡方面也是最佳選擇。