丙烯環(huán)路熱管補償器的可視化實驗研究

劉成，謝榮建，王仕越，吳亦農(nóng)

（1.中國科學院上海技術(shù)物理研究所，上海200083； 2.上?？萍即髮W 信息科學與技術(shù)學院，上海201210；3.中國科學院大學，北京100049）

環(huán)路熱管是一種兩相傳熱裝置，主要利用工質(zhì)的氣液兩相換熱及流動來實現(xiàn)高效的熱傳輸［1-2］。蒸發(fā)器內(nèi)部的毛細芯能夠產(chǎn)生毛細力而驅(qū)動工質(zhì)的流動，避免了使用運動部件來提供動力，保證了環(huán)路熱管的高可靠性和長壽命。氣液分離的薄壁傳輸管線使環(huán)路熱管擁有強傳熱能力和高柔性。環(huán)路熱管眾多獨特的優(yōu)勢使其在航天器熱控及電子散熱等領(lǐng)域得到諸多關(guān)注［3-5］。如空間探測器通常利用低溫環(huán)路熱管的柔性和遠距離傳熱能力使空間載荷布局合理，實現(xiàn)高效熱控的同時隔離低溫制冷機產(chǎn)生的振動和電磁干擾［6-7］，高集成化的電子器件散熱系統(tǒng)中也廣泛應用了環(huán)路熱管［8-9］。

補償器是調(diào)節(jié)環(huán)路熱管工作壓力的重要部件，其內(nèi)部工質(zhì)的狀態(tài)能明顯影響環(huán)路熱管的傳熱性能。補償器的設(shè)計、傳熱量及工質(zhì)充裝量是影響環(huán)路熱管補償器內(nèi)部工質(zhì)狀態(tài)的主要因素，這也吸引諸多學者的研究。如柏立戰(zhàn)等［10］研究了環(huán)路熱管工質(zhì)充裝量和補償器容積的確定方法及充裝量和補償器容積的匹配關(guān)系。Yan等［11］探究了工質(zhì)充裝量對液氮溫區(qū)低溫環(huán)路熱管的傳熱性能的影響，得到了樣機的最佳充裝壓力。Du等［12］研究了充裝壓力對小型低溫環(huán)路熱管運行的影響。張紅星等［13］研究了工質(zhì)充裝量對環(huán)路熱管溫度波動的影響。Mo和Liang［14］研究了低充裝量下低溫環(huán)路熱管的運行特性。上述研究多限于工質(zhì)充裝量和環(huán)路熱管運行特性之間直接的對應關(guān)系，少有對補償器內(nèi)部工質(zhì)狀態(tài)影響的分析。

環(huán)路熱管內(nèi)未參與循環(huán)換熱的工質(zhì)多存儲于補償器內(nèi)，所以充裝量不同導致的主要結(jié)果是補償器內(nèi)的工質(zhì)量存在較大差異，因此有必要對環(huán)路熱管的補償器進行可視化研究以加深充裝量對環(huán)路熱管運行特性影響的認識。對環(huán)路熱管的可視化研究多集中于常溫區(qū)域，如Hossain［15］采用水作為工質(zhì)對平板型環(huán)路熱管進行了可視化實驗研究，觀察到了啟動階段氣體管線內(nèi)多余液態(tài)工質(zhì)的排出及運行階段冷凝器和補償器內(nèi)氣泡的形成。Mo等［16］通過對平板型環(huán)路熱管的可視化研究觀察到了不同傳熱量下氣體管線內(nèi)工質(zhì)的不同流型及冷凝器內(nèi)氣液界面的運動。另有學者采用間接成像技術(shù)對環(huán)路熱管進行了可視化研究，如Nemec和Malcho［17］通過紅外熱成像技術(shù)研究了環(huán)路熱管從啟動到穩(wěn)定工作各階段的溫度分布情況。Okamoto等［18］用中子成像技術(shù)對環(huán)路熱管進行了可視化研究，觀察到了毛細芯中的流體在啟動階段和燒干過程中的變化。

由于本文研究背景涉及較低溫區(qū)，所以可視化部件需要承受較大范圍的溫度變化，且實驗在真空罐內(nèi)進行，不宜采用間接成像技術(shù)。為同時保證可視化效果、耐低溫性、連接密封性及承壓能力，采用石英材質(zhì)實現(xiàn)了補償器的可視化。補償器與蒸發(fā)器之間為法蘭結(jié)構(gòu)連接，利用高速攝像機對補償器內(nèi)的工質(zhì)狀態(tài)進行拍攝，實現(xiàn)了對丙烯環(huán)路熱管補償器的可視化實驗研究，直觀揭示了補償器內(nèi)的工質(zhì)狀態(tài)隨充裝量和傳熱量的變化及充裝量影響環(huán)路熱管運行特性的內(nèi)部因素。

1 實驗裝置

圖1 環(huán)路熱管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of loop heat pipe structure

表1 環(huán)路熱管參數(shù)Tab le 1 Param eters of loop heat pipe

實驗采用的環(huán)路熱管的結(jié)構(gòu)示意及參數(shù)分別如圖1和表1所示。該環(huán)路熱管主要由蒸發(fā)器、毛細芯、氣體管線、冷凝器、液體管線、補償器等部分構(gòu)成，總?cè)莘e約為51.4 m L。蒸發(fā)器和氣液傳輸管線為316 L不銹鋼材質(zhì)，毛細芯材料為燒結(jié)氧化鋯，冷凝器管線為無氧銅材質(zhì)。工質(zhì)為高純丙烯，充裝量分別為13.7、16.7、19.7、22.7、24.3 g。除補償器入口與液體管線之間的連接及補償器出口與蒸發(fā)器之間的連接以外，其他部位之間的連接方式為焊接或卡套管連接。

環(huán)路熱管補償器為石英材質(zhì)，其與不銹鋼蒸發(fā)器和液體管線之間采用法蘭結(jié)構(gòu)連接，通過螺栓緊固，中間有O形密封圈，如圖2所示。O形溝槽在不銹鋼一側(cè)，O形密封圈置于溝槽中，O形密封圈外層密封圈為改進的聚四氟乙烯，內(nèi)層為鈷鎳鉻合金蓄能彈簧。當補償器內(nèi)承壓時，系統(tǒng)壓力及彈簧彈力使密封圈外層與兩側(cè)連接部件貼合緊密，保證良好的密封性，如圖3所示，合金彈簧的彈性使該結(jié)構(gòu)能承受因溫度變化而帶來的形變應力。保壓和耐低溫測試結(jié)果表明，該結(jié)構(gòu)和連接方式能承受1.5MPa壓力無泄漏，能承受1min之內(nèi)從室溫到液氮溫區(qū)的溫度劇變無破裂和泄漏，能長時間耐液氮低溫，滿足丙烯工質(zhì)從充裝到實驗的各項要求。

圖2 補償器與蒸發(fā)器連接示意圖Fig.2 Schematic of connection between compensation chamber and evaporator

圖3 O形密封圈橫切面示意圖Fig.3 Schematic of transverse section of O-shaped sealing ring

實驗系統(tǒng)如圖4所示，主要由真空罐、脈管制冷機、真空泵組、循環(huán)水冷、數(shù)據(jù)采集器、直流電源、高速攝像機、計算機等組成。為減少輻射、對流換熱及傾斜角度的影響，除補償器外的環(huán)路熱管各部位用30層隔熱組件包覆，整體水平置于真空罐內(nèi)，由真空罐和真空泵組提供真空度優(yōu)于4.95×10-3Pa實驗環(huán)境。蒸發(fā)器外壁面貼有直流薄膜加熱片以模擬熱源，脈管制冷機的“冷頭”與環(huán)路熱管冷凝器耦合以模擬熱沉，加熱片和制冷機分別由各自配套電源供電，調(diào)節(jié)電源輸入功能夠模擬不同工作溫度和傳熱量的多種工況。循環(huán)水冷用來為制冷機和分子泵散熱。環(huán)路熱管各部件關(guān)鍵位置安裝有精度優(yōu)于±0.5 K的Pt 1000測溫電阻以測量各部位溫度，安裝示意位置見圖1，測得的溫度由數(shù)據(jù)采集器采集并傳輸至計算機記錄保存。高速攝像機置于真空罐外，鏡頭與環(huán)路熱管補償器對齊，能通過真空罐端蓋的可視化窗口拍攝實驗過程中補償器內(nèi)工質(zhì)的變化狀況。

圖4 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.4 Schematic of experimental system

2 實驗結(jié)果和討論

2.1 環(huán)路熱管降溫和啟動過程

待完成各實驗設(shè)備的檢查后開始實驗，并實時觀察補償器內(nèi)工質(zhì)狀態(tài)的變化。開啟真空泵組對真空罐進行抽真空，當真空罐內(nèi)真空度達到1×10-2Pa后開啟脈管制冷機對環(huán)路熱管冷凝器進行降溫。由于工質(zhì)的密度隨溫度降低而變大，工質(zhì)向溫度較低的冷凝器收縮聚集，導致補償器內(nèi)工質(zhì)液面高度下降。如圖5所示，當充裝量為13.7 g時，補償器內(nèi)液面高度在實驗開始前明顯高于降溫10 m in后。其他充裝量下的環(huán)路熱管補償器內(nèi)的液面在降溫前后的變化與此類似，都在降溫后出現(xiàn)一定的下降。

當冷凝器最低溫度接近研究背景設(shè)定的200 K目標溫度時，開啟直流電源對薄膜加熱片輸入10W 加熱功率。蒸發(fā)器吸收來自熱源的熱量導致其溫度略有上升，毛細芯外表面處的液態(tài)工質(zhì)吸熱蒸發(fā)形成氣態(tài)工質(zhì)并進入氣體管線，隨后經(jīng)過氣體管線進入冷凝器并推動其中的冷凝液體進入液體管線，這一過程表現(xiàn)為氣體管線和冷凝器入口溫度的上升，冷凝器出口和液體管線溫度下降，如圖6中25m in處溫度變化所示。

圖5 降溫前后補償器內(nèi)液面高度變化對比Fig.5 Comparison of liquid levels inside compensation chamber before and after cooling

持續(xù)蒸發(fā)形成的氣態(tài)工質(zhì)繼續(xù)推動冷凝器中的液態(tài)工質(zhì)經(jīng)液體管線和引流管進入蒸發(fā)器核心和補償器，導致蒸發(fā)器和補償器的溫度開始下降，如圖6中28min處溫度變化所示。蒸發(fā)器核心內(nèi)的液體工質(zhì)再次被毛細力抽吸至毛細芯外表面參與吸熱蒸發(fā)，至此工質(zhì)開始在環(huán)路熱管內(nèi)部形成循環(huán)流動，環(huán)路熱管開始啟動。調(diào)節(jié)脈管制冷機的輸入功以保持冷凝器的最低溫度穩(wěn)定于200 K附近，當環(huán)路熱管各部位的溫度都達到穩(wěn)定后，以10W 為步長依次增大薄膜加熱片的功率以模擬下一個工況，直到蒸發(fā)器溫度超過應用背景限定的280 K。

圖6 充裝量為13.7 g時環(huán)路熱管的啟動過程Fig.6 Start-up process of loop heat pipe with a working fluid inventory of 13.7 g

2.2 環(huán)路熱管穩(wěn)態(tài)傳熱過程

各充裝量下的環(huán)路熱管均能順利啟動降溫，當充裝量為13.7、16.7 g時，穩(wěn)定工況下補償器內(nèi)的液面高度明顯低于引流管。此時蒸發(fā)器的核心通道內(nèi)大部分空間被氣態(tài)工質(zhì)占據(jù)，液態(tài)工質(zhì)的蒸發(fā)面積大，蒸發(fā)器核心內(nèi)工質(zhì)與引流管和補償器之間的相變換熱強烈。其換熱機理類似于熱管的工作過程，即工質(zhì)在蒸發(fā)器核心中蒸發(fā)后向補償器一側(cè)流動并放熱給溫度較低的引流管和回流的低溫工質(zhì)及補償器，被冷凝后的液態(tài)工質(zhì)再次進入蒸發(fā)器核心內(nèi)參與蒸發(fā)。如圖7所示（t表示拍攝時間，Q為環(huán)路熱管傳熱量），充裝量為16.7 g時，20W 和30W 傳熱量下，引流管外壁面有明顯的工質(zhì)冷凝液滴形成和流動，而且液滴形成和流動的速率隨著傳熱量增加而加快。

由于蒸發(fā)器外表面的蒸發(fā)界面與補償器內(nèi)的工質(zhì)氣液界面均處于飽和狀態(tài)，存在一定的飽和壓力差和對應的溫度差。蒸發(fā)器向補償器的漏熱量大時，會導致補償器的溫度和壓力上升來補償漏熱，而補償器的溫度和壓力上升會造成蒸發(fā)器的壓力及溫度上升以產(chǎn)生對應的壓力差來平衡工質(zhì)的流動壓降。所以，蒸發(fā)器、補償器及引流管之間強烈的相變換熱導致兩者之間的漏熱量大，會造成補償器的溫度和壓力較高，最終導致環(huán)路熱管蒸發(fā)器的工作溫度高，傳熱熱阻大。本文涉及的傳熱熱阻定義為

式中：R為傳熱熱阻；Te為蒸發(fā)器的平均溫度；Tc為冷凝器出口溫度。冷凝器進出口溫度差異較大，為避免造成較大偏差，采用更接近熱沉溫度的冷凝器出口溫度Tc。

隨著充裝量的增大，蒸發(fā)器核心內(nèi)的空隙變小造成工質(zhì)蒸發(fā)面積變小，蒸發(fā)器向補償器的相變漏熱量也會相應減小，環(huán)路熱管性能得到一定提升。

充裝量為19.7 g時，穩(wěn)定工作的環(huán)路熱管補償器內(nèi)液面高度接近蒸發(fā)器核心通道頂端，蒸發(fā)器核心內(nèi)部工質(zhì)的蒸發(fā)面積縮減至最小，蒸發(fā)器與補償器之間的相變換熱和漏熱量也隨之減少，此時熱管性能最優(yōu)。如圖8所示，在280 K以下的最大傳熱量達到40W，對應的傳熱熱阻為2K／W。

當充裝量為22.7 g和24.3 g時，穩(wěn)定工作的環(huán)路熱管補償器內(nèi)液面超過蒸發(fā)器核心頂端。雖然蒸發(fā)器與補償器之間的相變漏熱量隨著蒸發(fā)面積減小而減小，但兩者之間傳導和對流漏熱量隨著液體工質(zhì)與毛細芯的接觸面積增加而增大。另外，工質(zhì)回流需排開高于引流管的部分工質(zhì)而克服一定的重力，所以工質(zhì)回流的阻力增大，導致蒸發(fā)器的壓力和溫度上升以產(chǎn)生足夠的壓力推動工質(zhì)回流循環(huán)。隨著充裝量增加，傳導漏熱量和需要克服的重力都增大，所以充裝量超過最優(yōu)量后，環(huán)路熱管的蒸發(fā)器溫度隨著充裝量的增加而上升，傳熱性能惡化。

隨著傳熱量的增加，蒸發(fā)器向補償器的漏熱量增大。當回流至補償器和蒸發(fā)器核心的液體工質(zhì)過冷度不足以平衡漏熱量時會造成蒸發(fā)器和補償器的溫度上升，導致補償器內(nèi)液體工質(zhì)的密度變小及體積變大。另外，隨著傳熱量增加，冷凝器內(nèi)的氣液界面向冷凝器出口移動，更多的工質(zhì)進入補償器，所以補償器內(nèi)的液面隨著傳熱量增加而升高，如圖9所示。

280 K工作溫度以下的環(huán)路熱管的傳熱熱阻隨充裝量及傳熱量的變化如圖10所示。可以看出，相同傳熱量下，環(huán)路熱管的傳熱熱阻隨著充裝量的增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢；而同一充裝量下傳熱熱阻隨著傳熱量的增加而減少。環(huán)路熱管在280 K工作溫度以下的最大傳熱量隨著充裝量的增加呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。當充裝量為19.7 g時，環(huán)路熱管在各工況下的傳熱熱阻最小，280 K工作溫度下的傳熱量達到40W。

由于需要顧及在溫度較低區(qū)域的可視化研究條件，采用了壓力較低但不太適用于低溫區(qū)的丙烯工質(zhì)，另外在實驗過程中補償器未用多層隔熱組件包裹，造成該環(huán)路熱管受環(huán)境漏熱的影響較大，所以該環(huán)路熱管的傳熱熱阻較大。

圖9 充裝量為22.7 g時補償器內(nèi)液面高度的變化Fig.9 Variation of liquid level inside compensation chamber with a working fluid inventory of 22.7 g

圖10 280 K工作溫度以下的環(huán)路熱管傳熱熱阻Fig.10 Heat transfer thermal resistances of loop heat pipe for operating temperatures below 280K

3 結(jié) 論

本文通過采用石英補償器和法蘭連接結(jié)構(gòu)及高速攝像機實現(xiàn)了對丙烯環(huán)路熱管補償器的可視化研究，重點研究了補償器內(nèi)工質(zhì)狀態(tài)隨充裝量和傳熱量的變化及充裝量對環(huán)路熱管傳熱性能的影響，觀察到了不同充裝量和傳熱量下補償器內(nèi)工質(zhì)的狀態(tài)。通過分析補償器內(nèi)工質(zhì)狀態(tài)及對應的環(huán)路熱管傳熱性能，可得出以下結(jié)論：

1）工質(zhì)充裝量和環(huán)路熱管傳熱量能影響補償器內(nèi)工質(zhì)的分布狀態(tài)。環(huán)路熱管補償器內(nèi)工質(zhì)液面高度隨工質(zhì)充裝量增加而上升，隨著傳熱量增加而升高。工質(zhì)充裝量小于最優(yōu)量時，穩(wěn)定工作的環(huán)路熱管補償器內(nèi)工質(zhì)液面高度低于蒸發(fā)器核心通道頂端，引流管外壁面能觀察到工質(zhì)的冷凝及流動，工質(zhì)冷凝及流動的速率隨傳熱量的增加而加快，蒸發(fā)器與補償器及引流管之間存在較強相變換熱。補償器和蒸發(fā)器核心通道內(nèi)工質(zhì)分布狀態(tài)能影響蒸發(fā)器向補償器的漏熱量，這是充裝量影響環(huán)路熱管性能的重要原因。

2）相同傳熱量下的環(huán)路熱管傳熱熱阻隨著充裝量增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，280 K工作溫度以下的最大傳熱量隨著充裝量增加呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。

3）實驗樣機存在最佳充裝量19.7 g。在最佳充裝量下補償器內(nèi)工質(zhì)液面高度接近蒸發(fā)器核心通道頂端。實驗環(huán)路熱管樣機在280 K以下的最大傳熱量為40W，對應最優(yōu)傳熱熱阻為2K／W。