液氮温区平板蒸发器环路热管实验研究

2019-06-26张畅谢荣建张添鲁得浦吴亦农洪芳军

北京航空航天大学学报 2019年6期

张畅，谢荣建，张添，鲁得浦，吴亦农，*，洪芳军

（1.中国科学院上海技术物理研究所，上海200083； 2.中国科学院大学，北京100049；3.上海交通大学机械与动力工程学院工程热物理研究所，上海200240）

深低温环路热管是一种深低温热传输器件，其应用主要面向空间深冷热控制系统。近年来，深空探测、天文观测等宇航任务持续发展，越来越多的航天器载荷需要深低温工作环境，其中空间红外天文望远镜以及其他先进探测器和光学系统的工作温度都低于80～120 K。随着探测器功率及工作温度要求的提高，空间低温环境的制冷器件逐步由空间辐射制冷器转为使用小型低温机械制冷机。由于机械制冷机会对探测器造成电磁干扰及机械振动，需要深低温热传输部件连接两者，同时起到隔绝干扰的作用。相比于铜链及传统深低温热管等传热方式，深低温环路热管具有传热效率高、距离长、安装便利、可靠性高且无运动部件等优点，在航天器深低温热控应用中受到了更多研究者的青睐。

Hoang等[1-3]研制了首台氮工质环路热管，通过并联次蒸发器辅助降温的方式，实现热管的超临界启动运行。莫青等[4]采用串联次蒸发器加速了热管的启动。李强等[5]研究了热管周期性热负载运行情况，并建立了数值计算模型。赵亚楠等[6-7]实现了氮工质深低温环路热管大功率传热，最大传热功率41 W。杨帆和董德平[8]在冷凝器中集成了次蒸发器完成深低温热管的加速启动。柏立战等[9-11]研究了小型深低温环路热管的器件布局对热管性能的影响，同时建立了深低温环路热管数值模型。王录等[12]对热管的备份运行进行了研究，实现了系统在4种模式下的稳定运行。目前所研究的深低温环路热管的蒸发器为传统的圆柱型结构，相比于圆柱型结构，新型的平板型蒸发器可以有效减小蒸发器与散热面间的接触热阻，减小蒸发器体积，在常温区[13-15]已成为环路热管的研究热点。

综上所述，深低温环路热管是一种重要的热传输装置，科研人员对其开展了一系列研究，但针对工作在深低温环境的平板型环路热管尚未开展研究工作。同时现有的深低温环路热管主要通过并联或串联次蒸发器辅助降温以及重力辅助降温的方法实现超临界启动，增加了系统复杂度限制了热管的使用。为此，本文研制了一套无辅助启动结构的液氮温区平板蒸发器环路热管，开展了全面的实验研究，详细分析了热管的超临界自启动特性、传热性能以及间歇性热负荷下的运行情况。

1 实验系统

1.1 热管设计

实验所用液氮温区平板蒸发器环路热管结构如图1所示，由平板蒸发器、冷凝器、液体管线、气体管线以及储气库5部分组成。图中，Te为蒸发器温度；Te，in为蒸发器入口温度；Te，out为蒸发器出口温度；Thead为热沉温度；Tc，in为冷凝器入口温度；Tc，out为冷凝器出口温度。

环路热管为单一蒸发器结构，无辅助启动部件。环路热管的蒸发器为上下式平板结构，补偿器位于蒸发器上方。蒸发器为矩形结构，蒸发器的蒸汽槽道沿长度方向刻在陶瓷芯表面，在蒸发器两端留有空腔用于蒸汽溢出后汇集。蒸发器采用多孔氧化锆陶瓷作为毛细芯，其毛细孔径小可增大热管的传热极限。同时氧化锆热导率小于金属材料可有效减小蒸发器的背向漏热，减小热管的传热热阻，实物图如图2所示。热管的冷凝器采用蛇形盘绕的铜管，压入铝板的结构，通过铜管与铝板间的换热，进行工质的冷却。储气库连接在环路热管的冷凝管线上以远离蒸发器来减小来自气库的热量对热管传热性能的影响。环路热管工质为氮气，气液管线为铜制，蒸发器管壳采用不锈钢材料，详细结构参数见表1。

图1 平板蒸发器环路热管结构及温度测点示意图Fig.1 Schematic of loop heat pipe structure with flat evaporator and temperature measurement points

1.2 测试系统

图3 实验系统示意图Fig.3 Schematic of experimental system

实验系统示意图如图3所示。实验系统由真空罐、真空泵组、G-M制冷机、水冷机组、直流稳压加热电源、薄膜电加热片、安捷伦数据采集仪、Lakeshore的Cernox高精度测温电阻、计算机数据采集程序、氮气瓶、降压阀、截止阀和压力表等装置组成。真空罐和真空泵组提供真空实验环境，隔绝热管与环境的对流换热。G-M制冷机和水冷机组为热管提供散热所需的深低温热沉。直流稳压加热电源和薄膜电加热片作为热负载，模拟红外探测器等热负荷的发热过程。使用安捷伦数据采集仪、Lakeshore的Cernox高精度测温电阻和计算机数据采集程序测量并采集传热系统各点温度。氮气瓶、降压阀、截止阀和压力表组成环路热管工质充装系统。通过热管内氮气的充装压力确定充装质量，标定后充装误差小于0.1 g。实验中使用安装在G-M制冷机 “冷头”的铝制转接块作为深低温热沉，能够通过调节补偿加热功率控制热沉温度。热管平放在真空罐内，采用水平测量仪使得气液管线与地面水平，消除重力对环路热管运行的影响。薄膜电加热片贴在蒸发器下表面模拟热负载。如图1所示，沿环路热管工质循环方向在环路热管的关键位置上固定温度测点，测温数据采集频率为20 s一次，标定后测量误差在±0.1 K。环路热管实验处于真空度小于10-3Pa的真空罐内以此隔绝与常温环境的对流换热，同时在实验件上包裹30层聚酰亚胺镀铝薄膜减小环境的辐射漏热。热管的储气库通过管线与罐外充装系统连接，实验中热管按照80 K温度下65%的充液率进行充装，充装质量为14 g，常温下充装压为2.4 MPa。

2 实验结果和讨论

2.1 环路热管自启动特性

深低温环路热管内的工质氮气在常温下处于气态，蒸发器中不存在液态工质，热管无法直接启动运行，需要先降温再启动。环路热管在启动过程中各个特征节点温度随时间的变化如图4所示。从图4中可以看出，热管的整个启动过程可分为3个阶段。第1阶段：环路热管的冷凝器降温；第2阶段：环路热管的管线和蒸发器降温；第3阶段：热负载加热，工质循环，热管完成启动开始运行。

图4 启动过程中环路热管温度变化Fig.4 Change of loop heat pipe temperature in startup process

第1阶段开始时，传热系统处于290 K左右的室温，管内气体压力约为2.4 MPa，管内充满高压的氮气。当G-M制冷机开始工作，冷凝器的温度随制冷机“冷头”的温度开始迅速降低，同时靠近冷凝器的气液管线的温度也随之降低。此时热沉与冷凝器的温度高于氮的临界温度，热管主要通过管线的管壳导热进行传热，因此距离冷凝器较远的管线及蒸发器降温速率缓慢。随着冷凝器温度降低，管内氮气的压力降低，储气库中的氮气不断进入冷凝器中。当时间为60 min时，环路热管的冷凝器降至热沉温度80 K附近，冷凝器进出口温度接近冷凝器温度。此时蒸发器上各点温度仍接近常温，完全依靠管线导热使得温度略有下降。环路热管完成了冷凝器的降温，第1阶段结束。

当冷凝器完成降温后，更多的氮气不断从储气库进入冷凝管线，冷凝管线内凝结的液滴逐渐增多并不断汇聚。由于液体的延展性，液氮沿着管线壳内壁平铺，从冷凝器逐渐向蒸发器延伸。液氮接触到温度高于沸点的管壳吸热气化，管壳温度迅速下降，蒸汽流向压力更低的冷凝管内，此时热管开始可以通过工质的相变对气液管线进行降温。从图4可以看到，当时间为70 min左右时，蒸发器液体管线入口上的测温点温度快速下降，说明此时液氮已经扩散至蒸发器入口处，降温速率极大增强，此处管线迅速降温至冷凝器管线的温度。随后蒸发器温度也开始迅速下降，短时间内降至冷凝器温度。这种情况下大量热量通过氮工质相变传输至冷凝器，冷凝器受热温度上升。80 min后，环路热管各部分温度趋于稳定，蒸发器温度随冷凝器温度缓慢下降。储气库中绝大部分工质进入冷凝管线和蒸发器中，环路热管整体完成降温，降温第2个阶段结束。

当环路热管各部分温度稳定后，热管进入启动的最后一个加热运行阶段，环路热管各部分温度随热沉温度下降。当时间为105 min时，对蒸发器施加2.5 W热负载，蒸发器及蒸发器出口温度上升。液氮在蒸发器毛细芯的表面发生相变，蒸汽在毛细压力的作用下，蒸汽流向压力更低的冷凝管线内。蒸汽在冷凝器内凝结成饱和液体，再降温至过冷液体。在蒸汽压力的推动下流向热管的补偿器，液体再从补偿器流入蒸发器。环路热管的蒸发器温度逐渐稳定，环路热管完成了启动运行。随后逐渐加大蒸发器负载功率，当时间为130 min时，环路热管在15 W加热功率下稳定运行，各点温度平稳，管内各部分压力也趋于稳定，储气库内压力逐渐降低至冷凝段压力，两者间气压平衡，不再有工质从储气库进入冷凝管线。环路热管内形成稳定的气液循环，环路热管完成启动。

深低温平板蒸发器环路热管自启动性能良好，当热沉温度降低至液氮温区后，环路热管的冷凝器温度迅速下降，蒸发器能够无辅助自行降温。热管的蒸发器降温依靠的是工质的延展和管壳的导热，本质上还是依靠重力下液体的延展，实验证明逆重力是无法启动的，因此本质上是一种弱作用的重力辅助启动。但这重力在热管运行时不起到辅助作用，蒸发器和冷凝器处于同一水平面，不存在重力差。管内工质分布均匀。加热后气液循环顺利，温度响应迅速，传热系统能够在短时间内达到热平衡，稳定传输热量。

2.2 传热特性

环路热管稳定运行时的温度分布是衡量其传热性能的重要依据，针对深低温环路热管在不同温区的传热性能进行实验研究。如图5所示，环路热管在冷凝器温度为 70 K时，传输 5、10和15 W的温度分布。

从图5中可以看出，沿工质循环方向热管外表面有着不同温度的分布。这是由热管内工质的热力循环特性决定的。各点之间的温差随加热功率上升而增加。工质从冷凝器出口流出，低温液态工质进入管线，由于对环境换热所造成的影响，工质温度上升。随后工质进入补偿器，来自蒸发器侧壁及毛细芯的背向的热量使得工质温度继续上升。工质在毛细芯内部及表面发生相变，气体沿蒸汽槽道流向气体管线，并继续被加热。因为过热度的存在，此时蒸发器出口温度应低于蒸发器加热处的温度。但是由于深低温环路热管的管线受到环境施加的热负载，气体的热导率远低于液体，使得气体管线的外壳温度会高于蒸汽温度，测量过程中该温度更接近蒸发器加热处的温度。因此一般以蒸发器气体出口处管壳温度定义为热负载的工作温度。

图5 环路热管温度随功率的变化Fig.5 Variation of temperature with power for loop heat pipe

深低温环路热管在红外探测等其他低温光学的应用中，最受关注的是其在不同传热功率下，其热负载的工作温度与低温制冷机的“冷头”温度之间的温差。本文制冷机的“冷头”温度为与热管冷凝器连接的冷板温度。由此定义深低温环路热管的总热阻为蒸发器气体出口处管壳温度与热沉温度之差比上所传输的热量，即

式中：Q为蒸发器上加热片的加热功率。热管在高真空绝热环境下实验，因此可以认为加热片的全部热量通过热管传递。

平板蒸发器在环路热管中的应用是本文研究重点，因此需要定义评价蒸发器性能的参数，定义蒸发器进出口温度之差比上热负载热量为蒸发器热阻，即

当环路热管传输热量为5 W和10 W时，冷凝器温度分别在70、80和90 K的总热阻和蒸发器热阻如图6所示。

从图6中可以看出，热管的总热阻和蒸发器热阻随着加热功率和温区的升高而降低，热管能够在70～100 K温区工作，热阻最低为0.8 K／W。其中热阻随工作温区的上升的下降趋势较为明显，这是因为工质随着温度的升高，工质的潜热虽有所降低，但工质的气液密度比大幅上升，同时相同的饱和温度变化引起的饱和压力差也进一步增大，使得其工质品质更利于热管的运行。热负载的上升使得传热温差进一步上升，这是由需要更大的温差继而产生更大的饱和压力差来推动工质更快的循环所造成的。但增加加热功率后，从蒸发器到补偿器的漏热量没有大的增加且均分给了更大流量的工质，因此由显热传热造成的温度上升有所下降，热管的总热阻及蒸发器的热阻随加热功率的上升而降低。

图6 热阻随工作温区变化Fig.6 Variation of thermal resistance with operating temperature region

在常温环路热管的实验中，传热热阻会随着热负载的功率上升而先下降再上升，但在深低温环路热管的实验中，这一拐点很难在测试中发现。其原因是区别于常温环路热管，深低温环路热管多出气库这一结构。常温热管的热负载增大会造成热管的温度上升，继而造成热管的内部的压力上升，使得热管可以在高温高压下工作。虽然传热热阻较大，但仍可以工作。而对于带有气库的深低温环路热管，当热管蒸发器温度随功率增加升高后，由于气库体积巨大，其压力上升有限，此时很容易造成蒸发器内部压力低于饱和压力，造成蒸发器烧干，热管丧失传热能力。

2.3 间歇性热负荷对环路热管运行的影响

在深空探测等空间项目中，使用深低温环路热管进行温度控制的红外探测器等载荷在实际运行中，一般处于间歇性的工作状态。因此环路热管需要在热负荷间歇周期性变化的情况下保持对载荷的有效控温。图7为环路热管在间歇性热负荷下的温度变化。热负荷变化周期为0.5 h，幅值为10 W。从图中可以看出，热管开始处于10 W的稳定运行状态，随后周期性开关闭加热。当热负载停止加热时，蒸发器温度下降，逐渐向冷凝器温度靠近，保持在低温环境下。当关闭热负载一段时间后施加热负载，热管的蒸发器温度上升，随后很快趋于稳定。环路热管在启动后停止工作后能够再短时间内实现再启动，进入稳定运行的状态，实现对载荷热量的有效传输。这是因为在热负荷间断时，环路热管蒸发器内存留足够的液态工质，再次受热时毛细芯表面能够生成蒸汽推动工质的循环，完成热管的再次启动。因此液氮温区平板型环路热管可实现对间歇工作的红外探测器等负载的有效温度控制。