冗余体积对低温脉动热管传热性能影响的实验研究

施雅然 徐 冬 吕秉坤 颜吉祥 李来风

(1 中国科学院理化技术研究所低温工程学重点实验室 北京 100190)

(2 中国科学院大学 北京 100049)

(3 松山湖材料实验室 东莞 523808)

1 引言

制冷机做冷源传导冷却超导磁体具有运行成本低、结构简单、安全性强、适应性强等优点,近年来被广泛使用,高纯铜常作为冷头与磁体间的软连接来导冷从而避免冷头震动的影响。此种冷量传输方式一方面受限于铜的热导率,铜辫子在远距离导冷时体积过大,经济性差;另一方面也容易在磁体内部形成局部热点,甚至导致磁体失超,故而应用效果不佳。脉动热管作为一种新型两相传热装置,具有传热效率高、可远距离导冷、受重力影响小等突出优点,为解决低温下高热流密度散热问题提供了新的方案。

脉动热管(Pulsating heat pipe,PHP)最早是由日本学者Akachi 在1990 年提出的。PHP 是由一根毛细管反复弯折构成,包括蒸发端、绝热段和冷凝端3部分,其原理结构如图1 所示。工质在毛细管内受表面张力的主导作用形成随机分布的气塞、液塞,在冷热端及管间不平衡压力差的推动下形成局部的脉动流动和总体的循环运行,依靠管内工质的相变和气液塞之间的脉动来传递热量。经过几十年的发展,中高温区脉动热管在实验及机理方面都取得了长足的进展,但低温脉动热管的研究起步较晚,目前对于低温PHP 的实验研究主要集中在工质、充液率、根数、管径等参数对传热性能的影响上。例如,Mito[1]等人探究了不同管径对传热性能的影响,结果表明内径为1.59 mm 的低温 PHP 的有效导热系数是内径0.78 mmPHP的两倍;Barba[2]等人测试了不同根数(36,22,12)的液氮PHP水平放置时的传热性能,结果表明根数越多,PHP 的传热性能越好;徐冬[3]等人研究了充液率及倾斜角度的影响,结果表明,存在最佳充液率,其范围在48.8%—66.1%,且与加热功率的大小有关,此外,在中等充液率下,重力对PHP 传热性能的影响更为明显,90°运行时传热效果最好。

图1 脉动热管结构原理图Fig.1 Schematic diagram of PHP

从上述研究内容来看,目前对于低温PHP 的实验研究还存在较大的局限性,像冗余体积、初始条件、壁面粗糙度等参数影响的研究还处于空白阶段,不足以揭示其传热机理。因此,为弥补现有研究的不足,解决低温PHP 应用的通用性问题,本研究设计了一种10 根液氮PHP,实验研究了冗余体积对其传热性能的影响。

2 实验系统

2.1 带冗余体积液氮脉动热管

图2 所示为实验所用的脉动热管结构,其由1 根长1.98 m 的316 不锈钢毛细管反复弯折成10 个平行通道而制成,首尾两端通过Swagelok 的T 型不锈钢三通与充入管相连用以充入工质。PHP 毛细管外径为1.59 mm(1/16 英寸),内径为0.9 mm,其内径小于液氮脉动热管的临界直径,以确保管内工质主要受表面张力驱动从而能够形成稳定的气液塞分布。PHP 的临界管径定义为:

图2 液氮PHP 结构图与实物图Fig.2 Structure diagram and photograph of nitrogen-based PHP

式中:Dcrit为临界内径,m/s2;σ为工质的表面张力,N/m;g 为重力加速度,m/s2;ρl和ρv分别为工质在饱和状态时的气态密度和液态密度,kg/m2。PHP 的蒸发端、绝热段和冷凝端的长度分别为35 mm、100 mm、35 mm。蒸发端和冷凝端由长100 mm,宽35 mm,厚10 mm 的高纯铜板制成,其上铣出10 个宽度略大于毛细管外径的凹槽,PHP 毛细管锡焊在铜板槽内,保证有良好的热接触。蒸发端的铜板酸洗并打磨光滑后在背面涂抹一层薄薄的低温清漆,然后将一阻值为80 Ω 的锰铜丝粘贴其上用以在实验过程中提供阶跃式加热量。

实验系统中充入管的存在将不可避免地引入一部分冗余体积,本实验中脉动热管冗余体积的大小是通过调节冲充入管的长度来改变的,实际结构见图3。对于本实验所用小冗余体积的PHP,其充入管是由一段长153 mm,内径为0.3 mm 的不锈钢管段和一段长267 mm,内径为1 mm 的不锈钢管段组成,两段管通过钎焊焊接在一起,其体积占脉动热管体积的17.51%;对于大冗余体积PHP,其充入管在小冗余体积PHP 充入管的基础上又加入了一段长1 000 mm,内径1 mm 的不锈钢管段,两段不锈钢管通过ϕ1 的不锈钢两通卡套相连(两段不锈钢管在卡套内部完全对接,卡套不会引入额外的冗余体积),其体积占脉动热管体积的79.86%。

图3 小冗余体积和大冗余体积PHP 结构Fig.3 Structure of small redundant volume PHP and large redundant volume PHP

2.2 实验装置

图4 所示为本实验所用实验装置及测控系统。采用一台单级GM 制冷机提供冷量,制冷机法兰通过螺栓连接一真空罩,真空罩法兰上设计有真空抽气口,实验前将其与涡轮分子泵机组相连并将装置内部抽至高真空,以消除气体对流和传导导热。冷头与一高纯铜制成的防辐射屏蔽罩相连,并通过紫铜热桥连接冷头与PHP 的冷凝端铜板,铜板与热桥接触面间采用铟片和涂抹Apiezon N 真空导热硅脂来减小接触热阻。防辐射屏外表面及整个PHP 组件均包裹30余层真空多层绝热材料,以减少辐射漏热。冷头上粘有一个大功率聚酰亚胺加热膜,用于在冷凝端控温时提供冷头热量补偿。装置布置8 个温度计测点(如图中白点所示),所有温度计均为经过中国科学院理化技术研究所低温计量站标定的铂电阻温度计,精确度0.5 K,采用四线制测量并涂抹Apiezon N 导热硅脂改善热接触,所有温度计的引线均在测点位置附近热沉,以消除引线从室温端引入的导热漏热。此外,在缓冲罐和充入管刚刚进入室温端的管路上装有两个压力传感器,分别用来控制充液率及监测PHP 内部压力振荡。

图4 实验装置及测控系统结构图Fig.4 Schematic illustration of experimental device and data acquisition system

实验过程中通过控温仪和防辐射屏上法兰的加热电阻控制热桥温度始终维持在77 K,以保证PHP冷凝端恒定在液氮常压下的沸点温度。所有压力及温度数据由万用表采集,加热膜与蒸发端锰铜丝分别通过两个恒惠直流电源供电。系统的数据采集和处理过程由LabVIEW 软件编写的程序控制,如图4所示。

2.3 充注系统及实验过程

由于低温工质在常压下是气态,故而低温脉动热管的充液过程不同于室温脉动热管的液态充注,而是先在室温下充入一定质量的气态工质,降温过程中工质液化从而达到所需充液率,该过程通过充注系统实现。充注系统包含缓冲罐、高纯氮气瓶、阀门及充入管等,结构如图5 所示。

图5 充注系统结构图Fig.5 Schematic illustration of filling system

实验开始前,先对管路进行吹扫纯化:关闭V3,打开V1、V2,开启真空泵对缓冲罐、充注管道及PHP内部进行粗抽;随后,关闭V2,打开V1、V3 及氮气瓶阀门,充入99.999% 的高纯氮气。以上操作反复进行5 次以上,最后一次将管道内部抽至10-5Pa 左右。随后,关闭V1、V2,打开V3 向缓冲罐内充入高纯氮气直到压力传感器P2 示数达预估的初始压力p0以后关闭所有阀门。使用分子泵机组将真空腔内部抽至10-3Pa 以下后,开启制冷机降温,并打开缓冲罐与PHP 管道间的阀门V1。随着冷头及PHP 组件温度的不断降低,氮气在脉动热管内液化导致缓冲罐压力下降,直至压力传感器P2示数达到预设压力Pf(接近1.013 ×103Pa)后,关闭V1,充注过程完成。充液率FR的计算是将氮气作为理想气体,并根据质量守恒求得:

式中:VBT、VPHP分别为缓冲罐、脉动热管的体积,m3;p0为缓冲罐内部的初始充气压力、pf为充液结束后缓冲罐的内部压力,Pa;Rg为气体常数;Tamb为环境温度,K;ρv和ρl分别取氮在77.3 K 下对应的饱和气和饱和液密度,kg/m3。

待蒸发端、冷凝端温度均冷却至77 K 左右并保持稳定后,打开直流源供电,使锰铜丝向蒸发端提供稳定的阶梯性上升热输入。记录各时刻蒸发端、冷凝端温度及PHP 压力。PHP 的传热性能由有效导热系数评估,即:

式中:Q为输入到脉动热管蒸发端的加热功率,W;L为脉动热管的绝热段的长度,m;n为脉动热管的绝热段根数;di为脉动热管的绝热段内径;Te、Tc分别为每一次改变加热功率蒸发端和冷凝端达到准稳定后的温度,K。

3 实验结果

3.1 预冷及降温过程

在液氮PHP 开始运行前,需要经过预冷将整个组件冷却至液氮温度,图6 所示液氮PHP 在充液率为50%,竖直放置时的降温曲线。该工况下,缓冲罐的初始充气压力p0为234 kPa。在A 点,开启制冷机降温后,随即打开阀门V1,工质被引入充注系统及PHP 组件内。AB 阶段,由于冷凝端通过热桥与冷头相连,在1 h 后便迅速下降至85 K,由于低温PHP 在室温下热阻较大,蒸发端只依靠不锈钢管壁及静态氮气的热传导来导冷,温度下降缓慢。在B 点,冷凝端开始有液氮产生,缓冲罐及PHP 的压力同步大幅度下降,此时开启控温,使冷凝端温度维持在77.3 K 左右。BC 阶段,随着时间的推移,越来越多的气体在冷凝端以及部分绝热段液化,由于表面张力的作用形成交替分布的气液塞并在管内振荡,液塞在重力作用下逐渐向蒸发端方向移动,故而该阶段蒸发端温度明显下降。在C 点,缓冲罐压力下降至预设压力pf(103.4 kPa),迅速关闭阀门V1,充液过程结束。在CD 阶段后期,待蒸发端、冷凝端温度及压力均稳定在接近常压下的两相状态,预冷过程结束。从结果来看,小、大冗余体积PHP 降温过程基本一致,说明冗余体积对PHP 组件的降温及预冷过程无明显影响。

图6 液氮PHP 在FR=50%,90°放置时的预冷过程Fig.6 Cooling process of nitrogen-based PHP at FR=50%,90°orientation

3.2 冗余体积对传热特性的影响

图7 分别显示了小冗余、大冗余体积液氮PHP在不同热负荷下温度、压力的变化情况。两次实验均在50%的充液率,90°方向上运行。从图中可以看到,在未达烧干点之前,每一次增加热负载,冷头充足的冷量始终能够维持冷凝端恒定在80 K 以下,即气塞始终可以在冷凝端被液化,而蒸发端的温度和PHP内部压力则在经历一个短暂的上升过程后达到准稳态,这表明PHP 可以成功运行,有效地将热量从蒸发端输送至冷凝端。随着热负荷的继续增大,PHP 被烧干,此时工质停止了循环流动,蒸发端向冷凝端的传热量降低,冷凝端的工质迅速液化,压力骤降;而蒸发端由于没有液体补充,不再发生相变,温度大幅度上升。脉动热管烧干前能够传递的最大热负荷定义为脉动热管的极限热负荷。在本实验工况下,小冗余体积PHP 的极限热负荷为40 W,是大冗余体积PHP(17 W)的2 倍。其原因可能是:工质从冷凝端到蒸发端的回流驱动力来自于液塞的重力水头及相邻管间的不平衡压力差。对于大冗余体积PHP 来说,较长的充入管内部囤积了大量的气体,其存在相当于引入了一个气体缓冲罐,它平衡了边路两根毛细管间的压力,使得边路毛细管与相邻管间的压力差被削弱,回流驱动力不足,大部分液塞被囤积在冷凝端,蒸发端的某些位置得不到液态工质的及时补充发生局部烧干。

图7 液氮PHP 在FR=50%,90°放置时的传热特性Fig.7 Heat transfer performance of nitrogen-based PHP at FR=50%,90°orientation

图8 所示为小、大冗余体积PHP 的有效热导率随功率的变化情况。对于小冗余体积PHP 来说,随着加热功率的增大,越来越多的气泡在蒸发端产生,驱动力逐渐增大,工质的脉动速度增大,故而热导率逐渐提高。然而,当加热功率继续增加时,气泡的增大又会导致蒸发端液膜换热面积的减小,使得热导率下降。因此,当加热功率为21.385 W 时,存在热导率峰值,其值高达28 000 W/(m·K)。但在高加热功率下,小冗余体积PHP 在达到热导率最低值后并没有直接烧干,而是出现了热导率的回升,由于低温PHP 的可视化还未实现,目前无法观测这一部分是否发生了其他流型的转变,其原因还需要更深一步的研究。对于大冗余体积PHP 来说,中低加热功率下热导率降低,出现了传热性能的恶化,究其原因可能是:加热功率增加,尽管更多的气塞在蒸发端产生,局部压力增大,但这部分增大的驱动力随即便被大冗余体积的缓冲作用削弱,不足以推动液塞形成较为剧烈的脉动,通过液塞脉动传递的显热量降低,传热性能下降。而随着功率的继续增加,蒸发端气泡不断长大、增多,冷热端压力差大幅度增加,冗余体积带来的削弱作用被湮没,巨大的压差驱动力推动工质克服毛细阻力、摩擦力形成快速稳定的循环流动,传热性能得到了改善,热导率回升。在加热功率为12.5 W时,大冗余体积PHP 的热导率达到峰值26 914 W/(m·K)。但很快,达到了极限热负荷,PHP 内部出现了烧干,工质停止了循环,热导率急剧下降。

图8 冗余体积对液氮PHP 有效热导率的影响Fig.8 Effect of redundant volume on effective thermal conductivity of nitrogen-based PHP

从以上实验结果来看,小冗余体积液氮PHP 的极限热负荷更大,能达到更高的有效热导率,其传热性能明显优于大冗余体积PHP。这表明,冗余体积的引入,尽管对初始充液率并无影响,但会很大程度地通过影响工质的流动流型恶化PHP 传热性能,在工程应用中,应采用更细更短的充入管以消除冗余体积引入的不利影响。

4 结论

实验研究了冗余体积对液氮PHP 传热性能的影响,该PHP 由10 根内径0.9 mm 的平行不锈钢毛细管组成,蒸发端、绝热段、冷凝端的长度分别为35 mm、100 mm、35 mm,冗余体积由充注系统中的充入管引入,小、大冗余体积分别占PHP体积的17.51%、79.86%。实验结果表明,小冗余体积PHP的最大有效热导率达28 000 W/(m·K),其极限热负荷高达40 W,是大冗余体积PHP 的2 倍。冗余体积的引入会一定程度地恶化液氮PHP 的传热性能,在工程设计中应尽量减小冗余体积。