丁汀 李國廣 苗建印 劉暢 周亮

(1 北京空間飛行器總體設(shè)計部，空間熱控技術(shù)北京市重點實驗室，北京 100094)(2 西安交通大學(xué)，熱流科學(xué)與工程教育部重點實驗室，西安 710049)

儲液器在被動式熱交換下環(huán)路熱管的熱性能研究

丁汀1李國廣1苗建印1劉暢1周亮2

(1 北京空間飛行器總體設(shè)計部，空間熱控技術(shù)北京市重點實驗室，北京 100094)(2 西安交通大學(xué)，熱流科學(xué)與工程教育部重點實驗室，西安 710049)

環(huán)路熱管是應(yīng)用于航天器、航空器、艦船等設(shè)備的新型換熱器件，熱性能是評價環(huán)路熱管的主要性能參數(shù)。通過試驗和系統(tǒng)級數(shù)值模擬研究了當(dāng)儲液器處于自然對流的被動式熱交換時，環(huán)路熱管在不同冷源溫度下的溫度分布特性和換熱性能，說明環(huán)路熱管總熱阻和冷凝器利用率受冷源溫度的影響規(guī)律。環(huán)路熱管存在可變熱導(dǎo)和固定熱導(dǎo)區(qū)：在可變熱導(dǎo)區(qū)，環(huán)路熱管總熱阻隨熱負(fù)荷的增大迅速減小，而升高冷源溫度有助于降低總熱阻；進入固定熱導(dǎo)區(qū)后，總熱阻則趨于穩(wěn)定。蒸發(fā)器換熱系數(shù)隨著熱負(fù)荷的增大先增大后減小，但其變化幅度在冷源溫度較高時明顯減弱。

環(huán)路熱管；熱性能；試驗；模擬；儲液器

1 引言

環(huán)路熱管(LoopHeatPipe，LHP)是一種利用毛細(xì)吸力提供循環(huán)動力的被動兩相傳熱裝置[1-2]。由于裝配靈活、可長距離輸送、低熱阻、反重力等特性，LHP已成功應(yīng)用于電子器件冷卻、航天器和潛艇等熱控系統(tǒng)[3-4]。美國和俄羅斯的航天器大多在LHP儲液器上安裝半導(dǎo)體致冷器進行主動制冷，可以有效降低LHP熱阻，起到了不錯的效果[1-4]。我國航天器也越來越多地開始使用LHP，如空間站、遙感衛(wèi)星以及有效載荷內(nèi)部等。但受到電資源的限制，特別是空間站系統(tǒng)和某些載荷內(nèi)部，LHP的用戶往往希望在儲液器上的致冷器制冷量消耗盡量少，甚至不安裝半導(dǎo)體致冷器，也就是說希望儲液器處在完全被動式的熱交換環(huán)境下使用LHP來解決散熱問題。

本文通過試驗并建立系統(tǒng)級理論模型，研究當(dāng)儲液器處于被動式的自然對流換熱模式時,LHP在不同冷源溫度下的溫度分布特性和傳熱性能。選擇典型的LHP結(jié)構(gòu)，試驗研究不同熱沉溫度下LHP的溫度分布特性和蒸發(fā)傳熱性能，結(jié)合系統(tǒng)級數(shù)值模擬結(jié)果分析LHP的工作模式和總熱阻，給LHP在實際航天器中的工程應(yīng)用提供技術(shù)支撐。

2 環(huán)路熱管工作原理

LHP主要由蒸發(fā)器、蒸氣/液體管路、冷凝器和儲液器等部件組成，如圖1(a)所示。LHP穩(wěn)態(tài)運行狀態(tài)下各部件內(nèi)的壓力-溫度關(guān)系如圖1(b)所示。系統(tǒng)工作時，蒸發(fā)器從熱源處獲得熱量使液體工質(zhì)在毛細(xì)芯外壁吸熱蒸發(fā)，蒸氣槽道呈飽和氣體狀態(tài)且溫度最高；蒸氣繼續(xù)受熱，運移到蒸氣管路入口時呈過熱態(tài)；蒸氣沿蒸氣管路流入冷凝器(熱沉)后放熱并進入氣液飽和狀態(tài)，當(dāng)經(jīng)歷氣液界面后工質(zhì)繼續(xù)放熱呈過冷態(tài)；過冷液體再通過液體管路回流至蒸發(fā)器和儲液器內(nèi)且呈飽和態(tài)，回流的液體在毛細(xì)吸力的作用下進入毛細(xì)芯內(nèi)，然后在毛細(xì)芯外壁蒸發(fā)，至此完成一個循環(huán)。隨著工質(zhì)的流動，LHP沿程的溫度有增有降，壓力則逐漸減低。

LHP為高集成度的封閉式傳熱設(shè)備，系統(tǒng)內(nèi)高壓且近似等壓，各部件的溫度分布特性解釋并影響LHP的工作性能。作為系統(tǒng)內(nèi)調(diào)節(jié)流體分布的最大容積部件，儲液器的工作狀態(tài)對LHP的傳熱有其特殊的貢獻。Kaya等[5]建立的LHP穩(wěn)態(tài)運行模型考慮了冷凝器同環(huán)境的輻射換熱條件，得出了工作溫度同熱負(fù)荷間的U型變化趨勢，且與試驗結(jié)果符合良好。Chernysheva等[6]比較了穩(wěn)態(tài)運作時儲液器內(nèi)氣液界面對工作溫度的影響，發(fā)現(xiàn)有氣液界面時，系統(tǒng)會經(jīng)歷可變熱導(dǎo)和固定熱導(dǎo)區(qū)，而無氣液界面時，系統(tǒng)則只工作于固定熱導(dǎo)區(qū)。張紅星等[7]通過試驗說明雙儲液器環(huán)路熱管能很好地解決重力場中蒸發(fā)器和儲液器的方位限制問題，系統(tǒng)能在各種姿態(tài)下正常運行。Joung等[8]向儲液器連接一個調(diào)壓裝置，其內(nèi)充裝不凝氣體使LHP蒸氣管路形成等溫區(qū)間，進而控制蒸發(fā)器內(nèi)的飽和氣體溫度。

注：1為蒸汽槽道，2為蒸汽管路入口，3為蒸汽管路出口，4為冷凝器入口，5為氣液界面，6為冷凝器出口，7為儲液器入口，8為毛細(xì)芯內(nèi)壁，9為毛細(xì)芯外壁。
圖1 LHP的結(jié)構(gòu)示意圖和壓力-溫度關(guān)系示意圖
Fig.1 Schematic diagrams of LHP structure and relation between temperature and pressure

3 環(huán)路熱管數(shù)學(xué)模型

本文采用Kaya等人[5]和Chuang[9]的理論模型模擬環(huán)路熱管穩(wěn)態(tài)運行下系統(tǒng)內(nèi)的流動、傳質(zhì)和傳熱特性。忽略各壁面處的接觸熱阻和蒸氣/液體管路的管壁熱阻，系統(tǒng)與環(huán)境以自然對流進行熱交換，蒸發(fā)器核心和儲液器處于氣液共存的飽和態(tài)。

工質(zhì)氨的物性，如密度、黏度、導(dǎo)熱率、比熱和氣化潛熱等，均由NIST軟件子程序調(diào)用。單相壓降計算采用光滑圓管的Darcy-Weisbach方程，如式(1)。兩相區(qū)的壓降則根據(jù)兩相區(qū)的蒸汽質(zhì)量引入兩相乘子，類比單相壓降式(1)求解[9]。毛細(xì)芯內(nèi)的壓降由Darcy定律計算。

(1)

式中：ΔP為流動壓降；f為摩擦系數(shù)；L為流動距離；Dh為當(dāng)量直徑；ρ為工質(zhì)密度；V為工質(zhì)流動速度。

根據(jù)能量守恒方程建立管內(nèi)單相、兩相流動的換熱關(guān)系，其微分方程式為

(2)

(3)

式中:m為流體質(zhì)量；CP為流體比熱容；(UA/L)F-A和(UA/L)F-S分別為流體與環(huán)境和冷源的總傳熱系數(shù)；QEVAP為蒸發(fā)熱功率；Tf為單相流體溫度；TAMB為環(huán)境溫度；Tsink為冷源溫度；TSAT為兩相流體飽和溫度。

在自然對流的被動式熱交換條件下，儲液器的能量平衡方程為

(4)

式中：QHL為蒸發(fā)器的漏熱；QSC為回流液的過冷量；QR-A為環(huán)境與儲液器壁面的自然對流換熱。其中，QHL包含兩部分[9]：①徑向漏熱，即通過毛細(xì)芯傳遞至蒸發(fā)器核心的熱量；②軸向漏熱，即蒸發(fā)器核心通過流動傳遞至儲液器的熱量。計算自然流對換熱量QR-A時需要的傳熱系數(shù)[10]為

(5)

式中：TR為儲液器溫度；DR,O為儲液器直徑。

LHP的系統(tǒng)級模型涉及各個部件的熱質(zhì)輸運方程，求解思路為：從毛細(xì)芯外壁開始，受熱液體經(jīng)歷汽化、冷凝、回流至儲液器后，以儲液器的能量平衡為收斂判據(jù)，得出LHP回路穩(wěn)態(tài)下的溫度和壓力分布結(jié)果。由于系統(tǒng)級模型較為繁雜，這里不一一列舉，詳細(xì)的方程描述和具體的求解方法見文獻[5]和[9]。

4 試驗結(jié)果與討論

4.1 試驗裝置

試驗測試的LHP結(jié)構(gòu)如圖2所示。詳細(xì)的尺寸參數(shù)列于表1?；芈饭懿臑椴讳P鋼，工質(zhì)為高純氨。蒸發(fā)器外壁通過薄膜電加熱器提供負(fù)載熱功率；冷凝器中將冷凝管道釬焊在金屬冷板內(nèi)，控制冷板的溫度以實現(xiàn)恒溫?zé)岢?。試驗溫度由T型熱電偶測量。整個環(huán)路外壁共分布10個溫度測點，如圖2所示，分別為蒸發(fā)器外壁(T1)、蒸發(fā)器出口(T2)、蒸氣管路入口(T3)、冷凝器入口(T4)、冷凝器內(nèi)部(T5，T6和T7)、冷凝器出口(T8)，儲液器入口(T9)和儲液器外壁(T10)。蒸發(fā)器和儲液器的壁面分別均勻布置3個熱電偶，其平均值視為T1和T10的溫度值。

圖2 LHP系統(tǒng)的試驗設(shè)置圖
Fig.2 Experimental settings of LHP system

表1 LHP各部件的尺寸參數(shù)

Table 1 Structure parameters of LHP mm

環(huán)路熱管運行時，環(huán)境溫度為恒定20 ℃。冷板溫度分別調(diào)節(jié)為10 ℃、15 ℃和20 ℃后，設(shè)定不同的熱負(fù)荷值，當(dāng)各溫度測點變化值在30 min內(nèi)不超過0.5 ℃時，認(rèn)為系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)。

4.2 試驗結(jié)果及討論

4.2.1 溫度特性

圖3(a)為10 ℃冷源溫度時不同熱負(fù)荷下沿程管壁溫度的測量結(jié)果。由于熱量加載于蒸發(fā)器壁面，T1溫度值最高；毛細(xì)芯外徑受熱蒸發(fā)的氣體經(jīng)過蒸汽槽道流至蒸發(fā)器出口T2，溫度降低；進入蒸氣管路后，受自然對流作用，管路內(nèi)溫度降低至T4，但降低幅度不大；工質(zhì)進入冷凝器后放熱，首先處于氣液飽和的兩相態(tài)，流體接近等溫；待氣體完全冷凝至液態(tài)后，工質(zhì)繼續(xù)放熱呈過冷態(tài)，溫度逐漸降低，但是在50 W、100 W和200 W時，冷凝器出口溫度T8稍有升高，這可能是由于低熱負(fù)荷下環(huán)境溫度高于冷凝器溫度，同時質(zhì)量流速較小，冷凝器出口處存在溫度升高現(xiàn)象[11]，導(dǎo)致T8值大于T7值；進入液體管路后，流體與環(huán)境進行自然對流換熱，儲液器入口T9的溫度值取決于冷凝器出口溫度T8和環(huán)境溫度的高低。在50 W、100 W和200 W時，質(zhì)量流速小，液體管路內(nèi)液體溫度從環(huán)境吸熱，T9值升高明顯，而較大功率下，T9值則與T8值差異不大；最后，回流至儲液器的過冷液體接受蒸發(fā)器的漏熱，溫度上升至T10。

圖3 穩(wěn)態(tài)運行下LHP的溫度特性Fig.3 Temperature results of the LHP at steady state

圖3(b)給出了不同冷源溫度下蒸氣管路入口溫度T3隨熱負(fù)荷變化的試驗和模擬結(jié)果。根據(jù)試驗結(jié)果，相同熱負(fù)荷，隨著冷源溫度的降低，LHP的換熱能力增大，故而蒸氣溫度降低。當(dāng)冷源溫度低于環(huán)境溫度時(Tsink為10 ℃或15 ℃)，隨著熱負(fù)荷的增大，蒸氣溫度經(jīng)歷先降低的可變熱導(dǎo)區(qū)，隨后進入逐漸升高的固定熱導(dǎo)區(qū)。該原因如圖3(a)所示：低熱負(fù)荷下，冷凝器未完全用于冷凝氣體，換熱面積處于變化中，而高熱負(fù)荷時換熱面積穩(wěn)定，LHP類似于恒定導(dǎo)熱器件。當(dāng)冷源溫度等于環(huán)境溫度時(Tsink為20 ℃)，冷凝器內(nèi)的換熱面積不變，于是LHP的工作溫度隨熱負(fù)荷逐漸升高。模擬結(jié)果同試驗值趨勢一致，系統(tǒng)存在可變熱導(dǎo)區(qū)和恒定導(dǎo)熱區(qū)。然而，在可變熱導(dǎo)區(qū)內(nèi)，試驗值明顯大于模擬值，這可能是由于可變熱導(dǎo)區(qū)，液體管路的回流液溫度較低，同時質(zhì)量流速較小，流經(jīng)蒸發(fā)器核心時受熱，在毛細(xì)芯內(nèi)壁發(fā)生核態(tài)沸騰，產(chǎn)生氣泡和兩相流動，致使漏熱量增大，從而儲液器溫度升高，最終引起系統(tǒng)的工作溫度升高[11]。

4.2.2 蒸發(fā)換熱系數(shù)

蒸發(fā)器的蒸發(fā)換熱系數(shù)[12-13]為

(6)

式中：Qapp為熱負(fù)載；Aevap為蒸發(fā)器壁面面積；ΔTevap為蒸發(fā)器的過熱度，即指蒸發(fā)器溫度Te與毛細(xì)芯外徑飽和蒸汽溫度Tv的差值，試驗測量中分別以T1值和T3值來表示。

圖4給出不同冷源溫度下試驗測量的hevap隨熱負(fù)荷的變化關(guān)系。

圖4 不同冷源溫度下蒸發(fā)器蒸發(fā)換熱系數(shù)隨熱負(fù)荷的變化趨勢Fig.4 Relation between applied power and heat transfer coefficient of evaporator under different sink temperatures

在10 ℃熱沉下，hevap隨熱負(fù)荷的增加呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。這是由于在小熱負(fù)荷下，毛細(xì)芯的蒸發(fā)界面處于毛細(xì)芯外表面，隨著熱負(fù)荷的增大，熱流密度增加，活化的成核點逐漸增多，換熱系數(shù)隨之增大；到達一定的熱流密度后，蒸發(fā)界面開始向毛細(xì)芯內(nèi)部移動，通過減小界面曲率半徑提供更大的循環(huán)動力壓差，此時，毛細(xì)芯表面形成一層氣膜，即毛細(xì)芯出現(xiàn)“燒干”點[14]，繼續(xù)增大熱負(fù)荷后，氣膜厚度增大，傳熱阻力增大，故而換熱系數(shù)逐漸減小。隨著冷源溫度的升高，蒸發(fā)換熱系數(shù)逐漸降低，同時hevap的變化范圍受熱負(fù)荷的影響明顯變?nèi)?，這是由于冷源溫度升高后，蒸氣飽和溫度較高(如圖3(b))，在高的界面溫度條件下，被激活的活化成核點已經(jīng)較多，隨著熱流密度的增大，成核點密度增加率減小，致使換熱系數(shù)變化幅度降低。

4.2.3 LHP總熱阻

LHP的總熱阻定義[15]為

(7)

式中：Te為蒸發(fā)器殼體溫度；Tsink為冷源溫度；Qapp為熱負(fù)載。

圖5(a)顯示不同熱沉溫度下RLHP隨熱負(fù)荷的變化趨勢。隨著熱負(fù)荷的增大，總熱阻首先迅速降低，在熱功率大于200W后，RLHP逐漸趨于穩(wěn)定值0.07 K/W左右，這是由于LHP存在可變熱導(dǎo)和固定熱導(dǎo)區(qū)。該現(xiàn)象也可由冷凝器內(nèi)的換熱面積大小來解釋，如圖5(b)為冷凝器內(nèi)氣液界面位置的數(shù)值模擬結(jié)果?？梢钥闯?，在小熱負(fù)荷區(qū)，隨著熱負(fù)荷增大，用于冷凝氣體的兩相區(qū)域長度逐漸增大，即換熱面積增大，此時LHP工作于可變熱導(dǎo)區(qū)；當(dāng)Qapp大于200W后，氣液界面位置接近冷凝器出口，LHP進入固定熱導(dǎo)區(qū)，熱阻趨于穩(wěn)定。由圖5(a)，在可變熱導(dǎo)區(qū)，總熱阻隨著冷源溫度的升高逐漸變小，原因是升高冷源溫度后，自然對流換熱對液體管路的加熱作用減弱，致使蒸發(fā)器同冷凝器的溫差減小，熱阻降低；而進入固定熱導(dǎo)區(qū)后，總熱阻不受冷源溫度的影響，近似為定值。

圖5 不同冷源溫度下LHP的總熱阻和冷凝器的利用率Fig.5 Total thermal resistance of LHP and utilization ratio of condenser

5 結(jié)論

儲液器為自然對流的被動式傳熱模式下，通過試驗和數(shù)值模擬研究了不同冷源溫度下LHP的熱性能，主要得出以下結(jié)論：

(1)在冷源溫度低于環(huán)境溫度時，LHP存在可變熱導(dǎo)區(qū)和恒定導(dǎo)熱區(qū)；反之則LHP接近于恒定導(dǎo)熱器件。

(2)隨著熱負(fù)荷的增大，蒸發(fā)器換熱系數(shù)先增大后減小，但其變化幅度在冷源溫度較高時明顯減弱。

(3)LHP的總熱阻隨著熱負(fù)荷的增大迅速降低而后趨于穩(wěn)定；升高冷源溫度有助于降低總熱阻，但該效果僅作用于可變熱導(dǎo)區(qū)。

(4)在可變熱導(dǎo)區(qū)，由于漏熱的存在，試驗溫度值明顯高于模擬結(jié)果。蒸發(fā)器內(nèi)的漏熱現(xiàn)象與核態(tài)沸騰和氣液兩相流等復(fù)雜熱現(xiàn)象有關(guān)，其量值的準(zhǔn)確預(yù)測仍待進一步研究。

在實際的工程應(yīng)用中，冷源溫度一般低于環(huán)境溫度，而用戶往往希望LHP工作在固定熱導(dǎo)區(qū)，LHP熱阻固定，可以有效、穩(wěn)定地控制被控對象的溫度。因此，在儲液器為自然對流的被動式傳熱模式下，通過對應(yīng)的熱負(fù)荷選擇合適尺寸的LHP，使其工作在固定熱導(dǎo)區(qū)，是設(shè)計師進行LHP設(shè)計時需考慮的第一個重要因素。同時，抵消LHP蒸發(fā)器向儲液器的漏熱，使儲液器保持在過冷液態(tài)，是LHP穩(wěn)定運行的重要前提。因此，通過冷凝器的合理設(shè)計，保留一定余量的過冷段，同時對液體管路進行有效絕熱，從而使回流至儲液器的工質(zhì)具備一定的過冷度，是設(shè)計師進行LHP設(shè)計時需要考慮的另一個重要因素。上述試驗和數(shù)值模擬的結(jié)果，可以為在工程實際中設(shè)計師對LHP儲液器采用被動式熱交換的運行模式提供技術(shù)支持和借鑒作用。

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(編輯：張小琳)

Study on Thermal Performance of Loop Heat Pipe with Passive Heat Exchange for Accumulator

ING Ting1 LI Guoguang1 MIAO Jianyin1 LIU Chang1 ZHOU Liang2

(1 Beijing Key Laboratory of Space Thermal Control Technology，Beijing Institute ofSpacecraft System Engineering，Beijing 100094，China)(2 Key Laboratory of Thermo-fluid Science and Engineering of MOE，Xi’anJiaotong University，Xi’an 710049，China)

The loop heat pipe is a new-fashioned heat exchanger applied in spacecraft，and thermal performance is the main performance parameter of a LHP. Experimental and systematic numerical study are conducted on the temperature distribution and heat transfer property in the loop heat pipe under different condenser temperatures，when the reservoir is in the passive mode of heat exchange，i.e. the natural convection. The paper also discusses the effect of the condenser temperature on the total thermal resistance of the loop heat pipe and the utilization ratio of the condenser. The loop heat pipe has both variable and fixed conductance mode. In the variable conductance mode，the total thermal resistance of the LHP decreases rapidly with increased heat load and increased condenser temperature. In the fixed conductance mode，the total thermal resistance tends to be stable. The heat transfer coefficient of the evaporator firstly increases and then decreases with increased heat load，but this variation range is reduced when the condenser temperature is high.

loop heat pipe; thermal performance; experiment; simulation; accumulator

2016-07-21；

2016-11-01

國家自然科學(xué)基金資助項目(51406009)

丁汀，男，高級工程師，研究方向為航天器熱控制及兩相流動技術(shù)。Email：dingting_nt@163.com。

TB

ADOI：10.3969/j.issn.1673-8748.2016.06.009