陳思凡李江道申運偉劉東立甘智華*趙志萍耑 銳張 亮

(1.浙江大學(xué)制冷與低溫研究所，杭州310027；2.浙江省制冷與低溫重點實驗室，杭州310027；3.上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海201108；4.西湖大學(xué)工學(xué)院浙江省3D微納加工和表征研究重點實驗室，杭州310024；5.浙江西湖高等研究院前沿技術(shù)研究所，杭州310024)

1 引言

為降低背景噪聲，提升探測靈敏度，大量空間探測器需在低溫環(huán)境下工作，通常待探測信號的波長越長，探測器所需的溫度越低[1]。尤其在對波長處于遠紅外線、毫米波和亞毫米波等信號的探測中，探測儀器需要4 K以下的穩(wěn)定溫度環(huán)境。因此液氦溫區(qū)制冷技術(shù)是空間探測任務(wù)得以實現(xiàn)的關(guān)鍵技術(shù)[2]。在空間中獲得液氦溫區(qū)主要有液氦杜瓦和機械式制冷機2種技術(shù)路線。前者雖然可靠成熟，但運行時間受所攜帶液體量的限制，往往導(dǎo)致發(fā)射成本的增加[3]，而日益成熟的機械式制冷技術(shù)正在逐步替代杜瓦技術(shù)。

目前地面上常用的液氦溫區(qū)GM型制冷機的壓縮機需要定期更換吸附器，難以滿足空間任務(wù)對長壽命的要求。而低溫下氦工質(zhì)的非理想性顯著、回?zé)崞髋c氦工質(zhì)換熱不充分，致使高頻的斯特林制冷機或斯特林型脈管制冷機在液氦溫區(qū)的制冷效率急劇下降[4]。由于氦工質(zhì)在液氦溫區(qū)的等焓節(jié)流制冷效率較高，因此采用斯特林制冷機預(yù)冷的焦耳-湯姆遜(Joule-Thomson，JT)制冷機結(jié)合了2種制冷方式在不同溫區(qū)下的優(yōu)勢，可獲得較高的制冷效率。2種制冷機均可由線性壓縮機驅(qū)動，采用板彈簧支撐及間隙密封技術(shù)，整機可滿足長壽命的要求，已成為當(dāng)今空間液氦溫區(qū)主流制冷技術(shù)[5]。例如，Morgante等[6]研制的JT制冷機搭載在Planck衛(wèi)星上于2009年發(fā)射，冷卻高頻探測器件并為mK級稀釋制冷機提供預(yù)冷，該系統(tǒng)穩(wěn)定運行4.5年直至任務(wù)完成。Narasaki等[7]、甘智華等[8]研制的兩級斯特林制冷機預(yù)冷的JT制冷機于2009年被應(yīng)用于SMILES中冷卻亞毫米波探測器；此后Sugita等[9]對壓縮機進行改進，采用板彈簧替換線性球軸承保證了間隙密封，公布的最佳性能為50.1 mW＠4.42 K，JT側(cè)輸入功率55.9 W(整機145.1 W)。劉東立等[10]的調(diào)研表明JWST選用了NGAS公司研制的三級斯特林型脈管制冷機預(yù)冷的JT制冷機來冷卻其中的中紅外探測儀器，該制冷機設(shè)計溫度為6 K，未達到液氦溫度。2009年Raab等[11]對該制冷機進行改進，公布的性能為50mW＠4.4 K，JT側(cè)輸入功率367 W，計劃用于預(yù)冷EPIC項目中的絕熱去磁制冷機。為了更好地發(fā)展空間探測技術(shù)，Quan等[12]于2014年研制了三級斯特林型脈管制冷機預(yù)冷的JT制冷機樣機，公布的性能為11.6 mW＠4.54 K，JT側(cè)輸入功率22.7 W(整機473 W)，無負荷制冷溫度為4.4 K。劉少帥等[13]于2018年采用帶進排氣閥的單級線性壓縮機驅(qū)動預(yù)冷型JT制冷機實現(xiàn)了液氦溫區(qū)制冷，公布的性能為10.8 mW＠4.09 K，無負荷制冷溫度為3.91 K。

由于預(yù)冷型JT制冷機已成為空間探測中提供液氦溫區(qū)冷量的主流技術(shù)，因此分析其內(nèi)在機理、確定合理的工況點，包括預(yù)冷溫度、壓力工況等參數(shù)的選取準則是十分重要的。De Waele[14]給出了JT制冷機理論制冷量與高壓壓力的變化關(guān)系，從理論上揭示了JT制冷機制冷量受限的原理。劉東立等[15-18]通過長期理論與實驗研究，給出了高壓壓力和預(yù)冷溫度對液氦溫區(qū)JT制冷機影響的本質(zhì)原理，并通過開式實驗測試了液氦溫區(qū)JT制冷機在不同壓力工況下的穩(wěn)態(tài)制冷量特性、過載工況及失穩(wěn)機理，并提出了考慮壓縮機和預(yù)冷機實際性能的整機COP優(yōu)化方法。然而和開式實驗不同，閉式循環(huán)中壓縮機工作狀態(tài)與制冷量是一個相互影響的過程，本文基于自行研制的液氦溫區(qū)JT制冷機測試平臺，采用中科院上海技術(shù)物理研究所提供的線性壓縮機來驅(qū)動，開展閉式循環(huán)實驗研究。

2 實驗系統(tǒng)

圖1是預(yù)冷型JT制冷機實驗測試系統(tǒng)。制冷機主要由壓縮機、預(yù)冷制冷機(德國Leybold公司CoolPower 130型兩級GM制冷機)、逆流換熱器(CFHX1-3)、預(yù)冷換熱器(PreHX1-2)、冷頭換熱器(CHX)以及JT閥組成。高純氦氣經(jīng)含進排氣閥的單級線性壓縮機形成高壓氣體，依次經(jīng)過CFHX1、PreHX1、CFHX2、PreHX2、CFHX3 的冷卻后進入JT閥(可調(diào)針閥，非標件)進行等焓節(jié)流降壓并在CHX產(chǎn)生制冷，節(jié)流后的低壓氣體再依次經(jīng)過3級CFHX的低壓側(cè)冷卻來流的高壓側(cè)氣體，最終返回線性壓縮機吸氣口，形成一個完整的閉式循環(huán)。溫度計布置位置如圖1中由數(shù)字1～17標注的方塊所示。實驗系統(tǒng)中共布置了3處加熱電阻，其中H1和H2用于調(diào)節(jié)預(yù)冷溫度，H3用于模擬熱負荷。

圖1 預(yù)冷型JT制冷機實驗測試系統(tǒng)Fig.1 Experimental system of precooled JT cryocooler

JT制冷機中換熱器是低溫部件體積和質(zhì)量的主體。系統(tǒng)中選取的CFHX均為套管式換熱器，結(jié)構(gòu)簡單，內(nèi)管通高壓流體，外管通低壓流體，增加長度即可提高效率。PreHX由一塊銅塊加工形成，銅塊端面與GM制冷機緊密貼合，并在銅塊內(nèi)部打孔形成彎折的流道，將預(yù)冷機的冷量傳遞給氦氣。CHX則是將蒸發(fā)段管路真空釬焊在銅塊上，通過布置在銅塊上的加熱電阻H3將熱量均勻傳遞給蒸發(fā)管路，并在換熱器進出口布置溫度計來測量制冷溫度。

由于JT制冷機僅由單級線性壓縮機驅(qū)動，若壓縮機壓比過高，會造成排氣溫度升高，嚴重時可能會造成進排氣閥的閥片斷裂，因此實驗中控制壓比均小于4。為了在較小的壓比條件下獲得足夠的制冷量，需要盡量降低預(yù)冷溫度(圖1中12點溫度)，因此實驗中未采用H1、H2進行加熱。

為了加速JT制冷機降溫，在CHX的出口處增設(shè)了旁通管路。在降溫初期，開啟旁通管路。當(dāng)節(jié)流前溫度降低至轉(zhuǎn)化溫度(約45 K)以下時，關(guān)閉旁通管路并調(diào)節(jié)JT閥的開度，使氦氣進行節(jié)流制冷進一步降溫，直至達到并穩(wěn)定在液氦溫區(qū)。

根據(jù)實驗要求，需對溫度、壓力、流量以及加熱功率進行測量，具體測量儀器及精度如表1所示[15]。

3 閉式循環(huán)實驗

3.1 降溫曲線

圖2是液氦溫區(qū)JT制冷機的降溫曲線，給出了GM制冷機兩級預(yù)冷溫度T3和T6以及JT閥前后溫度T13和T15的變化。降溫過程中線性壓縮機均處于開啟狀態(tài)。降溫初期，JT閥處于全開狀態(tài)，氣體在經(jīng)過JT閥后直接通過旁通管路回流至壓縮機吸氣口，這一階段持續(xù)約4.5 h。待節(jié)流前溫度降至氦-4的轉(zhuǎn)化溫度45 K以下時，且溫度保持穩(wěn)定后，關(guān)閉旁通管路并調(diào)節(jié)JT閥進行等焓節(jié)流，使溫度進一步降低，從圖2可以看出，在5.5 h時，T13和T15兩處溫度均穩(wěn)定在液氦溫度4.5 K，這是因為節(jié)流后的兩相流體通過末級換熱器將冷量傳遞至高壓側(cè)氦氣，兩級預(yù)冷溫度T3和T6分別穩(wěn)定在35.2 K和8.0 K。閉式循環(huán)JT制冷機從啟動降溫至液氦溫區(qū)大約需要5.5 h。

表1 實驗測量儀器[15]Table 1 Measurement instrument in experiment[15]

圖2 JT制冷機降溫曲線Fig.2 Cooling curve of JT cryocooler

3.2 熱負荷對JT制冷機的影響

3.2.1 不同熱負荷下JT制冷機工作參數(shù)

與開式實驗[18]不同，在閉式實驗過程中，JT制冷機的壓力工況、流量會隨熱負荷的改變而變化。表2給出了JT制冷機的實際加熱量(Q˙CHX)、制冷溫度(Tc， 對應(yīng)圖 2 的 14 點溫度)、高壓壓力(ph)、低壓壓力(pl)、質(zhì)量流量(m˙)、壓縮機耗功(P)、壓縮機偏置直流電壓(DC)、制冷溫度對應(yīng)飽和蒸汽壓(p′l)以及實測低壓對應(yīng)的飽和溫度(T′c)在不同熱負荷下達到穩(wěn)態(tài)時的數(shù)值。在1～9組工況中，為了保持制冷溫度為定值，實驗過程中調(diào)節(jié)線性壓縮機輸入功率和偏置電壓使低壓恒定在0.10～0.11 MPa的區(qū)間內(nèi)。而在剩余工況中未對低壓壓力進行控制，僅在線性壓縮機發(fā)生撞缸時才進行調(diào)節(jié)。

表2 不同熱負荷下JT制冷機工作參數(shù)Table 2 Working parameters of JT cryocooler under different heat loads

圖3為上述2種情況下JT制冷機關(guān)鍵節(jié)點溫度隨加熱量增大的變化曲線，其中T11和T12分別對應(yīng)CFHX3的低壓側(cè)出口和高壓側(cè)入口的溫度，T14對應(yīng)經(jīng) H3加熱后的溫度，即制冷溫度Tc。 從圖中可以看出在任一時刻，液氦溫區(qū)的3個溫度測點數(shù)值基本一致，最大偏差不超過0.07 K，本實驗采用的溫度計標定誤差為±0.1 K，因此可以認為3點溫度相同。即表明節(jié)流后產(chǎn)生了液氦，流體經(jīng)過CHX加熱后仍處于兩相區(qū)。由于Tc僅取決于低壓壓力，由圖3(a)可知，在控制低壓的條件下，當(dāng)制冷機穩(wěn)定時Tc均保持在4.4～4.5 K的區(qū)間內(nèi)，而圖3(b)中，Tc則隨著加熱量的提高從4.4 K逐漸提高到4.9 K。

圖4為流量(左縱坐標)和壓力(右縱坐標)隨加熱量增大的變化曲線，可以看出，加熱量越大，穩(wěn)定時的流量也越大。高低壓側(cè)流量存在明顯的差值(0.15 mg/s)，主要原因在于流量計是在室溫條件下標定的，而低壓側(cè)氣體在流過CFHX1后溫度還未恢復(fù)到室溫(由于預(yù)冷制冷機冷量充足，因此CFHX1的設(shè)計效率較低)，造成測得的流量偏低，因此在后續(xù)計算分析中均以高壓側(cè)流量為準。實驗過程中當(dāng)制冷機穩(wěn)定時，流量波動較小，當(dāng)處于最小和最大流量工況時，流量的標準差分別為0.010 mg/s和0.027 mg/s，小于流量的測量精度±0.12 mg/s[15]，說明實驗所用壓縮機性能較為穩(wěn)定。隨著加熱量的提高，系統(tǒng)內(nèi)部的液氦蒸發(fā)導(dǎo)致高低壓壓力均增大，圖4(a)中工況通過增大壓縮機的輸入功以提高壓比，從而控制低壓壓力維持穩(wěn)定。

3.2.2 JT制冷機制冷量

對于JT制冷機，存在一個理論最大制冷量， 其值可由式(1)表示。

圖3 不同加熱量下關(guān)鍵節(jié)點溫度變化Fig.3 Temperature behavior of key nodes under various heat loads

圖4 不同加熱量下流量與壓力變化Fig.4 Mass flow and pressure behavior under various heat loads

式中，h(T，p)表示溫度為T、壓力為p的狀態(tài)下氦-4的比焓，下標h和l分別對應(yīng)高、低壓側(cè)。將圖1中的CFHX3、JT閥以及CHX看作節(jié)流制冷單元，運用能量守恒分析可發(fā)現(xiàn)，當(dāng)對CHX施加熱負荷時，會造成CFHX3低壓側(cè)出口氦氣溫度升高。但由于換熱器自身熱力學(xué)平衡的限制，T11不可能高于T12，當(dāng)且僅當(dāng)采用理想換熱器(換熱效率為100%)的JT制冷機才能獲得，一旦熱負荷高于則會造成JT制冷機的失穩(wěn)。由圖3(a)可知，隨著加熱量的增加，到達穩(wěn)定時的T11也在不斷增加并趨近于T12。由圖3(b)可知，當(dāng)加熱量為 63.24 mW 時，T11、T12溫度線已經(jīng)重合，可以預(yù)想的是，隨著加熱量進一步提高，JT制冷機便會進入由加熱過載導(dǎo)致的失穩(wěn)狀態(tài)，失穩(wěn)現(xiàn)象在之前的開式實驗中已經(jīng)得到驗證[18]。然而實驗結(jié)果表明，即使進一步提高加熱量，T11、T12溫度線均保持重合，JT制冷機也依然可以穩(wěn)定運行，暫未測到過載失穩(wěn)狀態(tài)。

圖5給出了各組實驗工況下理論最大制冷量與實際加熱量的對比。 在計算時，采用表2中的p′l作為節(jié)流后壓力，可以發(fā)現(xiàn)與由壓力傳感器測得的pl相比，p′l的數(shù)值均要高出0.02～0.04 MPa，該差值可能是由于氦工質(zhì)流經(jīng)CHX、CFHX以及彎頭時的流動阻力引起的。從圖5中可以看出，各組工況下均小于因此JT制冷機未發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象。閉式實驗中，熱負荷的變化將導(dǎo)致系統(tǒng)中氦工質(zhì)氣液相比例發(fā)生變化，進而引起高低壓側(cè)壓力和流量的變化。而開式實驗中，由于高壓氣體由高壓氣瓶供給，低壓氣體則排入大氣使循環(huán)中的壓力工況一直能保持恒定，因此開式實驗中，理論最大制冷量不會隨加熱量的改變而變化。由此說明，需對試驗系統(tǒng)進一步改造，實現(xiàn)系統(tǒng)內(nèi)充氣量的調(diào)節(jié)后再對閉式循環(huán)的JT制冷機過載失穩(wěn)狀態(tài)進行測試。

圖5 實驗加熱量與對應(yīng)工況下的理論最大制冷量Fig.5 Theoretical maximum cooling capacity and heat load in experiment

圖6給出JT制冷機在不同低壓壓力下單位質(zhì)量制冷量隨高壓壓力的變化關(guān)系，圖中曲線代表JT制冷機在特定工況下所能達到的最大值，點代表實驗獲得的實際值，如式(2)、式(3)所示。

圖6 q˙c理論值與實驗值對比Fig.6 Comparison between theoretical and experiment results of q˙c

由于在實驗中無法在改變加熱量的條件下保持高低壓力恒定，因此僅在圖中用矩形圈出區(qū)域(對應(yīng)了圖3(b)中的工況，在這些工況下穩(wěn)定時T11和T12基本一致)，可認為JT制冷機已經(jīng)處于最大制冷量的狀態(tài)。由于系統(tǒng)內(nèi)存在由溫度計引線、加熱器引線、旁通管路以及其它支撐結(jié)構(gòu)引起的漏熱，造成實驗值均低于理論值。

3.3 壓縮機工況

線性壓縮機作為液氦溫區(qū)JT制冷機的關(guān)鍵部件，其性能決定了整機的效率，本實驗中壓縮機頻率恒定為60 Hz。圖7給出了壓縮機耗功與加熱量的變化關(guān)系，實驗過程中，通過調(diào)節(jié)壓縮機的輸入電壓實現(xiàn)在不同的加熱量下對壓比的控制，在加熱上升的過程中，調(diào)節(jié)后的壓縮機的功耗是隨之上升的。

圖8給出了JT制冷機運行中壓縮機的等溫效率和流量隨壓比的變化關(guān)系，與常見的壓縮機性能特征不同[19]，壓縮機的等溫效率和流量與壓比并未呈明顯的相關(guān)性，可能的原因是，系統(tǒng)中氣液兩相的比例會隨加熱量改變而變化，造成每個工況下系統(tǒng)的平均充氣壓力不同。

圖7 不同加熱量下的壓縮機電功Fig.7 Electrical power of compressor under various heat loads

圖8 壓縮機等溫效率和流量與壓比的關(guān)系Fig.8 Isothermal efficiency and mass flow vs pressure ratio of the compressor

壓縮機輸入功率增大會導(dǎo)致壓縮前后壓差增大，壓縮腔內(nèi)的氣體會通過活塞與氣缸之間的間隙逸流到背壓腔使活塞平衡位置發(fā)生偏移導(dǎo)致撞缸。為防止壓縮機撞缸，當(dāng)壓力工況發(fā)生改變時，需變化壓縮機的偏置電壓以維持活塞的平衡位置。實驗測試中偏置電壓與壓縮機進出口壓差的關(guān)系如圖9所示。線性壓縮機與制冷機之間的良好匹配是提升整機性能的關(guān)鍵，因此在測試系統(tǒng)獲得進一步改進后，將對壓縮機的性能進行更加系統(tǒng)的測試分析。

圖9 壓縮機偏置電壓和壓縮機進出口壓差的關(guān)系Fig.9 Bias voltage vs pressure difference of the compressor

4 結(jié)論

本文基于已有的液氦溫區(qū)JT制冷機實驗平臺，由2級GM制冷機預(yù)冷，采用帶進排氣閥的線性壓縮機進行了閉式循環(huán)初步實驗測試，制冷機降溫時間為5.5 h，在7.3 K的預(yù)冷溫度下達到最低制冷溫度4.4 K，最大制冷量87.98 mW＠4.9 K，對應(yīng)壓縮機耗功為41.6 W。此外，閉式實驗表明加熱量的改變會造成系統(tǒng)中氦工質(zhì)氣液相比例的變化，JT制冷機會自適應(yīng)地進入穩(wěn)定狀態(tài)，同時伴隨制冷溫度的改變。

致謝：感謝中科院上海技術(shù)物理研究所為本工作提供的線性壓縮機和進排氣閥組件以及在整個實驗過程中的有益討論與幫助。