丙烯環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

（1.中國科學院上海技術物理研究所，上海200083； 2.上海科技大學 信息科學與技術學院，上海201210；3.中國科學院大學，北京100049）

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

補償器是調節環路熱管工作壓力的重要部件，其內部工質的狀態能明顯影響環路熱管的傳熱性能。補償器的設計、傳熱量及工質充裝量是影響環路熱管補償器內部工質狀態的主要因素，這也吸引諸多學者的研究。如柏立戰等［10］研究了環路熱管工質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系。Yan等［11］探究了工質充裝量對液氮溫區低溫環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路熱管運行的影響。張紅星等［13］研究了工質充裝量對環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路熱管的運行特性。上述研究多限于工質充裝量和環路熱管運行特性之間直接的對應關系，少有對補償器內部工質狀態影響的分析。

環路熱管內未參與循環換熱的工質多存儲于補償器內，所以充裝量不同導致的主要結果是補償器內的工質量存在較大差異，因此有必要對環路熱管的補償器進行可視化研究以加深充裝量對環路熱管運行特性影響的認識。對環路熱管的可視化研究多集中于常溫區域，如Hossain［15］采用水作為工質對平板型環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多余液態工質的排出及運行階段冷凝器和補償器內氣泡的形成。Mo等［16］通過對平板型環路熱管的可視化研究觀察到了不同傳熱量下氣體管線內工質的不同流型及冷凝器內氣液界面的運動。另有學者采用間接成像技術對環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研究了環路熱管從啟動到穩定工作各階段的溫度分布情況。Okamoto等［18］用中子成像技術對環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，所以可視化部件需要承受較大范圍的溫度變化，且實驗在真空罐內進行，不宜采用間接成像技術。為同時保證可視化效果、耐低溫性、連接密封性及承壓能力，采用石英材質實現了補償器的可視化。補償器與蒸發器之間為法蘭結構連接，利用高速攝像機對補償器內的工質狀態進行拍攝，實現了對丙烯環路熱管補償器的可視化實驗研究，直觀揭示了補償器內的工質狀態隨充裝量和傳熱量的變化及充裝量影響環路熱管運行特性的內部因素。

1 實驗裝置

圖1 環路熱管結構示意圖Fig.1 Schematic of loop heat pipe structure

表1 環路熱管參數Tab le 1 Param eters of loop heat pipe

實驗采用的環路熱管的結構示意及參數分別如圖1和表1所示。該環路熱管主要由蒸發器、毛細芯、氣體管線、冷凝器、液體管線、補償器等部分構成，總容積約為51.4 m L。蒸發器和氣液傳輸管線為316 L不銹鋼材質，毛細芯材料為燒結氧化鋯，冷凝器管線為無氧銅材質。工質為高純丙烯，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。

環路熱管補償器為石英材質，其與不銹鋼蒸發器和液體管線之間采用法蘭結構連接，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，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，內層為鈷鎳鉻合金蓄能彈簧。當補償器內承壓時，系統壓力及彈簧彈力使密封圈外層與兩側連接部件貼合緊密，保證良好的密封性，如圖3所示，合金彈簧的彈性使該結構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果表明，該結構和連接方式能承受1.5MPa壓力無泄漏，能承受1min之內從室溫到液氮溫區的溫度劇變無破裂和泄漏，能長時間耐液氮低溫，滿足丙烯工質從充裝到實驗的各項要求。

圖2 補償器與蒸發器連接示意圖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

實驗系統如圖4所示，主要由真空罐、脈管制冷機、真空泵組、循環水冷、數據采集器、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，由真空罐和真空泵組提供真空度優于4.95×10-3Pa實驗環境。蒸發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，調節電源輸入功能夠模擬不同工作溫度和傳熱量的多種工況。循環水冷用來為制冷機和分子泵散熱。環路熱管各部件關鍵位置安裝有精度優于±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，測得的溫度由數據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工質的變化狀況。

圖4 實驗系統示意圖Fig.4 Schematic of experimental system

2 實驗結果和討論

2.1 環路熱管降溫和啟動過程

待完成各實驗設備的檢查后開始實驗，并實時觀察補償器內工質狀態的變化。開啟真空泵組對真空罐進行抽真空，當真空罐內真空度達到1×10-2Pa后開啟脈管制冷機對環路熱管冷凝器進行降溫。由于工質的密度隨溫度降低而變大，工質向溫度較低的冷凝器收縮聚集，導致補償器內工質液面高度下降。如圖5所示，當充裝量為13.7 g時，補償器內液面高度在實驗開始前明顯高于降溫10 m in后。其他充裝量下的環路熱管補償器內的液面在降溫前后的變化與此類似，都在降溫后出現一定的下降。

當冷凝器最低溫度接近研究背景設定的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工質吸熱蒸發形成氣態工質并進入氣體管線，隨后經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 降溫前后補償器內液面高度變化對比Fig.5 Comparison of liquid levels inside compensation chamber before and after cooling

持續蒸發形成的氣態工質繼續推動冷凝器中的液態工質經液體管線和引流管進入蒸發器核心和補償器，導致蒸發器和補償器的溫度開始下降，如圖6中28min處溫度變化所示。蒸發器核心內的液體工質再次被毛細力抽吸至毛細芯外表面參與吸熱蒸發，至此工質開始在環路熱管內部形成循環流動，環路熱管開始啟動。調節脈管制冷機的輸入功以保持冷凝器的最低溫度穩定于200 K附近，當環路熱管各部位的溫度都達到穩定后，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 環路熱管穩態傳熱過程

各充裝量下的環路熱管均能順利啟動降溫，當充裝量為13.7、16.7 g時，穩定工況下補償器內的液面高度明顯低于引流管。此時蒸發器的核心通道內大部分空間被氣態工質占據，液態工質的蒸發面積大，蒸發器核心內工質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，即工質在蒸發器核心中蒸發后向補償器一側流動并放熱給溫度較低的引流管和回流的低溫工質及補償器，被冷凝后的液態工質再次進入蒸發器核心內參與蒸發。如圖7所示（t表示拍攝時間，Q為環路熱管傳熱量），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。

由于蒸發器外表面的蒸發界面與補償器內的工質氣液界面均處于飽和狀態，存在一定的飽和壓力差和對應的溫度差。蒸發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器的壓力及溫度上升以產生對應的壓力差來平衡工質的流動壓降。所以，蒸發器、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，最終導致環路熱管蒸發器的工作溫度高，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，蒸發器核心內的空隙變小造成工質蒸發面積變小，蒸發器向補償器的相變漏熱量也會相應減小，環路熱管性能得到一定提升。

充裝量為19.7 g時，穩定工作的環路熱管補償器內液面高度接近蒸發器核心通道頂端，蒸發器核心內部工質的蒸發面積縮減至最小，蒸發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。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，穩定工作的環路熱管補償器內液面超過蒸發器核心頂端。雖然蒸發器與補償器之間的相變漏熱量隨著蒸發面積減小而減小，但兩者之間傳導和對流漏熱量隨著液體工質與毛細芯的接觸面積增加而增大。另外，工質回流需排開高于引流管的部分工質而克服一定的重力，所以工質回流的阻力增大，導致蒸發器的壓力和溫度上升以產生足夠的壓力推動工質回流循環。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量后，環路熱管的蒸發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，蒸發器向補償器的漏熱量增大。當回流至補償器和蒸發器核心的液體工質過冷度不足以平衡漏熱量時會造成蒸發器和補償器的溫度上升，導致補償器內液體工質的密度變小及體積變大。另外，隨著傳熱量增加，冷凝器內的氣液界面向冷凝器出口移動，更多的工質進入補償器，所以補償器內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，環路熱管的傳熱熱阻隨著充裝量的增加呈現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先增大后減小的趨勢。當充裝量為19.7 g時，環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的丙烯工質，另外在實驗過程中補償器未用多層隔熱組件包裹，造成該環路熱管受環境漏熱的影響較大，所以該環路熱管的傳熱熱阻較大。

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

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

3 結 論

本文通過采用石英補償器和法蘭連接結構及高速攝像機實現了對丙烯環路熱管補償器的可視化研究，重點研究了補償器內工質狀態隨充裝量和傳熱量的變化及充裝量對環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工質的狀態。通過分析補償器內工質狀態及對應的環路熱管傳熱性能，可得出以下結論：

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

2）相同傳熱量下的環路熱管傳熱熱阻隨著充裝量增加呈現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工質液面高度接近蒸發器核心通道頂端。實驗環路熱管樣機在280 K以下的最大傳熱量為40W，對應最優傳熱熱阻為2K／W。