ODS MA754合金傳熱界面接觸熱阻實驗研究

楊萬奎,郭嘯宇,曾和榮,郭玉川,唐彬,王冠博,嚴睿豪,孟兆明,郭斯茂

(1. 中國工程物理研究院核物理與化學研究所,621900,四川綿陽;2. 黑龍江省核動力裝置性能與設備重點實驗室,150001,哈爾濱; 3. 哈爾濱工程大學核科學與技術學院,150001,哈爾濱)

運行在高真空、微重力環境中的空間反應堆系統較難采用回路強迫對流換熱的輸熱方式,而是以熱傳導和輻射換熱進行熱量傳遞與輸送為主,因此,空間反應堆通常采用熱管堆等全固態反應堆的堆芯設計[1-3]。固態反應堆內材料表面間的相互接觸往往局限于接觸面上的離散點或離散面,其他部分為真空輻射導熱,由此會形成接觸換熱的附加阻力,即接觸熱阻(thermal contact resistance, TCR)。準確獲取反應堆結構部件接觸界面的接觸熱阻,對結構熱力學計算與反應堆特性分析均有著重要意義[4-6]。

目前主要通過理論計算和實驗研究來獲取材料接觸界面的熱阻[7],其中,理論計算采用的模型包括單點接觸換熱模型[8-9]、基于熱載子傳遞的聲學失諧模型[10]、擴散失諧模型[11]、考慮材料粗糙度分布的接觸換熱模型[12-13]、考慮分形理論的接觸換熱模型[14]等。由于接觸熱阻受接觸材料熱物性參數、機械性能參數、幾何形貌、表面狀態等眾多因素的影響,基于理論模型的數值模擬無法實現對接觸熱阻的精準預測。因此,工程上通常采用實測方法獲取不同設計條件下固體界面的接觸熱阻。目前,已開展了包括低溫[15-16]、高溫[17-18]和真空環境[19-20]下各類金屬材料的接觸熱阻實驗[21-23]。

ODS MA754合金是一種均勻彌散、具有高熱穩定性與化學穩定性的納米氧化物顆粒高性能鎳基合金,其耐高溫、抗高溫蠕變、抗輻照損傷等性能優異,是空間反應堆系統的重要候選材料[24-25]。將ODS MA754合金作為結構材料開展空間反應堆方案設計時,需要明確該合金材料在不同條件下的接觸熱阻及其變化特性。因此,本文開展了ODS MA754合金表面接觸熱阻的實驗研究,選擇工程上可行且精度較高的穩態法進行界面接觸熱阻測試,構建了接觸熱阻測試平臺,測量了多影響因素、寬參數范圍內ODS鋼界面間的接觸熱阻,給出了接觸熱阻隨溫度、壓力、環境氣體氛圍及表面粗糙度等影響因素的變化規律,為基于ODS合金的空間反應堆方案設計提供了數據支撐。

1 實驗系統設計與實驗原理

1.1 實驗系統設計

如圖1所示,該實驗系統由5個部分組成:試件部分、加熱-冷卻裝置、加壓裝置、充氣裝置以及外部箱體。

圖1 接觸熱阻實驗裝置Fig.1 Thermal contact resistance tester

(1)試件部分。試件部分由1段熱端試件、2段冷端試件以及試件內部的熱電偶組成。3段試件疊放在一起,熱端試件位于中部,冷端試件位于兩端,整個試件部分形成兩個接觸界面,接觸面的粗糙度分別為1.6、3.2 μm。如圖2(a)所示,冷端試件是長為170 mm、直徑為30 mm的圓柱體,其和冷卻裝置相連通的部分有直徑為10 mm的圓孔,圓心距離試件頂端15 mm,該圓孔的主要作用為強化試件端部散熱。熱端試件同樣是長為170 mm、直徑為30 mm的圓柱,試件正中部是加熱區,總長為50 mm,均勻纏繞著加熱電阻絲,如圖2(b)所示。

(a)冷端試件

(b)熱端試件與加熱絲

測溫熱電偶位于試件內部,分別布置在距離熱端試件接觸面5、15、30 mm和距離冷端試件接觸面5、15、45 mm的12個橫截面中心處。與此同時,每個橫截面半徑10 mm處也布置有1個熱電偶。圖3給出了熱電偶孔的分布位置。布置在同一橫截面上的兩個熱電偶主要用于對比確定試件的徑向散熱,實驗中,當徑向熱電偶溫差不超過2℃時,可認為試件的保溫效果較好,熱量僅沿軸向傳遞,徑向散熱可以忽略不計。為了方便熱電偶的布置,同一橫截面的熱電偶不能從同一徑向引入,為盡量減小熱量沿軸向傳遞的擾動,熱電偶加工孔直徑取值為1 mm。

圖3 熱電偶孔位置分布圖Fig.3 Thermocouple hole location distribution

(2)加熱-冷卻裝置。加熱-冷卻裝置主要包括加熱部分和冷卻部分。加熱部分由一個盤管加熱器和溫控系統組成,加熱器為環形,內直徑為30 mm,加熱絲直徑為2 mm,加熱環內徑與試件被加熱段直徑相同,以保證兩者能完全貼合。加熱器產生的熱量沿著試件軸向分別向上、向下傳遞,溫控系統可實現加熱器功率的調節與顯示,并能預設加熱器的最高加熱溫度。加熱器的功率變化范圍為0～500 W,最小功率變化為0.1 W。冷卻部分主要由空壓機及矩形冷卻管道組成,冷卻管道將空壓機作為氣源,通過閥門改變冷卻劑流量從而改變冷卻功率,冷卻空氣流量的變化范圍為0～3 240 L/min。加熱器和冷卻管路相互配合,進而實現改變冷、熱兩試件接觸面溫度的功能。

(3)加壓裝置。加壓裝置主要由加壓部分和控制部分組成。加壓部分包括落地門式結構、臺面板、移動梁、上橫梁、立柱、滾珠絲杠組成的剛性實驗框架,采用交流伺服電機作為動力源,通過高效率的圓弧同步帶減速系統進行減速,經減速系統驅動滾珠絲杠進行加載。加壓裝置的主機外形尺寸為2.5 m×2.0 m×0.6 m。控制部分包括高精度負荷傳感器與控制系統,當加壓裝置施加壓力于下方試件時,高精度負荷傳感器可測得壓力值,用該壓力值除以接觸面積,即得到界面壓強。

(4)充氣裝置。在空間堆方案設計中,為盡可能地降低材料接觸表面因未能完全接觸導致的傳熱性能不佳,堆芯通常被包容在含有He或CO2的氣氛中,依靠氣體導熱降低接觸界面處的接觸熱阻。因此,實驗測試系統設計有充氣裝置,并通過管路與實驗系統相連。實驗開始前,先將氣體通入系統,放置全部實驗裝置于He或CO2氣氛中。打開He或CO2的充氣罐閥門,等待10分鐘待氣壓平衡后,密封系統并正式開展實驗。

(5)外部箱體。外部箱體主要由保溫箱體和隔離罩兩部分組成。保溫箱體分為內、外兩層,內層部分為直徑211 mm的圓柱型空腔,試件位于中部,其余空間由氣凝膠隔熱氈填充,并采用珍珠巖粉末填補隔熱氈與試件之間的縫隙。外層部分為環形筒體,內部填充氣凝膠隔熱氈。由于本實驗需要置換接觸界面間隙的空氣為He或CO2,考慮到不易將氣凝膠隔熱氈的內部空氣全部置換干凈,可能會導致其向外擴散從而影響接觸面間隙的氣體氛圍,故將氣凝膠封裝在密封金屬容器內,這樣做的同時也減少了實驗所需置換的氣體量。

1.2 實驗原理

實驗過程為一維穩態傳熱,根據傅里葉公式

(1)

式中:Q為試件的軸向傳熱量;λ為試件的熱導率;A為實驗件的橫截面積;Δx為軸向距離;ΔT為Δx對應的溫差。實驗中,若試件導熱系數和軸向幾何尺寸已知,則A和Δx已知。

將試件每一橫截面上兩個徑向熱電偶所測得的溫度取平均值,記作該橫截面的溫度T。根據熱端試件中距離接觸界面最近的兩個截面(5、15 mm)處的溫度差,可求出經過實驗熱端試件中的傳熱量Q1。同理,可求出冷端試件中的傳熱量Q2。根據一維穩定導熱原理,應有

Q=Q1=Q2

(2)

實驗中,取傳熱量為通過實驗熱端和冷端試件傳熱量的平均值,表示為

(3)

由于實驗試件的熱導率會隨溫度發生變化,故需要多次迭代計算得到接觸面溫度。將熱端試件的接觸面溫度記為T1,取迭代初值為軸向熱電偶在距離接觸面5 mm截面處的溫度,則可確定此段距離的平均熱導率;然后根據式(1),求出接觸面與軸向熱電偶在距離接觸面5 mm截面處的溫差,由于后者溫度已知,則可得到一個新的接觸面溫度T′1。若T′1和T1的偏差在1%以內,則將T′1計為界面處的溫度;若偏差較大,則令T1=T′1,重新迭代直至滿足1%的收斂誤差。同理可得冷端試件接觸面處的溫度,記為T′2。

界面接觸熱阻的表達式可寫為

(4)

式中:T′1、T′2分別為熱端試件和冷端試件接觸面處的溫度。

通過式(4),最終可計算出界面接觸熱阻。

2 實驗結果及分析

2.1 接觸面溫度、壓力對接觸熱阻的影響

在空間堆系統的啟動及典型瞬態過程中,反應堆功率和結構材料的熱膨脹約束,將會改變材料接觸面溫度和壓力。因此,首先開展了接觸面溫度和壓力對接觸熱阻的影響研究。

圖4、圖5分別給出了He、CO2氣氛下,溫度和壓力變化對接觸熱阻的影響規律。從圖中可以看出,界面接觸熱阻隨接觸面溫度的升高而減小,隨接觸面壓力的增大而減小,且隨著接觸面溫度與壓力的進一步增大,減小的幅度逐漸變小。這是由于接觸面溫度和壓力對接觸熱阻的影響,分別與試件受熱后界面接觸點的膨脹以及受壓后界面接觸點的形變有關。接觸面溫度升高,接觸點受熱膨脹導致界面間的實際接觸面積增大;而接觸面壓力增加,接觸點的彈性或塑性形變也會導致界面間的實際接觸面積增大,界面接觸面積的增大直接導致了接觸熱阻減小。然而,隨著接觸面溫度與壓力的升高,接觸點受熱膨脹以及受壓變形的程度會越來越小,即實際接觸面增大速率會越來越小,從而接觸熱阻減小的幅度逐漸變小。此外,通過測量試件實驗前后接觸面的粗糙度,發現試件的表面形貌及接觸面粗糙度均無明顯變化,因而推斷實驗過程中接觸面發生的是彈性形變,由此排除了溫度和壓力引起接觸面粗糙度變化進而影響接觸熱阻變化的微觀機理。

圖4 溫度、壓力變化對接觸熱阻的影響(He氣氛)Fig.4 The influence of temperature and pressure change of contact surface on thermal contact resistance in He environment

圖5 溫度、壓力變化對接觸熱阻的影響(CO2氣氛)Fig.5 The influence of temperature and pressure change of contact surface on thermal contact resistance in CO2 environment

2.2 接觸面粗糙度對接觸熱阻的影響

隨后,開展了接觸面粗糙度對接觸熱阻影響的研究。圖6給出了He氣氛中,接觸面粗糙度對接觸熱阻的影響規律。可以看出,接觸面粗糙度越小,接觸熱阻就越小。在200、460℃下,接觸面粗糙度為1.6 μm時的接觸熱阻均約為粗糙度3.2 μm時的1/2。這是因為接觸面粗糙度越小,接觸面的實際接觸面積越大,從而導致接觸熱阻減小。

圖6 不同溫度下接觸面粗糙度對接觸熱阻的影響(He氣氛) Fig.6 Effect of contact surface roughness on thermal contact resistance in He environment at different temperatures

對于粗糙度相同的界面,界面波紋形貌可能并不相同。如圖7所示,雖然圖中兩試件的界面粗糙度相同,均為3.2 μm,但左側試件界面較為光滑(即無明顯波紋),而右側試件界面能看到明顯的波紋。這是由于接觸面粗糙度的定義為表面輪廓的算術平均偏差(見圖8),因此,相同的粗糙度可以有許多種形貌表征[26]。不同的加工工藝,例如刨、車、銑、鏜等,以相同的粗糙度對試件進行加工,得到的表面形貌可以完全不同,如圖9(a)所示。即使相同的加工工藝,例如磨削,由于刀具的改變也可能會使表面呈現出不同的形貌,如圖9(b)所示。圖10給出了粗糙度相同但界面波紋形貌不同時,接觸熱阻隨壓力的變化規律。可以看出,接觸熱阻不僅和接觸面粗糙度有關,還和接觸面粗糙度的表面形貌有關。雖然粗糙度相同,但表面波紋形貌不同時接觸熱阻也不同。相較于表面有明顯波紋的接觸面,表面無明顯波紋的接觸面在同一壓力下測得的接觸熱阻較小,是因為表面無明顯波紋的接觸面在接觸時界面間的接觸點更多,從而有著更大的實際接觸面積,導致接觸熱阻較小。

上述僅對波紋形貌的影響進行了定性對比實驗,波紋形貌的評價參數以及對接觸熱阻的定量影響仍需開展深入研究。

圖7 同一粗糙度不同表面波紋形貌對比Fig.7 Comparison diagram of different surface ripple morphology with the same roughness

(a)刨、車、銑、鏜工藝

(b)磨削工藝

圖10 接觸熱阻隨接觸面表面波紋形貌的變化 Fig.10 Change of thermal contact resistance with ripple morphology of contact surface

2.3 環境氣體氛圍對接觸熱阻的影響

圖11 不同溫度下接觸面環境氣氛對接觸熱阻的影響 Fig.11 Influence of gap gas on thermal contact resistance at different temperatures

圖11給出了接觸面粗糙度均為3.2 μm時,不同環境氣體氛圍對接觸熱阻的影響。由圖可見,對于不同氣氛,接觸面的溫度難以控制到完全相同,只能處于相近的溫度范圍。0.1 MPa壓力下,100、220、470℃附近He氣氛下的接觸熱阻約為CO2氣氛下接觸熱阻的1/4、1/3、1/2。不同接觸面溫度時,He氣氛下的界面接觸熱阻均明顯小于CO2氣氛下的,這是因為界面接觸熱阻受界面接觸空隙介質的影響,空隙介質不同則熱導率不同,而空隙介質的熱導率越高,對應介質氛圍下的界面接觸熱阻就越小。0.1 MPa壓力下,CO2、He氣體的熱導率分別為0.0137、0.144 W· (m·℃)-1,兩者相差10倍左右,因此在同等實驗工況下,He氣氛中測得的接觸熱阻就會明顯小于CO2氣氛中的。由圖還可以看出,隨著接觸面壓力的增加,界面間的實際接觸面積增大,導致界面間氣體減少,故氣體氛圍的影響呈現減小的趨勢。即便如此,當接觸面壓力增加到53 MPa時,氣體氛圍的影響仍占主導地位。

2.4 實驗誤差分析

影響接觸熱阻實驗精度的因素主要有溫度測量和漏熱。對于溫度測量部分,使用的K型熱電偶及數據采集系統精度為1.5℃,使用數采卡連續采集熱電偶溫度,在溫度穩定后選取5 min內采集數據的平均值作為測量值。對于漏熱部分,在開展接觸熱阻實驗之前已通過Fluent軟件進行了數值模擬,得到不同溫度下的加熱和冷卻功率,如表1所示。

表1 不同溫度下試件換熱數值模擬結果

本實驗中,設計保溫箱體內保溫棉的厚度為500 mm,保溫棉在導熱過程中產生的換熱量φ1計算如下

(5)

式中:λ為試件的熱導率;l為試件的高度;t1和t2為保溫棉內、外表面溫度;r1和r2為保溫棉箱體的內、外半徑。

保溫棉外表面發生的是對流傳熱,其換熱量φ2可用牛頓冷卻公式計算如下

φ2=AmhΔTm

(6)

式中:Am為對流換熱面積,即保溫棉罩和空氣接觸的面積;h為對流換熱系數;ΔTm為保溫棉外表面和空氣的溫度差。

利用式(5)、式(6),可求出保溫棉的溫度和散熱功率,進而得到漏熱率等保溫性能參數,如表2所示。可以看出,當保溫棉厚度為500 mm時,保溫箱體外表面漏熱率均在5%以內,因此,可認為此設計保溫性能良好,漏熱對實驗結果影響較小。

表2 不同溫度下保溫棉的保溫性能參數

接觸熱阻實驗數據的不確定度主要由以下兩個方面組成:一是熱電偶溫度測量誤差,二是漏熱。采用K型熱電偶進行溫度測量,其溫度測量誤差可寫為

(7)

式中:UΔTc為熱電偶熱端和冷端溫度差的不確定度;ΔTc為熱電偶熱端和冷端的溫度差;UTc為熱電偶的測量精度。

通過誤差傳遞公式,可得接觸熱阻實驗系統的誤差為

(8)

式中:UR為接觸熱阻測量不確定度;qloss為漏熱功率;q為加熱功率。

由式(8),可計算得到不同溫度下接觸熱阻的實驗誤差,如表3所示。可以看出,本實驗采用的熱電偶和保溫設計,可以保證接觸熱阻測量總誤差在5%以內,具有較高的實驗精度。

表3 不同溫度下接觸熱阻的實驗誤差分析

3 接觸熱阻數據庫

接觸熱阻的大小受很多因素的影響,主要包括接觸界面的壓力、粗糙度、溫度及介質材料等。實驗采用基于控制變量的思路,獲得了對應于影響因素離散變量的接觸熱阻值。由于過多地增加離散變量點會增加實驗成本,因此,解決該問題的有效辦法之一就是基于合理的離散變量和對應接觸熱阻值,采用先進的插值算法進行結果預估。與最近點賦值法、線性插值法、立方插值法等相比,本文所采用的雙諧波樣條插值法能夠在保持曲線平滑的同時,盡可能地接近給定的數據點。因此,本研究采用該實驗系統開展了更寬溫度(20～800℃)與壓力(0～80 MPa)范圍的ODS MA754合金接觸熱阻測量實驗,獲得了約200組數據點,如圖12、圖13 所示。

圖12 接觸熱阻隨溫度和壓力的變化(He氣氛) Fig.12 The variation of thermal contact resistance with temperature and pressure (in He environment)

基于實驗獲得的寬量程接觸熱阻數據點,建立了ODS MA754合金接觸熱阻數據庫及查詢系統,實現了對多影響參數下材料接觸熱阻的快速查詢。同時采用圖形分析,獲得了接觸熱阻和影響因素之間的關系及變化趨勢,得到了不同工況下接觸熱阻的數據擬合值。開發的數據庫界面如圖14所示。

圖14 接觸熱阻數據庫界面Fig.14 Thermal contact resistance database interface

4 結 論

本文通過自主研發設計的高溫、高壓接觸熱阻測量裝置,在氣體氛圍分別為CO2、He時,針對ODS MA754合金材料試件開展了1.6、3.2 μm兩種典型表面粗糙度、溫度范圍為20～800℃、壓力范圍為0～80 MPa的接觸熱阻測試,研究了各因素對接觸熱阻的影響,建立了不同工況下各影響因素與接觸熱阻之間的定量關系式,并基于實驗獲得的寬量程接觸熱阻數據,開發了界面接觸熱阻數據庫,得到如下主要結論。

(1)在溫度為20～800℃、壓力為0～80 MPa的范圍內,隨著接觸面溫度和壓力的升高,界面接觸熱阻降低,且熱阻降低的速率逐漸減小。

(2)與表面粗糙度為1.6 μm的試件相比,粗糙度為3.2 μm的試件表面有著更大的界面接觸熱阻,實驗得到的定量關系可為工程樣件的加工粗糙度提供參考。

(3)對接觸面間隙氣體的研究表明,He氣氛下接觸熱阻遠小于CO2氣氛,0.1 MPa常壓下,100℃附近的He氣氛接觸熱阻約為CO2氣氛的1/4。

(4)開發的界面接觸熱阻數據庫可實現不同條件下ODS MA754合金接觸熱阻的快速查詢,直接得到相關因素對界面接觸熱阻的影響規律。