多蒸發(fā)器回路熱管的設(shè)計與試驗

多蒸發(fā)器回路熱管的設(shè)計與試驗

在空間勘探領(lǐng)域，依靠紅外勘探技術(shù)進(jìn)行了深層和太空勘探等軌任務(wù)。為避免熱干擾，空間天文紅外望遠(yuǎn)鏡等一系列先進(jìn)探測器均有明確的低溫需求。美國國家航空航天局（NASA）在1990—2002年的10多年時間內(nèi)大力發(fā)展低溫?zé)峁?、低溫毛?xì)泵兩相回路、低溫回路熱管等關(guān)鍵技術(shù)，積累了大量低溫?zé)醾鬏敿夹g(shù)經(jīng)驗1實驗?zāi)Ｐ团c流阻分析1.1實驗裝置及布置將相同規(guī)格、批次的三個紫銅蒸發(fā)器通過氣液管線的氣耦合作用并聯(lián)連接，三者共用一個冷凝器，作為多蒸發(fā)器回路熱管（MeLHP）的設(shè)計結(jié)構(gòu)。其中補(bǔ)償器與蒸發(fā)器采用一體式設(shè)計，補(bǔ)償器位于液體管線一側(cè)，并聯(lián)管線的長度為非均勻布置。其測溫點布置如圖1所示，包含蒸發(fā)器，補(bǔ)償器，氣體、液體管線，冷凝器進(jìn)出口，管線上設(shè)置充裝口用于工質(zhì)的充裝與排放。根據(jù)距離冷凝器的管線長度，由遠(yuǎn)至近依次將三個蒸發(fā)器編號為蒸發(fā)器1(E1）、蒸發(fā)器2(E2）和蒸發(fā)器3(E3），設(shè)計溫區(qū)為170K，對應(yīng)工質(zhì)為乙烷，其基本參數(shù)如表1所示。工質(zhì)的充裝量以充液率為評判標(biāo)準(zhǔn)確定，充液率定義為設(shè)定溫區(qū)下處于飽和狀態(tài)工質(zhì)的液體體積對回路熱管總?cè)莘e的占比。充液率、充液量分別由式(1)和式(2)計算。式中，m為工質(zhì)充裝量為回路內(nèi)液體質(zhì)量與氣體質(zhì)量之和，實際計算中由于氣相密度遠(yuǎn)小于液相密度，式(2)最右邊一項可忽略不計。多蒸發(fā)器并聯(lián)的結(jié)構(gòu)下，由于多個支路管線并聯(lián)于一個干路管線，每個支路兩端的熱力狀態(tài)始終保持一致，所以在不同工況下，各支路會自發(fā)地調(diào)整，產(chǎn)生相互作用，維持兩端熱力狀態(tài)一致。因而相較于單回路的單蒸發(fā)器回路熱管，MeLHP中每一路蒸發(fā)器在運(yùn)行過程中會受到其他支路的作用產(chǎn)生復(fù)雜的流動，宏觀上體現(xiàn)在管路流量分配上。流量分配方式不同引出了不同的補(bǔ)償器工作模式，圖2為正常工作時MeLHP補(bǔ)償器可能存在的兩種工作狀態(tài)。多補(bǔ)償器共同工作狀態(tài)下，各補(bǔ)償器均處于未充盈的狀態(tài)，每個補(bǔ)償器完成調(diào)節(jié)各自回路壓力的作用；單一補(bǔ)償器工作狀態(tài)下，只有一路補(bǔ)償器處于未充盈狀態(tài)，完成整個回路的調(diào)壓作用，其余補(bǔ)償器處于充盈狀態(tài)?？刂坪陀绊懷a(bǔ)償器工作狀態(tài)的因素有兩個方面：一方面受回路結(jié)構(gòu)影響，管路結(jié)構(gòu)決定了各回路流阻差異，因而過冷液回流的流量分配存在不均勻性，決定了穩(wěn)定時各補(bǔ)償器的液位狀態(tài)，屬于被動控制；另一方面受回路熱負(fù)載的影響，各回路蒸發(fā)器的加熱功率大小影響各回路蒸發(fā)量的大小，也影響了各回路的流量分配，此時屬于主動控制。設(shè)計MeLHP充液率時，以單蒸發(fā)器回路熱管充液率0.6為依據(jù)，以兩種不同補(bǔ)償器工作狀態(tài)分別計算得到對應(yīng)充液率為0.6和0.686，因而實際試驗中選用充液率0.6與0.7作為對照，從充液率角度探討和驗證該MeLHP實際的補(bǔ)償器工作狀態(tài)。實驗所處溫區(qū)為170K溫區(qū)，實驗裝置及布置示意如圖3所示。將MeLHP置于真空罐內(nèi)，真空泵系統(tǒng)提供并維持罐內(nèi)真空度在101.2局部阻力及流場實驗中由于各回路蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)一致，管路布置結(jié)構(gòu)的差異成為影響回路熱管各回路性能的主要因素。并聯(lián)管路中，在進(jìn)出流量守恒的情況下流量分配受結(jié)構(gòu)影響不均勻，為了描述流量分配對各回路的影響，根據(jù)流動壓降與工質(zhì)流量的關(guān)系，引入流阻的概念，其表達(dá)式如式(3)～式(5)。式中，n的取值與流動壓降種類相關(guān)，計算沿程阻力損失ΔP沿程阻力系數(shù)與不同管路結(jié)構(gòu)的局部阻力系數(shù)計算由表2給出。其中，對于三通管結(jié)構(gòu)，定義側(cè)管支流與主流的流量比為α，相應(yīng)的直管支流與主流流量比為1-α，相關(guān)表達(dá)式已根據(jù)主支流管路等徑，側(cè)管偏角為90°簡化。而計算毛細(xì)芯內(nèi)液相壓降時，由達(dá)西滲透定律可知，此時n=1。如式(6)。根據(jù)實際的管路位置，MeLHP的流量分配過程示意圖如圖4所示。其中，α蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)尺寸相同的條件下，可假定三個蒸發(fā)器毛細(xì)芯抽吸壓力相同，即ΔP求解方程組，便可得到α由計算結(jié)果可以看出，n=1時，由于三個蒸發(fā)器毛細(xì)芯有相同的滲透率、孔徑，因而E1、E2、E3的毛細(xì)芯滲透阻力相等；n=2時，由于管路結(jié)構(gòu)差異導(dǎo)致了沿程阻力與局部阻力的差異，三個回路的流阻大小關(guān)系為R2實驗過程和討論2.1單回路熱性能測試為了客觀描述多蒸發(fā)器回路熱管在管路并聯(lián)后的運(yùn)行特性，同時保證裝配于MeLHP的各個蒸發(fā)器性能良好且一致，在MeLHP裝配試驗前對每個蒸發(fā)器裝于單蒸發(fā)器回路中進(jìn)行性能測試，并保證單蒸發(fā)器回路中氣液管線與設(shè)計MeLHP各蒸發(fā)器管線的平均長度相一致，充液率取為0.6，實驗結(jié)果表明，各蒸發(fā)器于單回路中性能表現(xiàn)良好且規(guī)律一致，可看作為相同的蒸發(fā)器。圖6為蒸發(fā)器E1的加熱過程曲線，可以看到，隨著加熱功率的變化，回路熱管冷熱端溫差經(jīng)歷下降后上升。低功率下由于蒸發(fā)量少，熱管內(nèi)工質(zhì)未形成連續(xù)穩(wěn)定的循環(huán)，因而此時功率加大促進(jìn)了管內(nèi)工質(zhì)流動，溫差會變小，功率達(dá)到30W時溫差最小為11.6K，繼續(xù)加大功率后，溫差逐步增大，直至加熱60W時熱管失效燒干。三個蒸發(fā)器經(jīng)測試傳熱極限均達(dá)到了50W,30W時熱阻均達(dá)到最小，蒸發(fā)器E1、E2、E3的熱阻大小分別為0.38K/W、0.41K/W、0.46K/W。2.2單獨加熱時溫度波動將測試好的三個蒸發(fā)器按設(shè)計并聯(lián)接入MeLHP回路，首先對MeLHP進(jìn)行單蒸發(fā)器加熱實驗。該MeLHP樣機(jī)在單蒸發(fā)器加熱條件下三蒸發(fā)器能夠共同啟動直至穩(wěn)定，實驗對不同加熱功率大小、不同蒸發(fā)器加熱條件進(jìn)行性能測試，各工況下調(diào)節(jié)脈管制冷機(jī)功率使其冷端溫度維持在170K穩(wěn)定。圖7將不同蒸發(fā)器加熱15W的穩(wěn)定狀態(tài)歸于同個坐標(biāo)系上對比。以三蒸發(fā)器同時加熱5W的方式啟動，穩(wěn)定后調(diào)整加熱功率，將15W加在E1上，發(fā)現(xiàn)三蒸發(fā)器曲線由重合開始分離，E1、E2溫度曲線上升，E3溫度曲線下降，隨后維持平衡的啟動狀態(tài)，E1和E2維持溫度一致。而將15W加在E3上，可發(fā)現(xiàn)三個蒸發(fā)器溫度曲線能夠很好地重合，E1、E2、E3同時維持溫度一致，此時可以看到同單蒸發(fā)器回路熱管一致的氣體管線溫度高于蒸發(fā)器溫度的現(xiàn)象。當(dāng)對E2單獨加熱15W時，E2很快單獨失效，同時E1、E3略微下降的同時處于工況切換前的溫度狀態(tài)，不受E2加熱影響；單獨加熱情形下平衡狀態(tài)數(shù)據(jù)如表4，其中MeLHP的熱阻定義為各蒸發(fā)器與冷凝器的平均溫差與總加熱功率的比值，蒸發(fā)器間最大溫差用于表示蒸發(fā)器間的溫度均勻性。由于并聯(lián)環(huán)路的特性，各個蒸發(fā)器回路兩端的壓降相等，流阻大小決定了流量分配大小。三個工況的總加熱功率一定，穩(wěn)定狀態(tài)下工質(zhì)的蒸發(fā)量一致，回路內(nèi)總流量一致。同樣熱負(fù)載施加在不同的蒸發(fā)器上，由于各回路分流不同導(dǎo)致受熱蒸發(fā)器內(nèi)吸液芯潤濕程度不同，流阻高、回流量少的回路表現(xiàn)為蒸發(fā)量不足，為了維持相同加熱功率的耗散，多余熱量使氣體過熱度增加，導(dǎo)致溫度偏高。嚴(yán)重情況下，產(chǎn)生的過熱氣體阻塞毛細(xì)芯阻止流體通過，導(dǎo)致該回路燒干失效。高流阻、流量少的回路相變換熱量少，相同加熱功率下蒸汽過熱度較高，即測點溫度高。因而控制變量條件下溫差大小與失效與否可作為評判三個蒸發(fā)器相對流阻大小的判據(jù)。從表4中可以看出，較之于E2單獨加熱時的失效以及E1單獨加熱的平衡狀態(tài)數(shù)據(jù)，E3單獨加熱15W時的溫差更小，實驗現(xiàn)象可判斷各回路流阻大小有R可以看出，對流阻最大的E2加熱，E2失效，而對E1、E3沒有影響；而對流阻偏小的E1加熱，E2會由于E1的加熱而升溫，其溫度曲線與E1重合，而對E3沒有影響；最后對流阻最小的E3加熱，發(fā)現(xiàn)E1、E2都會隨著E3的溫度變化而變化。這說明在MeLHP中，熱分享特性具有方向性，單獨加熱單一蒸發(fā)器情形下，熱負(fù)荷加載于流阻最高回路容易導(dǎo)致失效，加載于流阻最低回路可使三個蒸發(fā)器維持良好均溫性，加載于流阻適中的回路時，該回路與高流阻回路維持良好均溫，低流阻回路溫度低于該回路。熱分享性的方向性從溫差大小上表現(xiàn)為：低流阻向高流阻分享為有效，高流阻向低流阻分享為無效。另外，在MeLHP高流阻回路E2的失效功率為15W，遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于E2在單蒸發(fā)器回路熱管所測得的60W失效功率。這說明正常液位高度下E2補(bǔ)償器可滿足蒸發(fā)器50W加熱功率下的液體補(bǔ)償，而在MeLHP中，補(bǔ)償器所處液位已無法滿足15W的補(bǔ)液需求。在整體充液率0.6的條件下，說明大部分液體聚集在了其他補(bǔ)償器中。在流量不均勻分配下，高流阻的E2流量分配較少，在一定加熱功率下，回流液更多地回流至E1、E3中，直至充滿E1、E3補(bǔ)償器后才達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，此時E2補(bǔ)償器液位很低，導(dǎo)致E2毛細(xì)芯潤濕性不高，加之熱負(fù)載加載于E2，因而導(dǎo)致E2的迅速燒干，該實驗現(xiàn)象證明了MeLHP中各補(bǔ)償器處于分配不均的單一補(bǔ)償器工作狀態(tài)。2.3加熱功率分配方式對melhp性能的影響圖8為維持總功率15W不變，向各個蒸發(fā)器進(jìn)行不同分配方式的性能測試。降溫至指定溫區(qū)后，調(diào)節(jié)加熱狀態(tài)為E1、E2、E3為0W+5W+10W的分配方式，可以看出減少冷凝器遠(yuǎn)端蒸發(fā)器的功率，增大冷凝器近端蒸發(fā)器的功率后，氣體管線溫度驟升，說明此舉增加了氣體管路內(nèi)飽和蒸汽量，使管線測點處于過熱蒸汽區(qū)域，同時可以看到三個蒸發(fā)器溫度曲線有一定下降，相較15W對三個蒸發(fā)器平均分配的情形，平均傳熱溫差減少；隨后，調(diào)節(jié)加熱狀態(tài)為E1、E2、E3為10W+5W+0W的分配方式后，加熱功率分配偏向E1，可以發(fā)現(xiàn)，此時氣體管線測點溫度驟降，同時E1、E2的溫度曲線同時上升，而E3溫度曲線沒有隨加熱功率分配方式的改變而改變，維持了原有趨勢，此時MeLHP的平均傳熱溫差為18.9K,E1、E2較平均分配的情形溫差均變大。繼續(xù)改變將全部15W施加給E2，可以看到，E1、E3維持了原有狀態(tài)，E2由于功率增大迅速燒干失效。隨后繼續(xù)加大功率，對不同的加熱功率以及不同的分配方式進(jìn)行探究，進(jìn)行若干組實驗，將多個蒸發(fā)器共同加熱實驗工況的穩(wěn)態(tài)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，如表5所示。同樣，由三個蒸發(fā)器測點溫度情況可判斷三個蒸發(fā)器的流阻情況。三蒸發(fā)器同時加熱5W穩(wěn)定時，溫度大小為E3<E1<E2，說明在相同功率條件下，蒸汽過熱度有E3<E1<E2，即流量分配有E3>E1>E2，可得出流阻大小關(guān)系有R從表5中可以看出，在相同總加熱功率情形下，對流阻較小的蒸發(fā)器分配較多功率份額對整體回路熱管的傳熱有益，而對大流阻蒸發(fā)器提供高的功率分配會降低回路熱管傳熱性能。可得出結(jié)論，MeLHP中熱分享具有方向性：流阻的蒸發(fā)器對高流阻的蒸發(fā)器的熱分享為有利分享，此時低流阻回路等效分配熱負(fù)荷較高，而回流至低流阻回路過冷液體的流量往往較高，因而在一定的總負(fù)荷下更有利于MeLHP的運(yùn)行；相反，若高流阻回路分配較多熱負(fù)荷，由于熱分享只能將少部分熱量分享至其他回路，相對高的加熱功率容易導(dǎo)致過冷液體回流流量較少的高流阻回路失效，某一回路的失效也代表MeLHP的失效。實驗在較優(yōu)的加熱功率分配方式下得到該MeLHP的總傳熱極限為25W，遠(yuǎn)小于單蒸發(fā)器回路熱管50W的傳熱極限，這與單蒸發(fā)器E2加熱條件下易失效原因一致。MeLHP的失效總是出現(xiàn)在流阻最高的E2回路，表現(xiàn)為單一回路失效。在熱負(fù)荷由低到高變化過程中，高流阻回路蒸發(fā)器單獨“過早”燒干，這同樣驗證了補(bǔ)償器的工作方式應(yīng)為單一補(bǔ)償器工作。2.4充液率對熱管性能的影響由上文所述，為了驗證同充液率條件下MeLHP性能與單蒸發(fā)器回路熱管性能的差異，在單一補(bǔ)償器工作模式下，在工作補(bǔ)償器充液率為0.6的條件下重新計算，此時MeLHP等效充液率約為0.7。對MeLHP在0.7充液率條件下重新充裝后再次實驗，實驗方法同0.6充液率條件下相同。首先在定總加熱功率15W的條件下，對各種可能功率分配的情形進(jìn)行了實驗，根據(jù)上文實驗中的結(jié)論，將各工況按加熱功率分配先后偏重E3、E1、E2的順序（即回路流阻增大的順序）排列，性能測試結(jié)果如表6所示。可以看出，在加熱功率由偏重低流阻回路到偏重高流阻回路的過程中，MeLHP的平均溫差是逐步增加的，即表示加熱功率一定的情況下，功率分配越靠向高流阻回路，該MeLHP的性能越差。同時整體趨勢可以看出，功率分配越靠向高流阻回路，蒸發(fā)器間的最大溫差整體也呈上升趨勢，說明各蒸發(fā)器間的均溫性變差。這些現(xiàn)象都驗證了在非對稱分布的MeLHP中的熱分享特性存在方向性。流阻大小按E3、E1、E2逐步增大，與MeLHP的非對稱分布相關(guān)，管路布置使各個支路的沿程損失和局部損失有差異。對冷凝器冷凝液的回流過程可進(jìn)行水頭損失分析。從冷凝器流出的過冷液體經(jīng)過兩個分流三通進(jìn)行分流。對分流三通而言，旁支管的局部損失高于直通管的局部損失，因而直通管路分流流量大于旁支管流量，這樣經(jīng)歷兩次分流后，冷凝回流液受局部損失影響形成的流量分配為E1>E3>E2。而三個蒸發(fā)器相對冷凝器空間位置由遠(yuǎn)到近依次為E1、E2、E3，這樣回流過程中的沿程損失大小為E1>E2>E3。這樣在兩者共同作用下，實驗得出流阻大小關(guān)系R為了直觀描述改變充液率后對熱管性能的影響，將MeLHP總加熱功率15W不同分配方式的各工況在不同充液率下進(jìn)行對比，并與單蒸發(fā)器回路熱管處于0.6充液率條件下加熱5W相比較，如圖9所示。針對所有15W總加熱功率分配于各蒸發(fā)器的情形，分別在充液率在0.6和0.7情形下進(jìn)行平均溫差和蒸發(fā)器間均溫性的對比，如圖9所示可以看到，橫坐標(biāo)從左往右為加熱功率分配由E3偏向E1，然后逐步偏向E2的過程?？梢钥吹骄蛡鳠釡夭疃裕湟郝?.6工況下MeLHP的冷熱端平均溫差相對較低，但處于加熱分配偏向高流阻E2工況時失效；而0.7充液率條件下在溫差逐步增大的趨勢下能滿足不同分配方式均能正常運(yùn)行的要求，并且同單蒸發(fā)器回路熱管加熱5W的數(shù)據(jù)相比，0.7充液率下的溫差更加接近單回路熱管充液率為0.6的情況。從MeLHP各蒸發(fā)器對單蒸發(fā)器回路中特定充液率條件復(fù)現(xiàn)的角度看，充液率0.7更符合設(shè)計要求，可以保證MeLHP中各蒸發(fā)器的充液情況滿足單蒸發(fā)器回路最優(yōu)充液率經(jīng)驗值的大小。而從各蒸發(fā)器的均溫性上也可以看出，蒸發(fā)器間最大溫差在加熱偏向E3、E1時二者相當(dāng)，偏向E2后0.7充液率條件下略有增長，而0.6充液率條件下均溫性驟然變差，甚至造成E2單獨失效，這與低充液率下高流阻回路補(bǔ)償器液位不足有關(guān)。隨后對0.7充液率下的MeLHP進(jìn)行總功率高于15W的實驗驗證，尋求該充液率條件下MeLHP的傳熱極限，各工況及對應(yīng)穩(wěn)態(tài)數(shù)據(jù)如表7所示?？梢钥吹?，0.7充液率條件下MeLHP的傳熱極限為50W，在加熱到50W時溫差變大。在管路并聯(lián)的氣耦合方式下，各個蒸發(fā)器支路的兩端由于相互連通，氣側(cè)和液側(cè)的熱力狀態(tài)會保持一致，因而在面臨不同加熱功率以及自身結(jié)構(gòu)、管路長短不同的工況下，各蒸發(fā)器回路會自發(fā)地互相調(diào)整，保證兩側(cè)具有相同的邊界條件。因而實際工作時，在與單蒸發(fā)器對應(yīng)的相同總加熱功率下，MeLHP的氣液管線耦合點大致對應(yīng)單蒸發(fā)器回路熱管氣液管線的狀態(tài)，此時對MeLHP的每個支路而言，既要完成該熱力狀態(tài)下熱端對冷端冷凝器的流動換熱過程，又要兼顧對其他支路蒸發(fā)器的流動換熱過程，即會受到熱端不同蒸發(fā)器間熱分享的作用以及液體管線出口過冷液回流流量分配的影響，因而相對同功率的單蒸發(fā)器回路熱管換熱性能較差。在單一補(bǔ)償器工作方式下，補(bǔ)償器工作的回路流阻最高，在受熱分享的同時相比單回路熱管冷凝器回流明顯不足，導(dǎo)致相變換熱量不足，單個蒸發(fā)器失效意味著整個回路熱管的失效，因而MeLHP較單蒸發(fā)器回路熱管更易失效。MeLHP傳熱極限實驗值50W符合實驗預(yù)期，與0.6充液率單蒸發(fā)器回路熱管的傳熱極限一致，并聯(lián)管路的分流、匯流作用影響了單管傳熱性能，因而在傳熱極限處溫差較大。實驗結(jié)果驗證了0.7充液率條件的MeLHP更符合以單蒸發(fā)器回路熱管為標(biāo)準(zhǔn)下的預(yù)期，進(jìn)一步驗證了MeLHP處于單一補(bǔ)償器工作模式。同時，通過比較可發(fā)現(xiàn)，分配各回路的加熱功率在一定比例范圍內(nèi)（如10W+5W+35W分配方式），各回路由于加熱功率的有效熱分享，流量分配受加熱功率差異影響不大，MeLHP的補(bǔ)償器主要受結(jié)構(gòu)影響下的被動控制決定補(bǔ)償器工作回路；而分配功率相差較大時（如0W+0W+60W）也會出現(xiàn)高功率回路失效的現(xiàn)象，此時失效回路為補(bǔ)償器工作回路，說明此時加熱功率分配的主動控制對控制補(bǔ)償器運(yùn)行起主要作用。3熱分享和分配(1)MeLHP由于各蒸發(fā)器間氣液管線氣耦合作用，在啟動運(yùn)