甘智華 劉雨夢 鄧皓仁 馬仁飛 Pfotenhauer J.M.

(1浙江大學(xué)制冷與低溫研究所 杭州 310027)

(2能源清潔利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 杭州 310027)

(3美國威斯康辛大學(xué)麥迪遜分校機(jī)械工程系 美國麥迪遜 53706)

1 引言

隨著通信技術(shù)、超導(dǎo)技術(shù)和半導(dǎo)體技術(shù)等的快速發(fā)展，以回?zé)嵝偷蜏刂评錂C(jī)為主導(dǎo)的低溫制冷方法顯現(xiàn)出了其局限性，比如回?zé)嵝偷蜏刂评錂C(jī)存在制冷區(qū)域小，針對大區(qū)域的冷卻無法形成均一溫度場的缺點(diǎn)，對于遠(yuǎn)離制冷機(jī)的場合或者大區(qū)域制冷的場合如核聚變設(shè)備、超導(dǎo)磁能存儲(SMES)等不能很好的滿足其要求［1］。為了解決此問題，一些研究機(jī)構(gòu)提出了利用高效傳熱元件將制冷機(jī)產(chǎn)生的冷量進(jìn)行傳輸?shù)姆椒āＣ}動(dòng)熱管技術(shù)作為一種新型傳熱元件在近二十年內(nèi)廣受關(guān)注。

圖1 脈動(dòng)熱管結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of pulsating heat pipe

脈動(dòng)熱管(Pulsating Heat Pipe，簡稱PHP)，其概念在1990年首次由Akachi［2］提出。脈動(dòng)熱管是蛇形的無芯毛細(xì)金屬管在冷端和熱端之間反復(fù)彎折形成的回路，分為蒸發(fā)段、絕熱段(可以沒有)和冷凝段，如圖1所示［3］。毛細(xì)管內(nèi)抽成真空后沖入一定量的工作液體，在毛細(xì)力作用下管內(nèi)會形成氣柱和液塞的相間分布，通過氣柱和液塞的自激勵(lì)震蕩實(shí)現(xiàn)潛熱和顯熱的傳遞［4］。與常規(guī)熱管相比，脈動(dòng)熱管除了具有等溫性、高熱導(dǎo)率以及熱流密度可變等優(yōu)點(diǎn)外，還具有結(jié)構(gòu)簡單、加工成本低、可實(shí)現(xiàn)無重力的特點(diǎn)，因此脈動(dòng)熱管的研究廣受關(guān)注。目前脈動(dòng)熱管的研究主要集中于室溫溫區(qū)［5］，即以水、乙醇、甲醇、丙酮等為工質(zhì)，針對于低溫溫區(qū)即以氦氣、氫氣、氮?dú)?、氖氣為工質(zhì)的研究近期已經(jīng)開展，對低溫脈動(dòng)熱管的研究進(jìn)行簡要介紹。

2 低溫脈動(dòng)熱管的研究現(xiàn)狀

大部分低溫脈動(dòng)熱管從低溫制冷機(jī)中獲得冷量，而不是常規(guī)的利用液體循環(huán)。低溫脈動(dòng)熱管可將制冷機(jī)的有限冷量進(jìn)行傳遞，如冷卻超導(dǎo)磁體等。表1示出了各研究單位在低溫脈管熱管方面的研究情況［3，6-13］。

表1 低溫脈動(dòng)熱管研究小結(jié)Table 1 Summarize of cryogenic pulsating heat pipe

美國密蘇里大學(xué)(MU)為了實(shí)現(xiàn)細(xì)胞玻璃化的超低溫保存，提出了利用脈動(dòng)熱管技術(shù)直接將細(xì)胞懸濁液冷卻的方法［6］。為了實(shí)現(xiàn)此項(xiàng)技術(shù)密蘇里大學(xué)的比較醫(yī)學(xué)中心搭建了脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺，該試驗(yàn)臺在液氮溫區(qū)、大冷量的情況下實(shí)現(xiàn)了脈動(dòng)熱管在小彎折數(shù)下成功、高效的水平運(yùn)行。

法國原子能委員會(CEA)為了解決PT415脈管制冷機(jī)制冷區(qū)域小的問題，提出利用脈動(dòng)熱管連接制冷機(jī)與蒸發(fā)端銅塊的方法［7-8］。因而搭建了液氦溫區(qū)脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺，并且提出了脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺的預(yù)冷方法，著重研究不同傾角下的最高傳熱量。

日本核聚變研究所(NIFS)為了實(shí)現(xiàn)高溫超導(dǎo)磁體線圈的散熱，提出了在線圈內(nèi)置入脈動(dòng)熱管的技術(shù)［3，9-11］。為此其先后開展了液氫/液氮/液氖溫區(qū)、不同充液率、加熱功率和傾角下的脈動(dòng)熱管性能的研究，得到脈動(dòng)熱管在傳熱量、彎折數(shù)較小的情況下無法在 －45°、－90°運(yùn)行。

為了冷卻MRI的超導(dǎo)線圈，美國威斯康星大學(xué)麥迪遜分校(UW-Madison)開展了液氦溫區(qū)脈動(dòng)熱管的研究工作［12］，該試驗(yàn)臺在32個(gè)彎折數(shù)下實(shí)現(xiàn)了水平方向的高效運(yùn)行。

中國目前也開始開展低溫脈動(dòng)熱管的相關(guān)研究，中國科學(xué)院的電氣工程研究所為了研究低溫下脈動(dòng)熱管的性能，搭建了液氮溫區(qū)的脈動(dòng)熱管實(shí)驗(yàn)平臺［13］，研究了傳熱量、傾角對脈動(dòng)熱管傳熱性能的影響，除此之外還研究了該試驗(yàn)臺的蒸干極限。

由于低溫脈動(dòng)熱管的研究剛剛起步，因此無論是實(shí)驗(yàn)研究還是理論研究都存在較大的空白。本文通過與室溫溫區(qū)的研究進(jìn)行對比，考慮到低溫溫區(qū)研究的特殊性，提出了低溫脈動(dòng)熱管需要關(guān)注的問題如下:

(1)低溫脈動(dòng)熱管的可視化研究。低溫脈動(dòng)熱管的毛細(xì)管多采用毛細(xì)銅管或毛細(xì)不銹鋼管，無法實(shí)現(xiàn)可視化。但是為了了解工質(zhì)脈動(dòng)的行為，以及氣柱和液塞的分布情況，可視化研究應(yīng)予以考慮。

(2)重力的影響。脈動(dòng)熱管360°的成功運(yùn)行能夠大大的提高其應(yīng)用范圍，尤其是在航天領(lǐng)域。

(3)漏熱。對于低溫系統(tǒng)而言，很小的熱負(fù)荷有可能會帶來很大的溫度波動(dòng)，有時(shí)甚至可以影響系統(tǒng)能否得到低溫環(huán)境，從而影響系統(tǒng)的正常工作。

(4)制冷機(jī)冷頭與毛細(xì)管的高效連接方法。根據(jù)日本學(xué)者的研究，制冷機(jī)冷頭與毛細(xì)管之間的連接是冷熱段溫差的主要產(chǎn)生部位，高效的連接方法有利于實(shí)現(xiàn)冷量的高效傳輸。

(5)低溫脈動(dòng)熱管理論模型的建立。脈動(dòng)熱管內(nèi)部復(fù)雜的兩相流以及運(yùn)行時(shí)復(fù)雜的震蕩機(jī)理都給脈動(dòng)熱管的理論研究帶來困難，但是經(jīng)過很多學(xué)者的努力脈動(dòng)熱管在室溫溫區(qū)已經(jīng)得到了一些傳熱模型以及半經(jīng)驗(yàn)公式。但是低溫溫區(qū)的理論研究幾乎空白。

為了解決問題(2)—(4)，并考慮到液氫溫區(qū)的重要性，設(shè)計(jì)了一臺液氫溫區(qū)脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺，對該試驗(yàn)臺的設(shè)計(jì)進(jìn)行詳細(xì)的介紹。

3 液氫溫區(qū)脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺設(shè)計(jì)

低溫脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺的設(shè)計(jì)首先要確定溫區(qū)，即確定脈動(dòng)熱管的運(yùn)行工質(zhì)。液氫、液氖溫區(qū)的研究對于超導(dǎo)的研究具有非常重要的意義。因?yàn)橐簹錅貐^(qū)的研究對于MgB2線材的高溫超導(dǎo)磁體冷卻提供了可能性，故本文擬對液氫溫區(qū)的脈動(dòng)熱管傳熱性能進(jìn)行研究。

除了工質(zhì)之外，低溫脈動(dòng)熱管與室溫脈動(dòng)熱管的區(qū)別還在于冷源的不同。該液氫溫區(qū)的脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺從GM制冷機(jī)獲得冷量?？紤]到低溫應(yīng)用的特殊性，漏熱量最小、儀器儀表以及熱收縮等特性使試驗(yàn)臺結(jié)構(gòu)較室溫溫區(qū)更為復(fù)雜。

3.1 試驗(yàn)臺簡介

該液氫溫區(qū)脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺可以實(shí)現(xiàn)多參數(shù)的控制，如:彎折數(shù)、絕熱段長度、充液率、傾角以及加熱功率等，從而研究這些參數(shù)對脈動(dòng)熱管性能的影響。該試驗(yàn)臺主要由真空罩、銅屏、制冷機(jī)、脈動(dòng)熱管單元、加熱器、溫度傳感器、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成，如圖2所示。

圖2 液氫溫區(qū)低溫脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺Fig.2 Experimental setup of a hydrogen pulsating heat pipe

合適尺寸的毛細(xì)管內(nèi)徑是脈動(dòng)熱管實(shí)現(xiàn)脈動(dòng)的基礎(chǔ)，在毛細(xì)管內(nèi)充入液體后能夠得到氣液相間的分布。根據(jù)White和Beardmore的研究知，當(dāng)Bo＜2時(shí)，重力的影響比較小，毛細(xì)力起主導(dǎo)作用［14］。

式中:D為毛細(xì)管內(nèi)徑，σ為表面張力，ρl和ρv分別為工質(zhì)在液相和氣相時(shí)的密度，g是重力加速度。

根據(jù)式(1)，利用EES［15］編程得到氫氣在不同溫區(qū)的最大毛細(xì)管直徑，如圖3所示。取毛細(xì)管的內(nèi)徑為2.3 mm(圖3五角星處)，此時(shí)對應(yīng)的最高工作溫度約為28 K，即如果超過了這個(gè)溫度或在該溫度下大于這個(gè)內(nèi)徑，重力的影響將會大于毛細(xì)力，此時(shí)脈動(dòng)熱管的性能會發(fā)生改變。

圖3 毛細(xì)管的最大直徑Fig.3 Maximum diameter of capillary pipe

低溫脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺主體結(jié)構(gòu)脈動(dòng)熱管單元，主要由冷凝段、蒸發(fā)段、絕熱段組成，如圖4所示。其中蒸發(fā)段與冷凝段的結(jié)構(gòu)類似，均是一塊U型銅塊，U型銅塊的4個(gè)面上均刻有7個(gè)U型槽，共28個(gè)U型槽，如圖5所示;U型毛細(xì)管采用銅，由于銅的高熱導(dǎo)率，毛細(xì)管內(nèi)的流體溫度可以近似認(rèn)為是銅管壁溫;絕熱段是一段直毛細(xì)管，U型毛細(xì)管與直毛細(xì)管利用Swagelok的面密封接頭進(jìn)行連接。因此該脈動(dòng)熱管單元可以通過改變直毛細(xì)管的長度實(shí)現(xiàn)絕熱段長度的改變，并且可以在1ˉ28范圍內(nèi)改變連入回路的彎折數(shù)。

圖4 脈動(dòng)熱管單元Fig.4 Element of pulsating heat pipe

圖5 脈動(dòng)熱管冷凝端Fig.5 Condenser of pulsating heat pipe

真空罩:為不銹鋼材料，分為上(圖2中這部分為空，以方便看到系統(tǒng)內(nèi)部結(jié)構(gòu))、中、下3段，高為1 300 mm，內(nèi)徑為560 mm，外徑為566 mm。對真空罩進(jìn)行真空測試，可以達(dá)到5×10－3Pa。為了實(shí)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)臺傾角的改變，真空罩的中部安裝一個(gè)旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)。

銅屏:為了降低低溫環(huán)境下的輻射漏熱，真空罩內(nèi)設(shè)置一個(gè)銅屏。利用拉桿將銅屏懸吊在真空罩的法蘭上，銅屏的頂部與制冷機(jī)的一級冷頭相連。該銅屏內(nèi)徑為316 mm，壁厚為2 mm，高度為960 mm。脈動(dòng)熱管單元置于銅屏內(nèi)部，同樣利用拉桿將脈動(dòng)熱管單元懸吊在銅屏法蘭上。

制冷機(jī):采用南京某公司的KDE410制冷機(jī)，該制冷機(jī)在4.2 K的情況下能夠提供1 W冷量。制冷機(jī)的一級冷頭與銅屏的頂部相連，二級冷頭與脈動(dòng)熱管單元的冷凝段相連。為了避免制冷機(jī)受力而影響其性能，與制冷機(jī)的連接處均采用編織帶進(jìn)行柔性連接。

3.2 機(jī)械校核

試驗(yàn)臺中的脈動(dòng)熱管單元的懸吊和銅屏的懸吊依靠拉桿實(shí)現(xiàn)，如圖2所示。其中，銅屏的質(zhì)量為32 kg，脈動(dòng)熱管單元的總重量為20 kg。脈動(dòng)熱管單元的懸吊采用了4根直徑為10 mm長度為280 mm的304不銹鋼螺桿，銅屏的懸吊采用了7根直徑為12 mm長度為200 mm的304不銹鋼螺桿。

由于要實(shí)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)臺傾角的改變，所有的拉桿必須能夠承受冷屏和脈動(dòng)熱管單元產(chǎn)生的彎曲應(yīng)力。通過計(jì)算:懸吊脈動(dòng)熱管單元的拉桿承受的拉應(yīng)力為0.64 MPa，承受的彎曲正應(yīng)力為 142.6 MPa，承受的彎曲切應(yīng)力為0.85 MPa;懸吊冷屏的拉桿承受的拉應(yīng)力為0.66 MPa，承受的彎曲正應(yīng)力為87.6 MPa，承受的彎曲切應(yīng)力為0.88 MPa。不銹鋼的許用應(yīng)力［σ］=137 MPa，剪切應(yīng)力［τ］=77.5 MPa。試驗(yàn)臺的力學(xué)性能復(fù)合要求。

3.3 熱負(fù)荷計(jì)算

低溫實(shí)驗(yàn)的特殊性決定了熱負(fù)荷計(jì)算的重要性，漏熱量直接影響了制冷機(jī)提供冷量的大小。以下對制冷機(jī)兩級的熱負(fù)荷進(jìn)行詳細(xì)介紹。

3.3.1 一級冷頭熱負(fù)荷

一級冷頭的熱負(fù)荷主要包括冷屏、冷屏拉桿、部分充液管的導(dǎo)熱以及輻射漏熱。首先利用ANSYS對冷屏的溫度場進(jìn)行模擬。假設(shè)如下:

(1)初始環(huán)境溫度為300 K;

(2)一級冷頭的溫度設(shè)為33 K，熱負(fù)荷為15 W;

(3)銅屏發(fā)射率設(shè)為0.02(銅屏包圍著26層多層絕熱材料)。

模擬結(jié)果如圖6所示，銅屏頂端與低端的溫差為1.7 K，故冷屏內(nèi)可以為脈動(dòng)熱管提供一個(gè)約為33 K的工作環(huán)境。通過對熱負(fù)荷的穩(wěn)態(tài)計(jì)算，得到輻射產(chǎn)生1.5 W漏熱，不銹鋼拉桿和充液管線導(dǎo)熱產(chǎn)生的漏熱分別為12 W和0.5 W。

圖6 銅屏ANSYS仿真圖Fig.6 Ansys simulation of shield

3.3.2 二級冷頭熱負(fù)荷

根據(jù)以上的計(jì)算，一級冷頭的熱負(fù)荷共為15 W。對GM制冷機(jī)進(jìn)行了測試，得到該制冷機(jī)的性能曲線，如圖7所示。如果一級冷頭在33 K的溫度下提供15 W的冷量，則二級冷頭在高于20 K的情況下可以提供超過14 W的冷量。

圖7 制冷機(jī)性能曲線Fig.7 Cooling curve of cryocooler

然而，銅屏內(nèi)部的元件的熱負(fù)荷將影響二級冷頭產(chǎn)生的制冷量，從而影響脈動(dòng)熱管冷凝端獲得的冷量，主要是脈動(dòng)熱管單元不銹鋼拉桿產(chǎn)生的導(dǎo)熱漏熱、輻射漏熱以及充液管的導(dǎo)熱漏熱。根據(jù)計(jì)算，不銹鋼拉桿的導(dǎo)熱漏熱為主要部分，為55 mW。所以可以通過脈動(dòng)熱管單元傳遞的熱量約為13 W。

3.4 冷卻時(shí)間估算

為了估算試驗(yàn)臺從室溫到穩(wěn)定條件下的冷卻時(shí)間，采用一個(gè)與時(shí)間有關(guān)的能量平衡方程進(jìn)行計(jì)算:

式中:冷屏、冷凝段和蒸發(fā)段銅塊視為集中熱容，cp和q與溫度有關(guān)。利用式(2)進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果圖8如所示，冷卻時(shí)間至少為15小時(shí)。

圖8 實(shí)驗(yàn)臺的冷卻時(shí)間Fig.8 Cooling time of setup

4 總結(jié)

在對低溫脈動(dòng)熱管的前人研究情況進(jìn)行總結(jié)的基礎(chǔ)上，介紹了液氫溫區(qū)的低溫脈動(dòng)熱管試驗(yàn)臺設(shè)計(jì)方法，并針對機(jī)械校核和熱力學(xué)計(jì)算進(jìn)行了詳細(xì)分析，從理論上說明此脈動(dòng)熱管的可行性。所設(shè)計(jì)的液氫溫區(qū)脈動(dòng)熱管實(shí)驗(yàn)平臺可以研究多種參數(shù)(如彎折數(shù)、充液率、絕熱段長度、加熱量等)對傳熱效果的影響，這對探索低溫脈動(dòng)熱管在超導(dǎo)領(lǐng)域和航空領(lǐng)域的應(yīng)用具有重要意義。

1 Mito T，Natsume K，Yanagia N.et al.Achievement of high heat removal characteristics of superconducting magnets with built-in oscillating heat pipes［J］.IEEE Transactions on Applied Superconductivity，2011，21:2470-2473.

2 Akachi H.Structure of a heat pipe:US4921041［P］.1990.

3 Natsume K，Mito T，Tamura H.et al.Development of cryogenic oscillating heat pipe as a new device for indirect/conduction cooled superconducting magnets［J］.IEEE Transactions on Applied Superconductivity，2012，22(3):4703904.

4 Khandekar S，Groll M.A insight into thermo-hydrodynamic coupling in closed loop pulsating heat pipes［J］.International Journal of Thermal Sciences，2004，43:13-20.

5 Zhang Y W，F(xiàn)aghri A..Advances and Unsolved Issues in Pulsating Heat Pipes［J］.Heat Transfer Engineering，2008，23(1):20-44.

6 Han X，Ma H B，Jiao A J.et al.Investigations on the heat transport capability of a cryogenic oscillating heat pipe and its application in achieving ultra-fast cooling rates for cell verification cryopreservation［J］.Cryobiology，2008，56:195-203.

7 Jiao A J，Ma H B，Critser JK.Experimental investigation of cryogenic oscillating heat pipes［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2009，52:3504-3509.

8 Bonnet F，Gully P，Nikolayev V.Development and test of a cryogenic pulsating heat pipe and a pre-cooling system［J］.Advances in Cryogenic Engineering，2012:607-614.

9 Mito T，Natsume K，Yanagi N.et al Development of highly effective cooling technology for a superconducting magnet using cryogenic OHP［J］.IEEE Transaction on Applied Superconductivity，2010，20:2023-2026.

10 Natsume K，Mito T，Yanagi N.et al.Heat transfer performance of cryogenic oscillating heat pipes for effective cooling of superconducting magnets.Cryogenics，2011，51:309-314.

11 Mito T，Natsume K，Yanagi N.et al.Enhancement of thermal properties of HTS magnets using built-in cryogenic oscillating heat pipes［J］.IEEE Transaction on Applied Superconductivity，2013，23:4602905.

12 Fonseca L D，Miller F，Pfotenhauer J M.A helium based pulsating heat pipe for superconducting magnets［C］.Advances in Cryogenic Engineering，2014，28:28-35.

13 Li Y，Wang Q L，Chen S Z.et al.Experimental investigation of the characteristics of cryogenic oscillating heat pipe［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2017，79:713-719.

14 White E，Beardmore R.The velocity of rise of single cylindrical air bubbles through liquids contained in vertical tubes［J］.Chemical Engineering.Science，1962，17:351-361.

15 Klein S A，Alvarado F L.Engeering equation solver.F-Chart Software，Box.2002，44042.