劉長(zhǎng)鑫，張濟(jì)民，徐 濤，王 濤，趙小翔，曹建光

(上海衛(wèi)星工程研究所,上海 201109)

泵驅(qū)動(dòng)兩相流體回路流量漂移現(xiàn)象的實(shí)驗(yàn)研究

劉長(zhǎng)鑫，張濟(jì)民，徐 濤，王 濤，趙小翔，曹建光

(上海衛(wèi)星工程研究所,上海 201109)

針對(duì)因機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)兩相流體回路(MPTL)特有的流量漂移現(xiàn)象導(dǎo)致的系統(tǒng)流量降低，使蒸發(fā)器出現(xiàn)蒸干的危險(xiǎn)等問(wèn)題，用實(shí)驗(yàn)對(duì)一定熱負(fù)荷功率和初始流量下流量漂移現(xiàn)象進(jìn)行了研究。設(shè)計(jì)了實(shí)驗(yàn)裝置，選擇初始流量和熱負(fù)荷功率為實(shí)驗(yàn)因素，在不同初始流量和熱負(fù)載功率的水平下，通過(guò)測(cè)量熱負(fù)荷開(kāi)始加載時(shí)至系統(tǒng)達(dá)到熱平衡后的流量變化，并結(jié)合流量漂移過(guò)程各實(shí)驗(yàn)參數(shù)變化曲線，研究了泵驅(qū)動(dòng)兩相流體回路的流量漂移，進(jìn)行了流量漂移實(shí)驗(yàn)，分析了實(shí)驗(yàn)因素對(duì)流量漂移的影響、流量漂移量與系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)的關(guān)系，以及流量漂移中流型的變化。結(jié)果表明：在一定的熱負(fù)荷功率下，初始流量越小，歸一化流量漂移量越大；在一定的初始流量下，熱負(fù)荷功率越大，歸一化流量漂移量越大。實(shí)驗(yàn)還給出了流量漂移量與蒸發(fā)器出口含氣率正相關(guān)的曲線，表明流量漂移量與系統(tǒng)阻力呈高度線性關(guān)系，并證明了流量漂移過(guò)程中系統(tǒng)管路中出現(xiàn)的流型變化。

兩相流體回路； 機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)； 流動(dòng)不穩(wěn)定性； 流量漂移； 系統(tǒng)流量； 系統(tǒng)阻力； 蒸發(fā)器出口含氣率； 流型

0 引言

機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)兩相流體回路(MPTL)是一種以機(jī)械泵提供驅(qū)動(dòng)力，利用兩相工質(zhì)在循環(huán)流動(dòng)中的蒸發(fā)吸熱和冷凝放熱，收集、傳輸、排散熱量，并進(jìn)行溫度控制的熱控系統(tǒng)[1]。其特點(diǎn)是泵功耗低、熱量傳輸能力大、控溫精準(zhǔn)、溫度一致性好，能適應(yīng)復(fù)雜分布式熱源布局和長(zhǎng)距離、大熱量傳輸與排散需求，是目前航天領(lǐng)域中先進(jìn)的主動(dòng)熱控技術(shù)之一[2]。MPTL作為典型的兩相流動(dòng)系統(tǒng)，會(huì)出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性。兩相流動(dòng)的不穩(wěn)定性是指在一個(gè)系統(tǒng)流量、系統(tǒng)壓降和含氣率存在熱力學(xué)與流體力學(xué)相互耦合的系統(tǒng)中，由于小的擾動(dòng)引起的流量、壓降和含氣率的大幅振蕩[3]。流量漂移屬于典型的靜態(tài)流動(dòng)不穩(wěn)定現(xiàn)象，其特點(diǎn)是系統(tǒng)流量發(fā)生突然變化，通常是流量減少，而后穩(wěn)定在新的水平。流量漂移現(xiàn)象可導(dǎo)致MPTL系統(tǒng)的實(shí)際流量與設(shè)計(jì)不符，使蒸發(fā)器出口含氣率增加或出現(xiàn)蒸干的可能，降低蒸發(fā)器局部換熱系數(shù)與系統(tǒng)的熱量傳輸效率，對(duì)系統(tǒng)運(yùn)行帶來(lái)不利影響。流量漂移也被稱作Ledinegg不穩(wěn)定性。LEDINEGG于1938年給出了穩(wěn)定性準(zhǔn)則，說(shuō)明當(dāng)系統(tǒng)內(nèi)部流動(dòng)特性曲線斜率大于外部流動(dòng)特性曲線斜率時(shí)系統(tǒng)是穩(wěn)定的[4]。兩相流動(dòng)系統(tǒng)的內(nèi)部特性曲線呈現(xiàn)出N型，存在流阻隨流量變化的負(fù)斜率區(qū)，對(duì)一定的兩相流體回路，當(dāng)驅(qū)動(dòng)泵的流動(dòng)特性不滿足Ledinegg穩(wěn)定性準(zhǔn)則時(shí)，系統(tǒng)的內(nèi)、外部特性曲線可能存在多個(gè)交點(diǎn)，使通道中的流量并非為壓降的單值函數(shù)，當(dāng)系統(tǒng)存在擾動(dòng)時(shí)，會(huì)出現(xiàn)流量的迅速變化，即流量漂移。

國(guó)內(nèi)外對(duì)流量漂移現(xiàn)象進(jìn)行了大量的理論和實(shí)驗(yàn)研究，文獻(xiàn)[5]對(duì)窄矩形通道的流量漂移現(xiàn)象進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，實(shí)驗(yàn)在一定熱流密度、入口過(guò)冷度、系統(tǒng)壓力等因素水平下，通過(guò)調(diào)節(jié)驅(qū)動(dòng)泵轉(zhuǎn)速，獲得了系統(tǒng)阻力與流量的關(guān)系即內(nèi)部特性曲線，同時(shí)研究了熱流密度、系統(tǒng)壓力和過(guò)冷度對(duì)流量漂移現(xiàn)象的影響。文獻(xiàn)[6]對(duì)自然循環(huán)的流量漂移現(xiàn)象進(jìn)行了理論和實(shí)驗(yàn)研究，給出了兩相自然循環(huán)系統(tǒng)靜態(tài)分岔解圖，獲得了不同系統(tǒng)壓力、入口阻力下的系統(tǒng)流量與加熱功率的關(guān)系曲線(q-G圖)，指出了兩相自然循環(huán)的遲滯現(xiàn)象，實(shí)驗(yàn)是在一定系統(tǒng)壓力、入口阻力等因素水平下，通過(guò)改變加熱功率，得到了q-G圖與發(fā)生流量漂移時(shí)的流量動(dòng)態(tài)變化曲線。本文針對(duì)MPTL系統(tǒng)，對(duì)其流量漂移現(xiàn)象進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，研究了不同初始流量、熱負(fù)荷功率下，系統(tǒng)流量的動(dòng)態(tài)變化過(guò)程；分析了初始流量和熱負(fù)荷功率對(duì)流量漂移量的影響，以確定歸一化流量漂移量與蒸發(fā)器出口含氣率、系統(tǒng)阻力和流型的關(guān)系，為機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)兩相流體回路系統(tǒng)的工程化應(yīng)用提供基礎(chǔ)。

1 實(shí)驗(yàn)裝置與實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1實(shí)驗(yàn)裝置

本文以MPTL系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)為基礎(chǔ)，進(jìn)行MPTL系統(tǒng)的流量漂移實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)平臺(tái)工作原理如圖1所示。MPTL系統(tǒng)主要由組件箱、預(yù)熱器、蒸發(fā)器、輻射器、輔助換熱器和連接管路等組成。其中：組件箱集成了儲(chǔ)液器、驅(qū)動(dòng)泵和回?zé)釗Q熱器等重要部件；蒸發(fā)器為微小通道熱沉形式。實(shí)驗(yàn)平臺(tái)用科氏力質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量系統(tǒng)流量，用壓力傳感器測(cè)量機(jī)械泵進(jìn)出口和蒸發(fā)器進(jìn)出口壓力，用T型熱電偶測(cè)量各測(cè)點(diǎn)溫度，用保溫棉和羊毛氈減小管路漏熱。系統(tǒng)內(nèi)充裝R134a作為工質(zhì)，20 ℃下飽和壓力571.7 kPa。系統(tǒng)中的三個(gè)蒸發(fā)器為熱負(fù)荷主要加載區(qū)域，工質(zhì)在進(jìn)入蒸發(fā)器前通過(guò)回?zé)釗Q熱器和預(yù)熱器預(yù)熱到飽和溫度。溫度測(cè)點(diǎn)T5，T7，T9測(cè)量蒸發(fā)器外殼溫度；T6，T8，T10測(cè)量蒸發(fā)器出口管路溫度，因管路上無(wú)加熱元件，故測(cè)點(diǎn)更接近與內(nèi)部工質(zhì)的溫度。

圖1 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)工作原理Fig.1 Principle of experimental system working principle

1.2實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文針對(duì)MPTL系統(tǒng)的流量漂移現(xiàn)象進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，結(jié)合MPTL系統(tǒng)的應(yīng)用背景和運(yùn)行特點(diǎn)，實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)不同于常規(guī)，重點(diǎn)研究初始流量下從開(kāi)始加載熱負(fù)荷，到系統(tǒng)發(fā)生流量漂移現(xiàn)象后重新達(dá)到流量穩(wěn)定這一過(guò)程中系統(tǒng)流量、系統(tǒng)阻力和蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)溫度的變化等各運(yùn)行參數(shù)的動(dòng)態(tài)變化，并計(jì)算出流量漂移量。影響流量漂移現(xiàn)象的因素很多，本文重點(diǎn)分析不同初始流量(熱負(fù)荷加載前系統(tǒng)流量)和不同熱負(fù)荷功率的影響。實(shí)驗(yàn)中控制儲(chǔ)液器內(nèi)工質(zhì)溫度為20 ℃，調(diào)節(jié)輔助換熱器冷水進(jìn)口溫度使機(jī)械泵入口溫度穩(wěn)定在約13 ℃，保證機(jī)械泵有足夠的過(guò)冷度，環(huán)境溫度保持在約20 ℃。

實(shí)驗(yàn)具體流程為：熱負(fù)荷加載前通過(guò)調(diào)節(jié)驅(qū)動(dòng)泵轉(zhuǎn)速使系統(tǒng)流量達(dá)到指定水平，待系統(tǒng)流量穩(wěn)定后，加載熱負(fù)荷并開(kāi)始記錄數(shù)據(jù)；之后觀察蒸發(fā)器的過(guò)熱和流量漂移現(xiàn)象，待系統(tǒng)流量和重要運(yùn)行參數(shù)重新穩(wěn)定后，停止實(shí)驗(yàn)記錄；改變工況進(jìn)行下一組實(shí)驗(yàn)。

實(shí)驗(yàn)中初始流量和熱負(fù)荷功率設(shè)置水平分別見(jiàn)表1、2。其中：熱負(fù)荷功率為3個(gè)蒸發(fā)器的總加熱功率，并平均加載于3個(gè)蒸發(fā)器。實(shí)驗(yàn)中，預(yù)熱器以恒定功率10 W對(duì)回?zé)釗Q熱器出口的工質(zhì)進(jìn)行預(yù)熱，使工質(zhì)流入蒸發(fā)器前達(dá)到飽和狀態(tài)。

表1 初始流量水平

表2 熱負(fù)荷功率預(yù)設(shè)水平

實(shí)際實(shí)驗(yàn)中，熱負(fù)荷功率水平應(yīng)根據(jù)情況進(jìn)行調(diào)整，當(dāng)出現(xiàn)熱負(fù)荷功率過(guò)高蒸發(fā)器燒干時(shí)，應(yīng)減少過(guò)高的熱負(fù)荷水平實(shí)驗(yàn)，增加一組更低的水平。同時(shí)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，可適當(dāng)增加功率水平使工況的改變更細(xì)致。

2 流量漂移機(jī)理與數(shù)學(xué)模型

2.1流量漂移機(jī)理

當(dāng)系統(tǒng)流動(dòng)特性曲線存在負(fù)斜率區(qū)時(shí)就可能出現(xiàn)流量漂移。一定熱負(fù)荷功率、系統(tǒng)壓力和蒸發(fā)器入口過(guò)冷度下兩相通道的內(nèi)部流動(dòng)特性曲線如圖2所示[7]。由圖2可知：阻力隨流量的變化并非單調(diào)關(guān)系，流量較小時(shí)，管路中主要為過(guò)熱蒸汽，曲線與過(guò)熱蒸汽的特性曲線相同；流量較大時(shí)，管路中基本為單相液體，曲線接近液體的特性曲線；在流量從大到小的變化中，由于沸騰的出現(xiàn)，氣泡生成和生長(zhǎng)致使工質(zhì)流速增大，導(dǎo)致阻力隨流量的減小而升高，并使曲線呈現(xiàn)N字型。這樣，對(duì)一定的驅(qū)動(dòng)泵外部特性曲線(如工況3)，當(dāng)系統(tǒng)流量發(fā)生微小擾動(dòng)，由于負(fù)斜率區(qū)的影響，流量將進(jìn)一步減小或增大，即發(fā)生流量漂移。

圖2 兩相通道內(nèi)部流動(dòng)特性曲線Fig.2 Two-phase pressure drop characteristic curve

2.2數(shù)學(xué)模型

在常規(guī)的流量漂移數(shù)學(xué)分析中，建立模型為長(zhǎng)度L的均勻加熱圓管[3]。如圖3所示，工質(zhì)在其內(nèi)流動(dòng)并逐漸被加熱，從過(guò)冷液體變?yōu)閮上喙べ|(zhì)再變?yōu)檫^(guò)熱蒸汽，最后從出口離開(kāi)，由此可將管路分為液體、兩相工質(zhì)和蒸汽三段，其長(zhǎng)度分別為L(zhǎng)l，Lb，Lv。忽略管路中重位壓降和加速壓降，管路中的總壓降即為總的摩擦壓降可表示為

Δp=Δpf=Δpfl+Δpfb+Δpfv

(1)

式中：Δpfl，Δpfb，Δpfv分別為液體段、工質(zhì)段和蒸汽段的摩擦壓降。

圖3 蒸發(fā)段管路示意Fig.3 Schematic of evaporation pipe

采用均相流模型，可得管路的總壓降

(2)

式中：

λb(i″-i′)(v″+v′)-λv(i″-ii)(v″+ve)]

(3)

(4)

C0=0

(5)

此處：λl，λb，λv分別為液體、兩相工質(zhì)和蒸汽段的摩擦因數(shù)；i′，v′分別為飽和液體的焓與比熱容；i″，v″分別為飽和蒸汽的焓與比熱容；ii，vi分別為管路入口過(guò)冷液體的焓與比熱容；ve為管路出口過(guò)熱蒸汽的比熱容；q′為加熱管路的線功率密度。

若工質(zhì)在蒸發(fā)管路中沒(méi)有蒸干，即只有液體段和兩相工質(zhì)段，則管路的總壓降

(6)

式中：

(7)

(8)

(9)

此處：ifg為工質(zhì)的蒸發(fā)潛熱。

式(2)、(6)均為三次方程，可能有實(shí)根3個(gè)，意味著在同一壓降水平對(duì)應(yīng)了不同的系統(tǒng)流量，此時(shí)流動(dòng)處于不穩(wěn)定狀態(tài)，即會(huì)發(fā)生流量漂移。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1流量漂移實(shí)驗(yàn)

初始流量8.0 g/s，熱負(fù)荷功率200 W時(shí)，實(shí)驗(yàn)所得從熱負(fù)荷開(kāi)始加載到系統(tǒng)達(dá)到熱平衡的系統(tǒng)參數(shù)變化如圖4所示。由圖4可知：

a)135 s加載熱負(fù)荷，工質(zhì)溫度逐漸升高直至產(chǎn)生過(guò)熱；在183 s工質(zhì)迅速發(fā)生沸騰，可觀察到系統(tǒng)流量出現(xiàn)正脈沖，驅(qū)動(dòng)泵進(jìn)出口壓力也突然上升，這是因?yàn)檎舭l(fā)器內(nèi)氣泡的生成與生長(zhǎng)推動(dòng)下游工質(zhì)加速流動(dòng)；當(dāng)沸騰現(xiàn)象逐漸穩(wěn)定后，系統(tǒng)流量脈沖消失，但由于系統(tǒng)管路內(nèi)出現(xiàn)了兩相流動(dòng)，系統(tǒng)阻力逐漸提升，隨著系統(tǒng)阻力的提升，系統(tǒng)流量也逐漸減小，此時(shí)即發(fā)生流量漂移現(xiàn)象。

b)612 s當(dāng)系統(tǒng)流量減小到約6.2 g/s時(shí)，流量計(jì)讀數(shù)出現(xiàn)較大波動(dòng)，該波動(dòng)過(guò)程持續(xù)至954 s。最終隨著系統(tǒng)流量的進(jìn)一步減小，系統(tǒng)阻力、蒸發(fā)器溫度和系統(tǒng)流量穩(wěn)定在另一水平。

圖4 初始流量8.0 g/s和熱負(fù)荷功率200 W時(shí)系統(tǒng)參數(shù)變化Fig.4 System parameters changing with initial flow rate 8.0 g/s and thermal load power 200 W

由于實(shí)驗(yàn)各工況的初始流量不同，采用絕對(duì)的流量漂移量進(jìn)行分析不具可比性，因此需用歸一化流量漂移量作為流量漂移程度的指標(biāo)，有

(10)

3.2實(shí)驗(yàn)因素對(duì)流量漂移的影響

由文獻(xiàn)可知，流量漂移與熱負(fù)荷功率的關(guān)系一般是流量漂移量隨功率增加而增大，內(nèi)部流動(dòng)特性曲線負(fù)斜率區(qū)會(huì)加長(zhǎng)，流動(dòng)穩(wěn)定性變差。對(duì)本文的實(shí)驗(yàn)工況，因熱負(fù)荷加載后蒸發(fā)器出口均為汽液兩相，都出現(xiàn)系統(tǒng)阻力提升和系統(tǒng)流量減小的情況，即全發(fā)生了流量漂移，但流量漂移的程度不同。

不同初始流量下，實(shí)驗(yàn)所得歸一化流量漂移量與熱負(fù)荷功率的關(guān)系如圖5所示。由圖5可知：在相同初始流量下，隨著熱負(fù)荷功率的增加，流量漂移量增大，即穩(wěn)態(tài)流量減小。其原因?yàn)椋弘S著熱負(fù)荷功率提升，蒸發(fā)器中氣泡的生成和生長(zhǎng)的速度加快，兩相工質(zhì)的相會(huì)作用加強(qiáng)，同時(shí)由于蒸發(fā)器出口含氣率的增大，兩相工質(zhì)的平均密度減小，工質(zhì)體積增大使其平均流速增加，蒸發(fā)器和輻射器管路內(nèi)流阻的增大更明顯，流量漂移量也因此增大。

圖5 不同熱負(fù)荷功率下歸一化流量漂移量Fig.5 Normalized flow excursion with various heating power

歸一化流量漂移量與初始流量的關(guān)系如圖6所示。由圖6可知：在相同熱負(fù)荷下，隨著初始流量的減小，歸一化流量漂移量變大。這是因?yàn)樵谙嗤臒嶝?fù)荷功率下，初始流量越小，驅(qū)動(dòng)泵的輸出功率就越小，系統(tǒng)的外部特性曲線(驅(qū)動(dòng)泵的特性曲線)越向下偏移，系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)定后的流量減小，流量漂移量增大；同時(shí)初始流量越小，對(duì)一定的熱負(fù)荷功率，蒸發(fā)器的出口含氣率將越高，系統(tǒng)阻力的增大越明顯，使流量漂移量增大。

圖6 不同初始流量下歸一化流量漂移量Fig.6 Normalized flow excursion with various initial flow rate

3.3流量漂移量與系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)的關(guān)系

由上述分析可知：流量漂移量可視作一定熱負(fù)荷功率和初始流量共同影響的結(jié)果。分析數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)流量漂移量與其他的系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)亦有明顯的函數(shù)關(guān)系，系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)包括蒸發(fā)器出口含氣率與系統(tǒng)阻力。

不同加熱功率和初始流量下，蒸發(fā)器出口熱力學(xué)含氣率和歸一化流量漂移量的關(guān)系如圖7所示。由圖7可知：歸一化流量漂移量與蒸發(fā)器出口熱力學(xué)含氣率有較強(qiáng)的函數(shù)關(guān)系，隨著熱負(fù)荷功率的增加，流量漂移量與含氣率也逐漸增大，但初始流量的影響不明顯；當(dāng)歸一化流量漂移量小于60%時(shí)，含氣率保持低于40%，且增長(zhǎng)速度不明顯，當(dāng)歸一化流量漂移量大于60%時(shí)，含氣率迅速增大，當(dāng)蒸發(fā)器出口含氣率過(guò)高時(shí)，若系統(tǒng)流量受擾發(fā)生波動(dòng)，則蒸發(fā)器極易出現(xiàn)蒸干。在實(shí)際應(yīng)用中，針對(duì)不同初始流量，應(yīng)控制熱負(fù)荷功率上限值，保證穩(wěn)態(tài)時(shí)歸一化流量漂移量小于60%，避免發(fā)生因流量漂移量過(guò)大而發(fā)生的蒸發(fā)器蒸干。

圖7 不同歸一化流量漂移量下熱力學(xué)含氣率Fig.7 Thermodynamic quality with various normalized flow excursion

蒸發(fā)器出口熱力學(xué)含氣率可表示為

(11)

式中：Q為熱負(fù)荷功率。當(dāng)系統(tǒng)達(dá)到熱平衡后，熱力學(xué)含氣率即為質(zhì)量含氣率，若熱力學(xué)含氣率大于1，則工質(zhì)狀態(tài)為過(guò)熱蒸汽，即蒸發(fā)器出口出現(xiàn)蒸干。

系統(tǒng)達(dá)到熱平衡后的工作點(diǎn)可由系統(tǒng)的內(nèi)部流動(dòng)曲線和外部流動(dòng)特性曲線(驅(qū)動(dòng)泵的特性曲線)的交點(diǎn)確定，其中系統(tǒng)阻力受熱負(fù)荷功率和初始流量的共同影響。在一定的初始流量下，系統(tǒng)阻力與歸一化流量漂移量的關(guān)系如圖8所示。由圖8可知：

a)在相同的初始流量下，歸一化流量漂移量越大，系統(tǒng)阻力越高，這是因?yàn)檎舭l(fā)器功率的提升導(dǎo)致了工質(zhì)出口的含氣率和平均流速提高，帶來(lái)了管路中更大的摩擦壓降，導(dǎo)致流量漂移量增大。在相同的歸一化流量漂移量下，初始流量越大，由流速增加帶來(lái)的系統(tǒng)阻力越大。

b)歸一化流量漂移量與系統(tǒng)阻力呈高度的線性關(guān)系，在空間環(huán)境中無(wú)流量計(jì)時(shí)，可通過(guò)測(cè)量系統(tǒng)阻力推算出系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)流量。

圖8 不同歸一化流量漂移量下系統(tǒng)阻力Fig.8 System pressure drop with various normalized flow excursion

3.4流量漂移中流型變化

流型即兩相流動(dòng)介質(zhì)的分布狀況，對(duì)兩相流動(dòng)壓降和傳熱性能有重要影響，還會(huì)影響流動(dòng)參數(shù)測(cè)量的準(zhǔn)確性和系統(tǒng)運(yùn)行的穩(wěn)定性[8]。水平管內(nèi)的流型一般有泡狀流、塞狀流、分層流、波狀流、彈狀流和環(huán)狀流，根據(jù)不同的含氣率和汽液兩相的速度，管內(nèi)會(huì)出現(xiàn)不同的流型，水平管內(nèi)流型如圖9所示。由圖9可知：不同流型的汽液界面連續(xù)性各異，如泡狀流、分層流和環(huán)狀流，其汽液兩相分布沿管路方向均勻性較高，可視為連續(xù)性流型，而如塞狀流、波狀流和彈狀流則可視為間斷性流型。流型不同會(huì)對(duì)系統(tǒng)流量和壓力的測(cè)量產(chǎn)生影響，不連續(xù)的流型會(huì)導(dǎo)致測(cè)量的波動(dòng)性。

圖9 流型圖Fig.9 Schematic of flow pattern

通道直徑2 mm內(nèi)的流型如圖10所示(實(shí)驗(yàn)工質(zhì)為液氮)[9]。由圖10可知：當(dāng)工質(zhì)質(zhì)量含氣率大于0.2時(shí)，管內(nèi)流型基本為環(huán)狀流。

圖10 通道直徑2 mm的流型圖Fig.10 Flow pattern map for 2 mm tube

輻射器管路為直徑4 mm圓管，流量計(jì)安裝在輻射器出口，當(dāng)輻射器管路內(nèi)存在不連續(xù)流型時(shí)，工質(zhì)流過(guò)輻射器和輔助換熱器后，氣泡的間斷性湮滅會(huì)使流量計(jì)的測(cè)量出現(xiàn)波動(dòng)。初始流量8.0 g/s，不同熱負(fù)荷功率下，蒸發(fā)器出口熱力學(xué)含氣率的瞬態(tài)變化如圖11所示。由圖11可知：在一定工況下，由于流量測(cè)量出現(xiàn)波動(dòng)性，含氣率的計(jì)算值也具有波動(dòng)性，而可發(fā)現(xiàn)含氣率發(fā)生較大波動(dòng)的范圍均在0.25左右。如熱負(fù)荷功率200 W時(shí)，含氣率的計(jì)算值在591～915 s出現(xiàn)了較大波動(dòng)；熱負(fù)荷功率175 W時(shí)，含氣率波動(dòng)從594 s開(kāi)始出現(xiàn)直至達(dá)到熱平衡。

圖11 初始流量8.0 g/s時(shí)不同熱負(fù)荷功率下蒸發(fā)器出口含氣率Fig.11 Evaporator outlet vapor quality with various heating power with initial flow rate 8.0 g/s

由此可說(shuō)明：當(dāng)熱負(fù)荷開(kāi)啟并出現(xiàn)流量漂移現(xiàn)象后，系統(tǒng)流量逐漸下降，蒸發(fā)器出口含氣率逐漸上升，當(dāng)含氣率降低至一定值時(shí)，系統(tǒng)管路中兩相工質(zhì)的流型發(fā)生較大變化，由連續(xù)性的流型變化為間斷性的流型，導(dǎo)致了流量計(jì)測(cè)量的波動(dòng)性，從而導(dǎo)致了含氣率計(jì)算的波動(dòng)性；當(dāng)流量漂移量進(jìn)一步增大時(shí)，如在較高熱負(fù)荷功率(≥200 W)下系統(tǒng)流量漂移使蒸發(fā)器出口含氣率增高至0.25以上時(shí)，系統(tǒng)管路內(nèi)的流型再次發(fā)生變化，轉(zhuǎn)變?yōu)榄h(huán)狀流這一連續(xù)性流型，使流量計(jì)測(cè)量的波動(dòng)性消失。

4 結(jié)束語(yǔ)

本文針對(duì)基于微小通道熱沉的泵驅(qū)動(dòng)兩相流體回路系統(tǒng)，進(jìn)行了兩相流體回路的流量漂移實(shí)驗(yàn)，研究了初始流量和熱負(fù)荷功率對(duì)流量漂移量的影響，以確定歸一化流量漂移量與蒸發(fā)器出口含氣率、系統(tǒng)阻力和流型的關(guān)系。結(jié)果如下：熱負(fù)荷功率越大，初始流量越低，歸一化流量漂移量越大；歸一化流量漂移量與蒸發(fā)器出口熱力學(xué)含氣率呈正相關(guān)關(guān)系，當(dāng)漂移量大于60%時(shí)，含氣率隨漂移量的增長(zhǎng)顯著；同一初始流量下，流量漂移量越大，系統(tǒng)阻力越大，且系統(tǒng)阻力與歸一化流量漂移量存在較強(qiáng)的線性關(guān)系；在發(fā)生流量漂移的過(guò)程中，會(huì)出現(xiàn)流型的變化，產(chǎn)生系統(tǒng)流量測(cè)量的波動(dòng)。流量漂移會(huì)降低系統(tǒng)流量，并使蒸發(fā)器出現(xiàn)蒸干的可能。通過(guò)本文的研究，可確定系統(tǒng)在一定熱負(fù)荷功率下應(yīng)提供的系統(tǒng)流量，即確定熱負(fù)荷加載前的初始流量，以彌補(bǔ)源于流量漂移的流量降低。本文研究了流量漂移量與含氣率、系統(tǒng)阻力和流型的關(guān)系，給出了系統(tǒng)各參數(shù)的聯(lián)系，加深流量漂移過(guò)程中系統(tǒng)整體特性變化的認(rèn)識(shí)。流量漂移現(xiàn)象只是兩相流動(dòng)不穩(wěn)定性中靜態(tài)流動(dòng)不穩(wěn)定性的一個(gè)內(nèi)容，兩相流動(dòng)不穩(wěn)定性還包括密度波型脈動(dòng)、流型變遷不穩(wěn)定性、平行通道的關(guān)鍵脈動(dòng)等。這些不穩(wěn)定性均會(huì)對(duì)系統(tǒng)運(yùn)行產(chǎn)生影響，研究這些不穩(wěn)定性的形成原理和抑制措施是非常有必要的。此外，對(duì)微小通道熱沉內(nèi)部自身的流動(dòng)不穩(wěn)定性是否對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行產(chǎn)生影響，也是后續(xù)研究的內(nèi)容。

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ExperimentalResearchonFlowExcursionofMechanicallyPumpedTwo-PhaseLoop

LIUChang-xin，ZHANGJi-min，XUTao，WANGTao，ZHAOXiao-xiang，CAOJian-guang

(Shanghai Institute of Satellite Engineering, Shanghai201109, China)

To solve the problems of flow rate reducing and evaporator dryout caused by flow excursion of mechanically pumped two-phase loop (MPTL), the flow excursion under certain heating power and initial flow rate was researched by experiment in this paper. The experiment device was designed. The initial flow rate and heating power were selected as the factors in the experiment. The flow excursion of MPTL and flow pattern changes in flow excursion were studied by measuring the flow changes from heat loading to system thermal balance under various initial flow rate and heating power levels, in which the different parameter changes in flow excursion were in consideration. The result showed that the less the initial flow rate and the higher the heat load power, the more the normalized degree of flow excursion. A positive relationship between normalized degree of flow excursion and vapor quality and a highly linear relationship between flow excursion and system pressure drop were given. Change of the flow pattern during flow excursion was proved.

two phase loop; mechanically pumped; hydrodynamic instability; flow excursion; system flow rate; system pressure drop; evaporator outlet vapor quality; flow pattern

1006-1630(2017)04-0125-08

2016-09-25；

：2016-12-26

國(guó)家自然科學(xué)基金資助(51506131，51406122)

劉長(zhǎng)鑫(1991—)，男，碩士生，主要研究方向?yàn)閮上嗔黧w回路熱控技術(shù)。

張濟(jì)民(1985—)，男，博士，主要研究方向?yàn)楹教炱鳠峥刂萍夹g(shù)。

TK124

：ADOI:10.19328/j.cnki.1006-1630.2017.04.015