陳思凡李江道申運(yùn)偉劉東立甘智華*趙志萍耑 銳張 亮

(1.浙江大學(xué)制冷與低溫研究所，杭州310027；2.浙江省制冷與低溫重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州310027；3.上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海201108；4.西湖大學(xué)工學(xué)院浙江省3D微納加工和表征研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州310024；5.浙江西湖高等研究院前沿技術(shù)研究所，杭州310024)

1 引言

為降低背景噪聲，提升探測(cè)靈敏度，大量空間探測(cè)器需在低溫環(huán)境下工作，通常待探測(cè)信號(hào)的波長越長，探測(cè)器所需的溫度越低[1]。尤其在對(duì)波長處于遠(yuǎn)紅外線、毫米波和亞毫米波等信號(hào)的探測(cè)中，探測(cè)儀器需要4 K以下的穩(wěn)定溫度環(huán)境。因此液氦溫區(qū)制冷技術(shù)是空間探測(cè)任務(wù)得以實(shí)現(xiàn)的關(guān)鍵技術(shù)[2]。在空間中獲得液氦溫區(qū)主要有液氦杜瓦和機(jī)械式制冷機(jī)2種技術(shù)路線。前者雖然可靠成熟，但運(yùn)行時(shí)間受所攜帶液體量的限制，往往導(dǎo)致發(fā)射成本的增加[3]，而日益成熟的機(jī)械式制冷技術(shù)正在逐步替代杜瓦技術(shù)。

目前地面上常用的液氦溫區(qū)GM型制冷機(jī)的壓縮機(jī)需要定期更換吸附器，難以滿足空間任務(wù)對(duì)長壽命的要求。而低溫下氦工質(zhì)的非理想性顯著、回?zé)崞髋c氦工質(zhì)換熱不充分，致使高頻的斯特林制冷機(jī)或斯特林型脈管制冷機(jī)在液氦溫區(qū)的制冷效率急劇下降[4]。由于氦工質(zhì)在液氦溫區(qū)的等焓節(jié)流制冷效率較高，因此采用斯特林制冷機(jī)預(yù)冷的焦耳-湯姆遜(Joule-Thomson，JT)制冷機(jī)結(jié)合了2種制冷方式在不同溫區(qū)下的優(yōu)勢(shì)，可獲得較高的制冷效率。2種制冷機(jī)均可由線性壓縮機(jī)驅(qū)動(dòng)，采用板彈簧支撐及間隙密封技術(shù)，整機(jī)可滿足長壽命的要求，已成為當(dāng)今空間液氦溫區(qū)主流制冷技術(shù)[5]。例如，Morgante等[6]研制的JT制冷機(jī)搭載在Planck衛(wèi)星上于2009年發(fā)射，冷卻高頻探測(cè)器件并為mK級(jí)稀釋制冷機(jī)提供預(yù)冷，該系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行4.5年直至任務(wù)完成。Narasaki等[7]、甘智華等[8]研制的兩級(jí)斯特林制冷機(jī)預(yù)冷的JT制冷機(jī)于2009年被應(yīng)用于SMILES中冷卻亞毫米波探測(cè)器；此后Sugita等[9]對(duì)壓縮機(jī)進(jìn)行改進(jìn)，采用板彈簧替換線性球軸承保證了間隙密封，公布的最佳性能為50.1 mW＠4.42 K，JT側(cè)輸入功率55.9 W(整機(jī)145.1 W)。劉東立等[10]的調(diào)研表明JWST選用了NGAS公司研制的三級(jí)斯特林型脈管制冷機(jī)預(yù)冷的JT制冷機(jī)來冷卻其中的中紅外探測(cè)儀器，該制冷機(jī)設(shè)計(jì)溫度為6 K，未達(dá)到液氦溫度。2009年Raab等[11]對(duì)該制冷機(jī)進(jìn)行改進(jìn)，公布的性能為50mW＠4.4 K，JT側(cè)輸入功率367 W，計(jì)劃用于預(yù)冷EPIC項(xiàng)目中的絕熱去磁制冷機(jī)。為了更好地發(fā)展空間探測(cè)技術(shù)，Quan等[12]于2014年研制了三級(jí)斯特林型脈管制冷機(jī)預(yù)冷的JT制冷機(jī)樣機(jī)，公布的性能為11.6 mW＠4.54 K，JT側(cè)輸入功率22.7 W(整機(jī)473 W)，無負(fù)荷制冷溫度為4.4 K。劉少帥等[13]于2018年采用帶進(jìn)排氣閥的單級(jí)線性壓縮機(jī)驅(qū)動(dòng)預(yù)冷型JT制冷機(jī)實(shí)現(xiàn)了液氦溫區(qū)制冷，公布的性能為10.8 mW＠4.09 K，無負(fù)荷制冷溫度為3.91 K。

由于預(yù)冷型JT制冷機(jī)已成為空間探測(cè)中提供液氦溫區(qū)冷量的主流技術(shù)，因此分析其內(nèi)在機(jī)理、確定合理的工況點(diǎn)，包括預(yù)冷溫度、壓力工況等參數(shù)的選取準(zhǔn)則是十分重要的。De Waele[14]給出了JT制冷機(jī)理論制冷量與高壓壓力的變化關(guān)系，從理論上揭示了JT制冷機(jī)制冷量受限的原理。劉東立等[15-18]通過長期理論與實(shí)驗(yàn)研究，給出了高壓壓力和預(yù)冷溫度對(duì)液氦溫區(qū)JT制冷機(jī)影響的本質(zhì)原理，并通過開式實(shí)驗(yàn)測(cè)試了液氦溫區(qū)JT制冷機(jī)在不同壓力工況下的穩(wěn)態(tài)制冷量特性、過載工況及失穩(wěn)機(jī)理，并提出了考慮壓縮機(jī)和預(yù)冷機(jī)實(shí)際性能的整機(jī)COP優(yōu)化方法。然而和開式實(shí)驗(yàn)不同，閉式循環(huán)中壓縮機(jī)工作狀態(tài)與制冷量是一個(gè)相互影響的過程，本文基于自行研制的液氦溫區(qū)JT制冷機(jī)測(cè)試平臺(tái)，采用中科院上海技術(shù)物理研究所提供的線性壓縮機(jī)來驅(qū)動(dòng)，開展閉式循環(huán)實(shí)驗(yàn)研究。

2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

圖1是預(yù)冷型JT制冷機(jī)實(shí)驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)。制冷機(jī)主要由壓縮機(jī)、預(yù)冷制冷機(jī)(德國Leybold公司CoolPower 130型兩級(jí)GM制冷機(jī))、逆流換熱器(CFHX1-3)、預(yù)冷換熱器(PreHX1-2)、冷頭換熱器(CHX)以及JT閥組成。高純氦氣經(jīng)含進(jìn)排氣閥的單級(jí)線性壓縮機(jī)形成高壓氣體，依次經(jīng)過CFHX1、PreHX1、CFHX2、PreHX2、CFHX3 的冷卻后進(jìn)入JT閥(可調(diào)針閥，非標(biāo)件)進(jìn)行等焓節(jié)流降壓并在CHX產(chǎn)生制冷，節(jié)流后的低壓氣體再依次經(jīng)過3級(jí)CFHX的低壓側(cè)冷卻來流的高壓側(cè)氣體，最終返回線性壓縮機(jī)吸氣口，形成一個(gè)完整的閉式循環(huán)。溫度計(jì)布置位置如圖1中由數(shù)字1～17標(biāo)注的方塊所示。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中共布置了3處加熱電阻，其中H1和H2用于調(diào)節(jié)預(yù)冷溫度，H3用于模擬熱負(fù)荷。

圖1 預(yù)冷型JT制冷機(jī)實(shí)驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)Fig.1 Experimental system of precooled JT cryocooler

JT制冷機(jī)中換熱器是低溫部件體積和質(zhì)量的主體。系統(tǒng)中選取的CFHX均為套管式換熱器，結(jié)構(gòu)簡單，內(nèi)管通高壓流體，外管通低壓流體，增加長度即可提高效率。PreHX由一塊銅塊加工形成，銅塊端面與GM制冷機(jī)緊密貼合，并在銅塊內(nèi)部打孔形成彎折的流道，將預(yù)冷機(jī)的冷量傳遞給氦氣。CHX則是將蒸發(fā)段管路真空釬焊在銅塊上，通過布置在銅塊上的加熱電阻H3將熱量均勻傳遞給蒸發(fā)管路，并在換熱器進(jìn)出口布置溫度計(jì)來測(cè)量制冷溫度。

由于JT制冷機(jī)僅由單級(jí)線性壓縮機(jī)驅(qū)動(dòng)，若壓縮機(jī)壓比過高，會(huì)造成排氣溫度升高，嚴(yán)重時(shí)可能會(huì)造成進(jìn)排氣閥的閥片斷裂，因此實(shí)驗(yàn)中控制壓比均小于4。為了在較小的壓比條件下獲得足夠的制冷量，需要盡量降低預(yù)冷溫度(圖1中12點(diǎn)溫度)，因此實(shí)驗(yàn)中未采用H1、H2進(jìn)行加熱。

為了加速JT制冷機(jī)降溫，在CHX的出口處增設(shè)了旁通管路。在降溫初期，開啟旁通管路。當(dāng)節(jié)流前溫度降低至轉(zhuǎn)化溫度(約45 K)以下時(shí)，關(guān)閉旁通管路并調(diào)節(jié)JT閥的開度，使氦氣進(jìn)行節(jié)流制冷進(jìn)一步降溫，直至達(dá)到并穩(wěn)定在液氦溫區(qū)。

根據(jù)實(shí)驗(yàn)要求，需對(duì)溫度、壓力、流量以及加熱功率進(jìn)行測(cè)量，具體測(cè)量儀器及精度如表1所示[15]。

3 閉式循環(huán)實(shí)驗(yàn)

3.1 降溫曲線

圖2是液氦溫區(qū)JT制冷機(jī)的降溫曲線，給出了GM制冷機(jī)兩級(jí)預(yù)冷溫度T3和T6以及JT閥前后溫度T13和T15的變化。降溫過程中線性壓縮機(jī)均處于開啟狀態(tài)。降溫初期，JT閥處于全開狀態(tài)，氣體在經(jīng)過JT閥后直接通過旁通管路回流至壓縮機(jī)吸氣口，這一階段持續(xù)約4.5 h。待節(jié)流前溫度降至氦-4的轉(zhuǎn)化溫度45 K以下時(shí)，且溫度保持穩(wěn)定后，關(guān)閉旁通管路并調(diào)節(jié)JT閥進(jìn)行等焓節(jié)流，使溫度進(jìn)一步降低，從圖2可以看出，在5.5 h時(shí)，T13和T15兩處溫度均穩(wěn)定在液氦溫度4.5 K，這是因?yàn)楣?jié)流后的兩相流體通過末級(jí)換熱器將冷量傳遞至高壓側(cè)氦氣，兩級(jí)預(yù)冷溫度T3和T6分別穩(wěn)定在35.2 K和8.0 K。閉式循環(huán)JT制冷機(jī)從啟動(dòng)降溫至液氦溫區(qū)大約需要5.5 h。

表1 實(shí)驗(yàn)測(cè)量儀器[15]Table 1 Measurement instrument in experiment[15]

圖2 JT制冷機(jī)降溫曲線Fig.2 Cooling curve of JT cryocooler

3.2 熱負(fù)荷對(duì)JT制冷機(jī)的影響

3.2.1 不同熱負(fù)荷下JT制冷機(jī)工作參數(shù)

與開式實(shí)驗(yàn)[18]不同，在閉式實(shí)驗(yàn)過程中，JT制冷機(jī)的壓力工況、流量會(huì)隨熱負(fù)荷的改變而變化。表2給出了JT制冷機(jī)的實(shí)際加熱量(Q˙CHX)、制冷溫度(Tc， 對(duì)應(yīng)圖 2 的 14 點(diǎn)溫度)、高壓壓力(ph)、低壓壓力(pl)、質(zhì)量流量(m˙)、壓縮機(jī)耗功(P)、壓縮機(jī)偏置直流電壓(DC)、制冷溫度對(duì)應(yīng)飽和蒸汽壓(p′l)以及實(shí)測(cè)低壓對(duì)應(yīng)的飽和溫度(T′c)在不同熱負(fù)荷下達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)的數(shù)值。在1～9組工況中，為了保持制冷溫度為定值，實(shí)驗(yàn)過程中調(diào)節(jié)線性壓縮機(jī)輸入功率和偏置電壓使低壓恒定在0.10～0.11 MPa的區(qū)間內(nèi)。而在剩余工況中未對(duì)低壓壓力進(jìn)行控制，僅在線性壓縮機(jī)發(fā)生撞缸時(shí)才進(jìn)行調(diào)節(jié)。

表2 不同熱負(fù)荷下JT制冷機(jī)工作參數(shù)Table 2 Working parameters of JT cryocooler under different heat loads

圖3為上述2種情況下JT制冷機(jī)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)溫度隨加熱量增大的變化曲線，其中T11和T12分別對(duì)應(yīng)CFHX3的低壓側(cè)出口和高壓側(cè)入口的溫度，T14對(duì)應(yīng)經(jīng) H3加熱后的溫度，即制冷溫度Tc。 從圖中可以看出在任一時(shí)刻，液氦溫區(qū)的3個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)數(shù)值基本一致，最大偏差不超過0.07 K，本實(shí)驗(yàn)采用的溫度計(jì)標(biāo)定誤差為±0.1 K，因此可以認(rèn)為3點(diǎn)溫度相同。即表明節(jié)流后產(chǎn)生了液氦，流體經(jīng)過CHX加熱后仍處于兩相區(qū)。由于Tc僅取決于低壓壓力，由圖3(a)可知，在控制低壓的條件下，當(dāng)制冷機(jī)穩(wěn)定時(shí)Tc均保持在4.4～4.5 K的區(qū)間內(nèi)，而圖3(b)中，Tc則隨著加熱量的提高從4.4 K逐漸提高到4.9 K。

圖4為流量(左縱坐標(biāo))和壓力(右縱坐標(biāo))隨加熱量增大的變化曲線，可以看出，加熱量越大，穩(wěn)定時(shí)的流量也越大。高低壓側(cè)流量存在明顯的差值(0.15 mg/s)，主要原因在于流量計(jì)是在室溫條件下標(biāo)定的，而低壓側(cè)氣體在流過CFHX1后溫度還未恢復(fù)到室溫(由于預(yù)冷制冷機(jī)冷量充足，因此CFHX1的設(shè)計(jì)效率較低)，造成測(cè)得的流量偏低，因此在后續(xù)計(jì)算分析中均以高壓側(cè)流量為準(zhǔn)。實(shí)驗(yàn)過程中當(dāng)制冷機(jī)穩(wěn)定時(shí)，流量波動(dòng)較小，當(dāng)處于最小和最大流量工況時(shí)，流量的標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.010 mg/s和0.027 mg/s，小于流量的測(cè)量精度±0.12 mg/s[15]，說明實(shí)驗(yàn)所用壓縮機(jī)性能較為穩(wěn)定。隨著加熱量的提高，系統(tǒng)內(nèi)部的液氦蒸發(fā)導(dǎo)致高低壓壓力均增大，圖4(a)中工況通過增大壓縮機(jī)的輸入功以提高壓比，從而控制低壓壓力維持穩(wěn)定。

3.2.2 JT制冷機(jī)制冷量

對(duì)于JT制冷機(jī)，存在一個(gè)理論最大制冷量， 其值可由式(1)表示。

圖3 不同加熱量下關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)溫度變化Fig.3 Temperature behavior of key nodes under various heat loads

圖4 不同加熱量下流量與壓力變化Fig.4 Mass flow and pressure behavior under various heat loads

式中，h(T，p)表示溫度為T、壓力為p的狀態(tài)下氦-4的比焓，下標(biāo)h和l分別對(duì)應(yīng)高、低壓側(cè)。將圖1中的CFHX3、JT閥以及CHX看作節(jié)流制冷單元，運(yùn)用能量守恒分析可發(fā)現(xiàn)，當(dāng)對(duì)CHX施加熱負(fù)荷時(shí)，會(huì)造成CFHX3低壓側(cè)出口氦氣溫度升高。但由于換熱器自身熱力學(xué)平衡的限制，T11不可能高于T12，當(dāng)且僅當(dāng)采用理想換熱器(換熱效率為100%)的JT制冷機(jī)才能獲得，一旦熱負(fù)荷高于則會(huì)造成JT制冷機(jī)的失穩(wěn)。由圖3(a)可知，隨著加熱量的增加，到達(dá)穩(wěn)定時(shí)的T11也在不斷增加并趨近于T12。由圖3(b)可知，當(dāng)加熱量為 63.24 mW 時(shí)，T11、T12溫度線已經(jīng)重合，可以預(yù)想的是，隨著加熱量進(jìn)一步提高，JT制冷機(jī)便會(huì)進(jìn)入由加熱過載導(dǎo)致的失穩(wěn)狀態(tài)，失穩(wěn)現(xiàn)象在之前的開式實(shí)驗(yàn)中已經(jīng)得到驗(yàn)證[18]。然而實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，即使進(jìn)一步提高加熱量，T11、T12溫度線均保持重合，JT制冷機(jī)也依然可以穩(wěn)定運(yùn)行，暫未測(cè)到過載失穩(wěn)狀態(tài)。

圖5給出了各組實(shí)驗(yàn)工況下理論最大制冷量與實(shí)際加熱量的對(duì)比。 在計(jì)算時(shí)，采用表2中的p′l作為節(jié)流后壓力，可以發(fā)現(xiàn)與由壓力傳感器測(cè)得的pl相比，p′l的數(shù)值均要高出0.02～0.04 MPa，該差值可能是由于氦工質(zhì)流經(jīng)CHX、CFHX以及彎頭時(shí)的流動(dòng)阻力引起的。從圖5中可以看出，各組工況下均小于因此JT制冷機(jī)未發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象。閉式實(shí)驗(yàn)中，熱負(fù)荷的變化將導(dǎo)致系統(tǒng)中氦工質(zhì)氣液相比例發(fā)生變化，進(jìn)而引起高低壓側(cè)壓力和流量的變化。而開式實(shí)驗(yàn)中，由于高壓氣體由高壓氣瓶供給，低壓氣體則排入大氣使循環(huán)中的壓力工況一直能保持恒定，因此開式實(shí)驗(yàn)中，理論最大制冷量不會(huì)隨加熱量的改變而變化。由此說明，需對(duì)試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)一步改造，實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)內(nèi)充氣量的調(diào)節(jié)后再對(duì)閉式循環(huán)的JT制冷機(jī)過載失穩(wěn)狀態(tài)進(jìn)行測(cè)試。

圖5 實(shí)驗(yàn)加熱量與對(duì)應(yīng)工況下的理論最大制冷量Fig.5 Theoretical maximum cooling capacity and heat load in experiment

圖6給出JT制冷機(jī)在不同低壓壓力下單位質(zhì)量制冷量隨高壓壓力的變化關(guān)系，圖中曲線代表JT制冷機(jī)在特定工況下所能達(dá)到的最大值，點(diǎn)代表實(shí)驗(yàn)獲得的實(shí)際值，如式(2)、式(3)所示。

圖6 q˙c理論值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.6 Comparison between theoretical and experiment results of q˙c

由于在實(shí)驗(yàn)中無法在改變加熱量的條件下保持高低壓力恒定，因此僅在圖中用矩形圈出區(qū)域(對(duì)應(yīng)了圖3(b)中的工況，在這些工況下穩(wěn)定時(shí)T11和T12基本一致)，可認(rèn)為JT制冷機(jī)已經(jīng)處于最大制冷量的狀態(tài)。由于系統(tǒng)內(nèi)存在由溫度計(jì)引線、加熱器引線、旁通管路以及其它支撐結(jié)構(gòu)引起的漏熱，造成實(shí)驗(yàn)值均低于理論值。

3.3 壓縮機(jī)工況

線性壓縮機(jī)作為液氦溫區(qū)JT制冷機(jī)的關(guān)鍵部件，其性能決定了整機(jī)的效率，本實(shí)驗(yàn)中壓縮機(jī)頻率恒定為60 Hz。圖7給出了壓縮機(jī)耗功與加熱量的變化關(guān)系，實(shí)驗(yàn)過程中，通過調(diào)節(jié)壓縮機(jī)的輸入電壓實(shí)現(xiàn)在不同的加熱量下對(duì)壓比的控制，在加熱上升的過程中，調(diào)節(jié)后的壓縮機(jī)的功耗是隨之上升的。

圖8給出了JT制冷機(jī)運(yùn)行中壓縮機(jī)的等溫效率和流量隨壓比的變化關(guān)系，與常見的壓縮機(jī)性能特征不同[19]，壓縮機(jī)的等溫效率和流量與壓比并未呈明顯的相關(guān)性，可能的原因是，系統(tǒng)中氣液兩相的比例會(huì)隨加熱量改變而變化，造成每個(gè)工況下系統(tǒng)的平均充氣壓力不同。

圖7 不同加熱量下的壓縮機(jī)電功Fig.7 Electrical power of compressor under various heat loads

圖8 壓縮機(jī)等溫效率和流量與壓比的關(guān)系Fig.8 Isothermal efficiency and mass flow vs pressure ratio of the compressor

壓縮機(jī)輸入功率增大會(huì)導(dǎo)致壓縮前后壓差增大，壓縮腔內(nèi)的氣體會(huì)通過活塞與氣缸之間的間隙逸流到背壓腔使活塞平衡位置發(fā)生偏移導(dǎo)致撞缸。為防止壓縮機(jī)撞缸，當(dāng)壓力工況發(fā)生改變時(shí)，需變化壓縮機(jī)的偏置電壓以維持活塞的平衡位置。實(shí)驗(yàn)測(cè)試中偏置電壓與壓縮機(jī)進(jìn)出口壓差的關(guān)系如圖9所示。線性壓縮機(jī)與制冷機(jī)之間的良好匹配是提升整機(jī)性能的關(guān)鍵，因此在測(cè)試系統(tǒng)獲得進(jìn)一步改進(jìn)后，將對(duì)壓縮機(jī)的性能進(jìn)行更加系統(tǒng)的測(cè)試分析。

圖9 壓縮機(jī)偏置電壓和壓縮機(jī)進(jìn)出口壓差的關(guān)系Fig.9 Bias voltage vs pressure difference of the compressor

4 結(jié)論

本文基于已有的液氦溫區(qū)JT制冷機(jī)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，由2級(jí)GM制冷機(jī)預(yù)冷，采用帶進(jìn)排氣閥的線性壓縮機(jī)進(jìn)行了閉式循環(huán)初步實(shí)驗(yàn)測(cè)試，制冷機(jī)降溫時(shí)間為5.5 h，在7.3 K的預(yù)冷溫度下達(dá)到最低制冷溫度4.4 K，最大制冷量87.98 mW＠4.9 K，對(duì)應(yīng)壓縮機(jī)耗功為41.6 W。此外，閉式實(shí)驗(yàn)表明加熱量的改變會(huì)造成系統(tǒng)中氦工質(zhì)氣液相比例的變化，JT制冷機(jī)會(huì)自適應(yīng)地進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)，同時(shí)伴隨制冷溫度的改變。

致謝：感謝中科院上海技術(shù)物理研究所為本工作提供的線性壓縮機(jī)和進(jìn)排氣閥組件以及在整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程中的有益討論與幫助。