液氢温区脉动热管实验研究

邓皓仁 孙 潇 韩东阳 刘雨梦 焦 波 Pfotenhauer J M 甘智华,4

(1浙江大学制冷与低温研究所 杭州 310027) (2哈尔滨理工大学荣成学院机械工程系 荣成 264300) (3美国威斯康辛大学麦迪逊分校机械工程系 美国·麦迪逊 53706) (4浙江大学能源清洁利用国家重点实验室 杭州 310027)

液氢温区脉动热管实验研究

邓皓仁1孙 潇1韩东阳1刘雨梦1焦 波2Pfotenhauer J M3甘智华1,4

(1浙江大学制冷与低温研究所 杭州 310027) (2哈尔滨理工大学荣成学院机械工程系 荣成 264300) (3美国威斯康辛大学麦迪逊分校机械工程系 美国·麦迪逊 53706) (4浙江大学能源清洁利用国家重点实验室 杭州 310027)

为了研究脉动热管用于冷却MgB2超导磁体的可行性，对一台自行研制的液氢温区脉动热管实验台开展了实验研究工作。充液率为34.2%时，随着加热功率的增大，脉动热管经历了启动、脉动、极限3个阶段，启动阶段中脉动热管传热温差波动很大，传热性能差，而脉动阶段中脉动热管传热温差很小，传热性能好。脉动热管在加热功率为1.28 W 时具有最高的有效热导率为19 kW/m·K，此时蒸发段与冷凝段温差为0.28 K。

低温脉动热管 启动特性 传热特性 液氢温区

1 引 言

脉动热管(Pulsating Heat Pipe 或 Oscillating Heat Pipe，简称PHP或OHP)，因传热高效和响应迅速等特点，引起了国内外众多学者的重视，并且在实验和理论方面均取得了进展。通常，脉动热管由不含吸液芯的毛细管反复弯折而成，弯头一端为蒸发段，另一端为冷凝段，中间可根据需求设置绝热段。将脉动热管抽成真空后，充注部分液体工质，工质在毛细力的作用下会在管内随机形成相间分布、长短不一的气柱和液塞[1]。当给予蒸发段适当的加热功率，并冷却冷凝段，管内工质会形成两种流动方式：一是因压力不平衡而产生脉动流动，如图1所示[2]；二是因管内阻力不均匀而产生的单向循环流动[3-4]。目前，大多数学者的关注点主要在室温温区[5-10]，低温温区的研究仍处于起步阶段。而低温工质(N2、H2、Ne、He等)热物性与室温工质相差很大，特别是在粘度、接触角、气化潜热等方面，导致室温脉动热管的实验与理论成果无法直接应用到低温脉动热管上。因此，亟需开展低温脉动热管的理论和实验研究工作。

图1 脉动热管结构示意图[2]Fig.1 Structure of pulsating heat pipe

近年来，国内外一些研究机构开展了低温脉动热管的研究。但在液氢温区，仅有日本综合研究大学院大学(GUAS)的Nastume和日本国立聚变科学研究所(NIFS)的Mito等人的工作[3,11-13]，为了实现高温超导磁体线圈的散热，他们提出了在线圈内置入脉动热管的技术，并先后开展了液氢/液氮/液氖温区、不同充液率、加热功率和倾角下的脉动热管性能的研究，其管内径为0.78 mm的氢工质脉动热管有效导热系数达到了500—3 000 W/m·K(加热量0—1.2 W)；管内径为1.58 mm的氢工质脉动热管有效导热系数为2 220—11 480 W/m·K(加热量0.588—10 W)。但因管径选取不合适，其PHP传热性能偏低，并且受重力影响较大(弯折数小)。本文设计了液氢温区低温脉动热管实验台[14-15]，目的是实现低温脉动热管远距离、不受重力影响的高效传热。本次实验获得了氢工质充液率为34.2%时脉动热管的启动特性以及不同加热功率对脉动热管传热特性的影响，为后续实验以及低温脉动热管的理论研究奠定了基础。

2 实验台

本研究自行研制的液氢温区脉动热管实验台如图2所示。所研究的脉动热管通过制冷机二级冷头提供冷量，制冷机一级冷头用来冷却铜屏，整个实验装置置于高真空室内，通过多层绝热进一步减少传入到系统的漏热。为了更好的说明问题，图3给出了脉动热管的支撑结构及与制冷机冷头的连接方式示意图。

图2 实验装置剖面Fig.2 Profile of device

图3 实验装置图Fig.3 Structure of device

该实验台可以实现多参数的控制，如弯折数、绝热段长度、倾角、充液率、以及加热功率等，从而研究这些参数对脉动热管传热性能的影响。核心部件是脉动热管，主要由冷凝段、蒸发段、绝热段组成，如图4所示。其中蒸发段与冷凝段是两个结构类似的U型铜块：U型铜块内外侧各加工有7个U型凹槽，共28个U型槽；每个U型槽均焊有U型紫铜毛细管(由于紫铜的高热导率，毛细管内工质的温度与铜管壁温近似相等)。蒸发段与冷凝段之间毛细管则为绝热段，上下毛细管之间利用Swagelok的面密封接头(VCR)进行连接。因此脉动热管可以在上下毛细管之间连入一段直毛细管来实现绝热段长度的改变，并且可以改变连入回路的弯折数(1—28)。考虑到制冷机二级冷头不能承受较大的径向力，制冷机二级冷头与脉动热管冷凝段之间使用紫铜编织带进行柔性连接，如图5所示，以实现脉动热管在不同工作倾角时的正常工作。本次实验脉动热管工作倾角为+90°，连入的管子弯折数N=5，即10个通道。

图4 脉动热管结构图Fig.4 Structure of PHP

图5 编织带柔性连接方式Fig.5 Flexible connection of straps

合适的毛细管内径尺寸是脉动热管实现脉动的基础。根据White和Beardmore的研究可知，当Bo<2时，重力的影响较小，毛细力起主导作用[16]，才能保证管内气柱和液塞的形成。

(1)

式中：Dcrit为毛细管的内径，m;σ为表面张力，N/m;ρl和ρv分别为工质在液相和气相时工质的密度，kg/m3;g为重力加速度,m/s2。根据公式(1)，可得到氢工质在不同温区的最大毛细管直径，如图6所示。实验装置取毛细管的内径为2.3 mm(图8五角星处)，此时对应的最高工作温度约为28 K，即如果超过了这个温度或在该温度下大于这个内径，重力的影响将会大于毛细力，此时脉动热管内部工质流动形式为环状流动，而不是脉动。

图6 氢工质毛细管最大直径Fig.6 Critical diameter of pipes for hydrogen

脉动热管的传热性能通常由有效导热系数表征。其计算公式如下[2,13]：

(2)

式中：Q为蒸发段的加热量，W;ΔT为蒸发段与冷凝段的温差，K;Le为脉动热管的有效长度=(蒸发段长度+冷凝段长度)/2+绝热段长度，m;S为脉动热管管内截面积之和，即为2·N·π·(Din/2)2,m2。

不同充液率的脉动热管，其传热性能不同。脉动热管的充液率通常被定义为：充注的工质全部换算成冷凝段温度下液体的体积与脉动热管容积的比值[13,16]。若在常温下充注氢气，充注压力太高难以实现。因此，本次实验脉动热管工质的充注是在脉动热管被冷却至工作温区后进行的。为此，本实验台在室温端设有缓冲罐，缓冲罐内气体为高纯氢，可作为脉动热管的气源。脉动热管的充液率可根据以下公式[13]计算：

(3)

式中：P0为缓冲罐初始压力，Pa;Pa为充液后缓冲罐压力，Pa;VBT为是缓冲罐的容积，m3;VHP为PHP容积，m3;TRT为室温，K;R为通用气体常数，J/mol·K;Ρl′为PHP冷凝端温度下液体工质摩尔体积密度,mol/m3。

3 实验结果与讨论

在充入34.2%的氢工质后，调节GM制冷机二级冷头和脉动热管蒸发段加热器的加热功率，得到了加热功率对脉动热管温度的影响曲线，如图7所示，图8是在图7的基础上，用冷凝段和蒸发段的温差表示左纵坐标。蒸发段加热功率为0.26 W时，脉动热管蒸发段的温度增大时冷凝段的温度减小，蒸发段的温度减小时冷凝段的温度增大，传热温差波动很大，视为脉动热管进入起振阶段，如图9所示。逐渐增大加热功率，当蒸发段加热功率达到0.57 W时，脉动热管两端温差波动很小，趋于稳定，视为脉动热管进入稳定工作阶段，如图10。

图7 冷凝段和加热段温度随时间和加热功率的变化Fig.7 Dependence of temperatures of condenser and evaporator on time and heat input

图8 冷凝段和加热段温差随时间和加热功率的变化Fig.8 Dependence of the temperature difference between condenser and evaporator on time and heat input

图9 脉动热管温度变化图(Q=0.26 W)Fig.9 Curves of temperatures at Q=0.26 W

图10 脉动热管温度变化图(Q=0.57 W)Fig.10 Curves of temperatures at Q=0.57 W

当加热功率达到2.0 W时，冷凝段温度由27 K逐渐升高至29.5 K，同时蒸发段温度由27.4 K逐渐升高至32 K，且温差持续扩大，无法稳定，脉动热管进入极限阶段，如图11所示。由于本文脉动热管毛细管直径为2.3 mm，最高工作温度为27.6 K，故在加热功率为1.89 W时，脉动热管温度超过了最高工作温度，管内无法形成气柱与液塞相间分布，无法形成脉动行为，但此时脉动热管两端温差相比于无充液时仍然很小，故本文认为此时脉动热管管内流形不再是脉动流动，但仍有液氢产生，热管为回路热管。

图11 脉动热管温度变化图(Q=1.89 W)Fig.11 Curves of temperatures at Q=1.89 W

图12 脉动热管温差随加热功率的变化曲线Fig.12 Dependence of temperature differences between condenser and evaporator on heat input

图13 不同加热功率下的有效导热系数Fig.13 Effective thermal conductivities at different heat inputs

图12是脉动热管毛细管内有无充液时温差随加热功率的变化曲线。充液率为34.2%时，氢工质脉动热管启动后，冷凝段与蒸发段的温差大幅减小，在加热功率小于1.7 W的情况下，脉动热管冷凝段与蒸发段的温差小于1 K，因此脉动热管的传热性能远远优于没有充液时的性能。

根据式(1)求得液氢温区脉动热管充液率在34.2%情况下的有效导热系数，有效导热系数与加热功率之间的关系如图13所示。当加热功率为1.28 W 时，脉动热管具有最高的有效热导率为19 kW/m·K，此时传热温差为0.28 K。

4 结 论

进行了液氢温区脉动热管的实验研究，得到了充液率34.2%情况下脉动热管的运行过程温度与温差变化曲线以及该充液率时有效热导率与加热功率之间的关系，并且与无充液的情况进行了对比，为后续实验以及低温脉动热管的理论研究奠定了基础。液氢温区脉动热管在达到起振点之后，随着加热功率的增大有效热导率增大，当达到一个最大值之后有效热导率随着加热功率的增大而减小。当充液率为34.2%时，脉动热管在加热功率为1.28 W 时具有最高的有效热导率为19 kW/m·K，此时蒸发段与冷凝段温差为0.28 K。

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14 甘智华，刘雨梦，邓皓仁，等．液氢温区脉动热管试验台设计[J]．低温工程，2014(6)：1-5.

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16 White E T, Beardmore R H. The Velocity of Rise of Single Cylindrical Air Bubbles Through Liquids Contained In Vertical Tubes[J]. Chemical Engineering Science，1962，17(5): 351-361.

Experimental investigation on a pulsating heat pipe at liquid hydrogen temperature range

Deng Haoren1Sun Xiao1Han Dongyang1Liu Yumeng1Jiao Bo2Pfotenhauer J.M.3Gan Zhihua1,4

(1Institute of Refrigeration and Cryogenics, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China)(2Department of Mechanical Engineering, Harbin University of Science and Technology, Rongcheng 264300, China) (3Department of Mechanical Engineering, University of Wisconson Madison, Madison 53706, USA) (4The State Key Laboratory of Clean Energy Utilization, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China)

In order to cool MgB2superconducting material, a pulsating heat pipe(PHP) around liquid hydrogen temperature was designed and studied by experiment. When filling ratio is 34.2%, with the increasing of the heating power, PHP experienced 3 periods: start-up, pulsation, and dry out. The results show that during the start-up, the fluctuation of PHP’s temperature difference is large, and the heat transfer performance of PHP is poor. But during pulsation period, the fluctuation of PHP's temperature difference is very small, and the heat transfer performance of PHP is good. The PHP achieves the highest effective thermal conductivity of 19 kW/m·K at the heating power of 1.28 W. At this moment, the temperature difference between the condenser and the evaporator is 0.28 K.

cryogenic pulsating heat pipe; starting characteristic; heat transfer characteristic; liquid hydrogen temperature range

2015-11-02；

2016-02-22

国家自然科学基金(51376157)和高等学校博士学科点专项科研基金(20130101110098)资助。

邓皓仁，男， 25岁， 硕士研究生。

甘智华，男，44岁，博士，教授，博导。

TB657,TB661

A

1000-6516(2016)01-0006-05