储液器在被动式热交换下环路热管的热性能研究

丁汀 李国广 苗建印 刘畅 周亮

(1 北京空间飞行器总体设计部，空间热控技术北京市重点实验室，北京 100094)(2 西安交通大学，热流科学与工程教育部重点实验室，西安 710049)

储液器在被动式热交换下环路热管的热性能研究

丁汀1李国广1苗建印1刘畅1周亮2

(1 北京空间飞行器总体设计部，空间热控技术北京市重点实验室，北京 100094)(2 西安交通大学，热流科学与工程教育部重点实验室，西安 710049)

环路热管是应用于航天器、航空器、舰船等设备的新型换热器件，热性能是评价环路热管的主要性能参数。通过试验和系统级数值模拟研究了当储液器处于自然对流的被动式热交换时，环路热管在不同冷源温度下的温度分布特性和换热性能，说明环路热管总热阻和冷凝器利用率受冷源温度的影响规律。环路热管存在可变热导和固定热导区：在可变热导区，环路热管总热阻随热负荷的增大迅速减小，而升高冷源温度有助于降低总热阻；进入固定热导区后，总热阻则趋于稳定。蒸发器换热系数随着热负荷的增大先增大后减小，但其变化幅度在冷源温度较高时明显减弱。

环路热管；热性能；试验；模拟；储液器

1 引言

环路热管(LoopHeatPipe，LHP)是一种利用毛细吸力提供循环动力的被动两相传热装置[1-2]。由于装配灵活、可长距离输送、低热阻、反重力等特性，LHP已成功应用于电子器件冷却、航天器和潜艇等热控系统[3-4]。美国和俄罗斯的航天器大多在LHP储液器上安装半导体致冷器进行主动制冷，可以有效降低LHP热阻，起到了不错的效果[1-4]。我国航天器也越来越多地开始使用LHP，如空间站、遥感卫星以及有效载荷内部等。但受到电资源的限制，特别是空间站系统和某些载荷内部，LHP的用户往往希望在储液器上的致冷器制冷量消耗尽量少，甚至不安装半导体致冷器，也就是说希望储液器处在完全被动式的热交换环境下使用LHP来解决散热问题。

本文通过试验并建立系统级理论模型，研究当储液器处于被动式的自然对流换热模式时,LHP在不同冷源温度下的温度分布特性和传热性能。选择典型的LHP结构，试验研究不同热沉温度下LHP的温度分布特性和蒸发传热性能，结合系统级数值模拟结果分析LHP的工作模式和总热阻，给LHP在实际航天器中的工程应用提供技术支撑。

2 环路热管工作原理

LHP主要由蒸发器、蒸气/液体管路、冷凝器和储液器等部件组成，如图1(a)所示。LHP稳态运行状态下各部件内的压力-温度关系如图1(b)所示。系统工作时，蒸发器从热源处获得热量使液体工质在毛细芯外壁吸热蒸发，蒸气槽道呈饱和气体状态且温度最高；蒸气继续受热，运移到蒸气管路入口时呈过热态；蒸气沿蒸气管路流入冷凝器(热沉)后放热并进入气液饱和状态，当经历气液界面后工质继续放热呈过冷态；过冷液体再通过液体管路回流至蒸发器和储液器内且呈饱和态，回流的液体在毛细吸力的作用下进入毛细芯内，然后在毛细芯外壁蒸发，至此完成一个循环。随着工质的流动，LHP沿程的温度有增有降，压力则逐渐减低。

LHP为高集成度的封闭式传热设备，系统内高压且近似等压，各部件的温度分布特性解释并影响LHP的工作性能。作为系统内调节流体分布的最大容积部件，储液器的工作状态对LHP的传热有其特殊的贡献。Kaya等[5]建立的LHP稳态运行模型考虑了冷凝器同环境的辐射换热条件，得出了工作温度同热负荷间的U型变化趋势，且与试验结果符合良好。Chernysheva等[6]比较了稳态运作时储液器内气液界面对工作温度的影响，发现有气液界面时，系统会经历可变热导和固定热导区，而无气液界面时，系统则只工作于固定热导区。张红星等[7]通过试验说明双储液器环路热管能很好地解决重力场中蒸发器和储液器的方位限制问题，系统能在各种姿态下正常运行。Joung等[8]向储液器连接一个调压装置，其内充装不凝气体使LHP蒸气管路形成等温区间，进而控制蒸发器内的饱和气体温度。

注：1为蒸汽槽道，2为蒸汽管路入口，3为蒸汽管路出口，4为冷凝器入口，5为气液界面，6为冷凝器出口，7为储液器入口，8为毛细芯内壁，9为毛细芯外壁。
图1 LHP的结构示意图和压力-温度关系示意图
Fig.1 Schematic diagrams of LHP structure and relation between temperature and pressure

3 环路热管数学模型

本文采用Kaya等人[5]和Chuang[9]的理论模型模拟环路热管稳态运行下系统内的流动、传质和传热特性。忽略各壁面处的接触热阻和蒸气/液体管路的管壁热阻，系统与环境以自然对流进行热交换，蒸发器核心和储液器处于气液共存的饱和态。

工质氨的物性，如密度、黏度、导热率、比热和气化潜热等，均由NIST软件子程序调用。单相压降计算采用光滑圆管的Darcy-Weisbach方程，如式(1)。两相区的压降则根据两相区的蒸汽质量引入两相乘子，类比单相压降式(1)求解[9]。毛细芯内的压降由Darcy定律计算。

(1)

式中：ΔP为流动压降；f为摩擦系数；L为流动距离；Dh为当量直径；ρ为工质密度；V为工质流动速度。

根据能量守恒方程建立管内单相、两相流动的换热关系，其微分方程式为

(2)

(3)

式中:m为流体质量；CP为流体比热容；(UA/L)F-A和(UA/L)F-S分别为流体与环境和冷源的总传热系数；QEVAP为蒸发热功率；Tf为单相流体温度；TAMB为环境温度；Tsink为冷源温度；TSAT为两相流体饱和温度。

在自然对流的被动式热交换条件下，储液器的能量平衡方程为

(4)

式中：QHL为蒸发器的漏热；QSC为回流液的过冷量；QR-A为环境与储液器壁面的自然对流换热。其中，QHL包含两部分[9]：①径向漏热，即通过毛细芯传递至蒸发器核心的热量；②轴向漏热，即蒸发器核心通过流动传递至储液器的热量。计算自然流对换热量QR-A时需要的传热系数[10]为

(5)

式中：TR为储液器温度；DR,O为储液器直径。

LHP的系统级模型涉及各个部件的热质输运方程，求解思路为：从毛细芯外壁开始，受热液体经历汽化、冷凝、回流至储液器后，以储液器的能量平衡为收敛判据，得出LHP回路稳态下的温度和压力分布结果。由于系统级模型较为繁杂，这里不一一列举，详细的方程描述和具体的求解方法见文献[5]和[9]。

4 试验结果与讨论

4.1 试验装置

试验测试的LHP结构如图2所示。详细的尺寸参数列于表1。回路管材为不锈钢，工质为高纯氨。蒸发器外壁通过薄膜电加热器提供负载热功率；冷凝器中将冷凝管道钎焊在金属冷板内，控制冷板的温度以实现恒温热沉。试验温度由T型热电偶测量。整个环路外壁共分布10个温度测点，如图2所示，分别为蒸发器外壁(T1)、蒸发器出口(T2)、蒸气管路入口(T3)、冷凝器入口(T4)、冷凝器内部(T5，T6和T7)、冷凝器出口(T8)，储液器入口(T9)和储液器外壁(T10)。蒸发器和储液器的壁面分别均匀布置3个热电偶，其平均值视为T1和T10的温度值。

图2 LHP系统的试验设置图
Fig.2 Experimental settings of LHP system

表1 LHP各部件的尺寸参数

Table 1 Structure parameters of LHP mm

环路热管运行时，环境温度为恒定20 ℃。冷板温度分别调节为10 ℃、15 ℃和20 ℃后，设定不同的热负荷值，当各温度测点变化值在30 min内不超过0.5 ℃时，认为系统达到稳态。

4.2 试验结果及讨论

4.2.1 温度特性

图3(a)为10 ℃冷源温度时不同热负荷下沿程管壁温度的测量结果。由于热量加载于蒸发器壁面，T1温度值最高；毛细芯外径受热蒸发的气体经过蒸汽槽道流至蒸发器出口T2，温度降低；进入蒸气管路后，受自然对流作用，管路内温度降低至T4，但降低幅度不大；工质进入冷凝器后放热，首先处于气液饱和的两相态，流体接近等温；待气体完全冷凝至液态后，工质继续放热呈过冷态，温度逐渐降低，但是在50 W、100 W和200 W时，冷凝器出口温度T8稍有升高，这可能是由于低热负荷下环境温度高于冷凝器温度，同时质量流速较小，冷凝器出口处存在温度升高现象[11]，导致T8值大于T7值；进入液体管路后，流体与环境进行自然对流换热，储液器入口T9的温度值取决于冷凝器出口温度T8和环境温度的高低。在50 W、100 W和200 W时，质量流速小，液体管路内液体温度从环境吸热，T9值升高明显，而较大功率下，T9值则与T8值差异不大；最后，回流至储液器的过冷液体接受蒸发器的漏热，温度上升至T10。

图3 稳态运行下LHP的温度特性Fig.3 Temperature results of the LHP at steady state

图3(b)给出了不同冷源温度下蒸气管路入口温度T3随热负荷变化的试验和模拟结果。根据试验结果，相同热负荷，随着冷源温度的降低，LHP的换热能力增大，故而蒸气温度降低。当冷源温度低于环境温度时(Tsink为10 ℃或15 ℃)，随着热负荷的增大，蒸气温度经历先降低的可变热导区，随后进入逐渐升高的固定热导区。该原因如图3(a)所示：低热负荷下，冷凝器未完全用于冷凝气体，换热面积处于变化中，而高热负荷时换热面积稳定，LHP类似于恒定导热器件。当冷源温度等于环境温度时(Tsink为20 ℃)，冷凝器内的换热面积不变，于是LHP的工作温度随热负荷逐渐升高。模拟结果同试验值趋势一致，系统存在可变热导区和恒定导热区。然而，在可变热导区内，试验值明显大于模拟值，这可能是由于可变热导区，液体管路的回流液温度较低，同时质量流速较小，流经蒸发器核心时受热，在毛细芯内壁发生核态沸腾，产生气泡和两相流动，致使漏热量增大，从而储液器温度升高，最终引起系统的工作温度升高[11]。

4.2.2 蒸发换热系数

蒸发器的蒸发换热系数[12-13]为

(6)

式中：Qapp为热负载；Aevap为蒸发器壁面面积；ΔTevap为蒸发器的过热度，即指蒸发器温度Te与毛细芯外径饱和蒸汽温度Tv的差值，试验测量中分别以T1值和T3值来表示。

图4给出不同冷源温度下试验测量的hevap随热负荷的变化关系。

图4 不同冷源温度下蒸发器蒸发换热系数随热负荷的变化趋势Fig.4 Relation between applied power and heat transfer coefficient of evaporator under different sink temperatures

在10 ℃热沉下，hevap随热负荷的增加呈现先增大后减小的趋势。这是由于在小热负荷下，毛细芯的蒸发界面处于毛细芯外表面，随着热负荷的增大，热流密度增加，活化的成核点逐渐增多，换热系数随之增大；到达一定的热流密度后，蒸发界面开始向毛细芯内部移动，通过减小界面曲率半径提供更大的循环动力压差，此时，毛细芯表面形成一层气膜，即毛细芯出现“烧干”点[14]，继续增大热负荷后，气膜厚度增大，传热阻力增大，故而换热系数逐渐减小。随着冷源温度的升高，蒸发换热系数逐渐降低，同时hevap的变化范围受热负荷的影响明显变弱，这是由于冷源温度升高后，蒸气饱和温度较高(如图3(b))，在高的界面温度条件下，被激活的活化成核点已经较多，随着热流密度的增大，成核点密度增加率减小，致使换热系数变化幅度降低。

4.2.3 LHP总热阻

LHP的总热阻定义[15]为

(7)

式中：Te为蒸发器壳体温度；Tsink为冷源温度；Qapp为热负载。

图5(a)显示不同热沉温度下RLHP随热负荷的变化趋势。随着热负荷的增大，总热阻首先迅速降低，在热功率大于200W后，RLHP逐渐趋于稳定值0.07 K/W左右，这是由于LHP存在可变热导和固定热导区。该现象也可由冷凝器内的换热面积大小来解释，如图5(b)为冷凝器内气液界面位置的数值模拟结果。可以看出，在小热负荷区，随着热负荷增大，用于冷凝气体的两相区域长度逐渐增大，即换热面积增大，此时LHP工作于可变热导区；当Qapp大于200W后，气液界面位置接近冷凝器出口，LHP进入固定热导区，热阻趋于稳定。由图5(a)，在可变热导区，总热阻随着冷源温度的升高逐渐变小，原因是升高冷源温度后，自然对流换热对液体管路的加热作用减弱，致使蒸发器同冷凝器的温差减小，热阻降低；而进入固定热导区后，总热阻不受冷源温度的影响，近似为定值。

图5 不同冷源温度下LHP的总热阻和冷凝器的利用率Fig.5 Total thermal resistance of LHP and utilization ratio of condenser

5 结论

储液器为自然对流的被动式传热模式下，通过试验和数值模拟研究了不同冷源温度下LHP的热性能，主要得出以下结论：

(1)在冷源温度低于环境温度时，LHP存在可变热导区和恒定导热区；反之则LHP接近于恒定导热器件。

(2)随着热负荷的增大，蒸发器换热系数先增大后减小，但其变化幅度在冷源温度较高时明显减弱。

(3)LHP的总热阻随着热负荷的增大迅速降低而后趋于稳定；升高冷源温度有助于降低总热阻，但该效果仅作用于可变热导区。

(4)在可变热导区，由于漏热的存在，试验温度值明显高于模拟结果。蒸发器内的漏热现象与核态沸腾和气液两相流等复杂热现象有关，其量值的准确预测仍待进一步研究。

在实际的工程应用中，冷源温度一般低于环境温度，而用户往往希望LHP工作在固定热导区，LHP热阻固定，可以有效、稳定地控制被控对象的温度。因此，在储液器为自然对流的被动式传热模式下，通过对应的热负荷选择合适尺寸的LHP，使其工作在固定热导区，是设计师进行LHP设计时需考虑的第一个重要因素。同时，抵消LHP蒸发器向储液器的漏热，使储液器保持在过冷液态，是LHP稳定运行的重要前提。因此，通过冷凝器的合理设计，保留一定余量的过冷段，同时对液体管路进行有效绝热，从而使回流至储液器的工质具备一定的过冷度，是设计师进行LHP设计时需要考虑的另一个重要因素。上述试验和数值模拟的结果，可以为在工程实际中设计师对LHP储液器采用被动式热交换的运行模式提供技术支持和借鉴作用。

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(编辑：张小琳)

Study on Thermal Performance of Loop Heat Pipe with Passive Heat Exchange for Accumulator

ING Ting1 LI Guoguang1 MIAO Jianyin1 LIU Chang1 ZHOU Liang2

(1 Beijing Key Laboratory of Space Thermal Control Technology，Beijing Institute ofSpacecraft System Engineering，Beijing 100094，China)(2 Key Laboratory of Thermo-fluid Science and Engineering of MOE，Xi’anJiaotong University，Xi’an 710049，China)

The loop heat pipe is a new-fashioned heat exchanger applied in spacecraft，and thermal performance is the main performance parameter of a LHP. Experimental and systematic numerical study are conducted on the temperature distribution and heat transfer property in the loop heat pipe under different condenser temperatures，when the reservoir is in the passive mode of heat exchange，i.e. the natural convection. The paper also discusses the effect of the condenser temperature on the total thermal resistance of the loop heat pipe and the utilization ratio of the condenser. The loop heat pipe has both variable and fixed conductance mode. In the variable conductance mode，the total thermal resistance of the LHP decreases rapidly with increased heat load and increased condenser temperature. In the fixed conductance mode，the total thermal resistance tends to be stable. The heat transfer coefficient of the evaporator firstly increases and then decreases with increased heat load，but this variation range is reduced when the condenser temperature is high.

loop heat pipe; thermal performance; experiment; simulation; accumulator

2016-07-21；

2016-11-01

国家自然科学基金资助项目(51406009)

丁汀，男，高级工程师，研究方向为航天器热控制及两相流动技术。Email：dingting_nt@163.com。

TB

ADOI：10.3969/j.issn.1673-8748.2016.06.009