（制冷及低温工程专业论文）低温环路热管流动与传热特性研究.pdf

a b s t r a c t s i n c et h el o o ph e a tp i p ew a si n v e n t e d ，man ye f f o r t sh a sb e e nmad e .b u t t h ei n v e s t i g a t i o n e so ft h ec r y o g e n i c1 o o ph e a tp i p earef e w .b e c a u s et h e 贾 o r k i n gc o n d i t i o n se s p e c i a 1 l yt h e s t a r t u pp r o c e s so ft h ec r y o g e n i cl o o ph e a t p i p es y s t e ma r ev e r yc o m p l e x ，w eh a v ek n o waf e .a b o u tt h i sa tt h ep r e s e n t t i m e .5 0 ，t h i sp a p e r爬i n 1 yi n v e s t i g a t e st h es t a r t u pc h aract e r i s t i c so ft h e c r y o g e n i cl o o ph e a tp i p es y s t e m . f i r s t ，t h i sp ape rd e s c r i b e st h ed e v e 1 o p m e n to fan a d v a n c e dc r y o g e n i c i n t e g r a t i o nd e v i c 卜 一 t h ec r y o g e n i cl o o ph e a t p i pe. ac r y o g e n i cl o o ph e a tp i p e u t i l i z e st h el a t e n th e a to fv 8po r i z a t i o no fa， o r k i n gf l u i dt ot r a n s f e rh e a t a n dt h es u r f a c et e n s i o nf o r c e sf o r m si nf i n e 一 p o r e， i c k st oc i r c u l a t et h e ， o r k i n g f l u i d .d e s i g n p r o c e d u r ef o r d i f f e r e n tc r y o g e n i c1 o o ph e a tp i pe c o n f i g u r a t i o n sa n dt h ef u n c t i o no fs e c o n d a r yw i c ka r ed i s c u s s e d . t h e nt h e c r y o g e n i c 1 o o p h e a t p i p e t r ans i e n t n u m e r i c a 1 m o d e li s e s t a b l i s h e d b yu s i n gt h e n o d a l o rl u m p e dp ar胡e t e r m e t h o d .5 咖ef a c t o r so fa f f e c t i n gt h e s y s t e ms t a r t 一 u pc 即a b i l i t y， s u c ha sp r i mar yc o n f i g u r a t i o np a r ame t e ro ft h e s y s t e m ， h e a tl o ad i n c r e a s e dt ot h ee v a p o r a t o r ，q u a n t i t yo fi npou r i n g ， t e m p e r a t u r eo fh e a ts i n k ，p ara s i t i c a lh e a t ，t e 叩e r a t u r eo f彻b i e n tandt h e areof b e i n g w sy o f s e c o n d a r yl o o p a n d o fa f f e c t i n gt h e s y s t e ma f t e r s oo n ，arei n c l u d e d .f i n a l l y ， s o m ep ar胡e t e r s s t art u pc a p a b i l i t ya n a l y z e db r i e f l y . k 叮 ， o rd s :c r y o g e n i c l o o p h e a tp i p e ，p r i n c i p l e n ume r i c a lm o d e l ，r e s u l t sa n a l y s i s o p e r a t i o n ， t r a n s i e n t 主要符号说明 面积，m z 比热， j / ( k g k ) 导热系数，w / (m k) 渗透率，讨 对流换热系数， 贾 / ( 扩 k) 汽化潜热， j / k g 间距，in 质量流量， k g /s 质 量， k g: 压力，pa 热流量 ( 加热功率) ， w 通用气体常数，j / ( mol k) 雷诺数 时间，5 温度，k 速 度， 耐5 体积，m3 ackkhhr.l劝扩尸口尸众tt ullr 希腊字母 s孔隙率 动力粘度， p a 5 运动粘度， m z/s 密度，k g / 扩 表面张力， n /m 产fpb 下标 i f 0 口t 液体 蒸汽 饱和状态 入口，出口 学位论文独创性声明 本学 位论文是我在导师的指导下进行研究工作及取得的研究成果。 尽我所知，除了文中 特别加以 标注和致谢的地方外，论文中不包含其他 人已 经发表或撰写过的研究成果，也不包含我为获得任何其他学位而使 用 过的 材料。 其他人员对本学位论文所做的任何贡献均已 在论文中作了 明 确的说明并表示了谢意。 作 者 签 名 :3 小幼脚 了 年 7 月 11 日 关于本学位论文使用授权的声明 南京理工大学有权保留本学位论文的复印件和电 子文档，有权送交 给有资质的信息档案机构存档。 除在保密期内的 保密论文外， 本论文允 许被查阅和借阅，可以公布论文的全部或部分内容。上述事项授权南京 理工大学研究生院办理。 作 者 签 名 : 逊匕 益一- 妒祥 7 月/ 日 硕 七 论文低 温环路热管流动与 传热特性研究 1 . 绪论 1 . 1研究背景 基于对地探测 ( 资源、大气、 环境污染)和深空探测的需要，许多卫星上安装 了红外遥感探测系统，为了降低红外本底噪声、提高系统分辨率、拓宽频带和加快 响应速度，系统的红外元件或阵列要求在低温条件下 ( 10 0k 以下甚至 3 k) 工作， 因此.必须采用制冷器来冷却红外元件或阵列，使红外遥感探测系统获得满意的工 作性能。 目前， 可用于卫星探测系统红外元件或阵列冷却的制冷器主要有以下几种: 辐射制冷器、固体制冷器、 贮液式制冷装置、 气体节流制冷器和热电 制冷器等。 随着红外遥感探测系统性能及精度的提高，对低温制冷器的要求越来越高，这 主要体现在以卜 两个方面:一、红外兀件或阵列的工作温度进一步降低.制冷功率 进一步加大:二、限于光学设计所迫，要求探测器与低温制冷器远距离隔离，消除 低温制冷器工作时对光学元件带来的机械振动、电磁感应影响，以提高 探测器光学 系统的配准精度。解决第一个问题可以采用增大制冷器的功率，但是，功率增大意 味着制冷器重量、体积、耗能等的增加，使得制冷器结构复杂、可靠性降低，显然 不能满足卫星热控的要求。而第二个问题显然无法从低温制冷器本身来加以解决。 由 此，低温毛细泵回路 ( c r y o g e n i cc 即i l l a r yp u 印 p e dl o o p ，简称 ccp l ) 和低温 环路热管 ( c r y o g e n i c l o o p h e a t p i p e ，简称c l h p ) 技术应运而生。 它们利用封闭 空间内流体的相变过程来传输热量，与普通热管不同的是， 其液体管路和蒸汽管路 分离，且仅在蒸发器中有毛细结构， 用以提供循环动力，这类毛细泵回路系统具有 传输距离远、传热功率大、高传导性、高等温性、高可靠性、易于控制、布置方便 等优点，被) ” 泛应用于卫星、火箭、太空 吃 船等精密航天设备上。目前，毛细泵回 路类 和环 路 热管类热 控元件被认为 是 未来 航天 器最 有前 途的 热 控装置 团。 低温环路热管 ( c lhp) 是根据不同温度需要设计出来的，它是在lhp 系统的基 础 l 在储液器和冷凝器之间又加了 一个次l hp问路，所以 它的储液器与系统的能量 与质量传递过程更复杂 目 。无论是c p l 还是u lp ， 蒸发器都是系统的心脏，燕发器 的 性能优劣直接决定了整个系 统的性能好坏， 所以 对蒸发器的机理研究至关重要川 。 c l h p 山于其蒸发器还与其储液器之间 有复杂的能量与质量传递过程， 故对它的蒸发 器的研究更为重要。目前，低温条件下 c l hp 的毛细蒸发器内工质的流动与能量传 递机理是国内外研究的热点。 启动稳定是l h p 相对c p l 的一个 优势， l hp不需要压力灌注过程就可以 直接启 动和重启 动。但是， lhp启动与输入功率、蒸发器中的汽液分布以及外界热条件有 着非常密切的关系， 在某些条 件下系统启动会变得非常困 难，比 如在低温或超临界 条 件 下 弓。 硕 卜 论文低温环路热管流动与 传热特性研究 数值模型的方法研究超临界条件下c lhp 系统启动、运行机理。 系统的瞬态、稳态模型分析是理解和研究系统工作特性的有效手段之一。国际 上至今没有文献显示 ci 月 p的数值模型，所以本文建模主要参照 l h p的数值模型。 早期的lhp 模型主要集中于分析各部 件特别是燕发器的工作特性叫， 进入90 年代 以 后， lh p 的 整 体系 统 模型 开 始出 现把 一周 ， 典 型的 模型 有: k a y a 和h oa ng稍 一崔 提出 了计算lhp 系统特性的一维稳态模型，该模型假设毛细芯内侧温度与 储液罐温度相 同 ， 计算结果与实 验结果作了 对比， 表 现出了 较好的一 致性: h o ang 和k 砂川 提出了 关于环路热管系统的瞬态模型，还模型建立了 完整的质量、能量和动量方程，计算 出了系统的温度场以及毛细泵的热泄漏，从而验证了实验数据的正确性:h oang、 ku和。 ， c onneh赴初 建立了 多重毛 细泵和冷 凝器环 路热管部分稳态模拟的 数学 模型， 主要研究系统的温度场;还有m u l h olla nd等刘在前人工作基础上提出的预测自己 实验系统的数值模型，为了更真实地计算进入毛细芯中的工质温度，该模型引入了 权重因子，综合考虑了储液罐和过冷液的温度影响，通过调整权重因子，比较正确 地预测了自己的实验结果。另外，sin d a / f l uint 也是用于模拟 c l h p系统特性的常 用工其， b a u m a n n 、 c u l l i o 0 丫 e 、 w r e n 。 和p a u k e n 等汤 ， 一5 2 ， ， 都运用该c f d 软件建立 了各自的系统模型，并取得了一定的效果。 1 . 5 本文主要内容 通过对以上文献以及国内外的研究成果的分析，发现由于 clh p系统内部的运 行工况，尤其是系统的启动过程非常复杂，目前对此还不是非常地了解，所以，运 用理论分析的工具，对c l hp作进一步的研究分析是非常有必要的。 综上所述，本文将在以下方面对c l hp作深入的理论研究: 建立c lhp系统的瞬态模型。 整个模型包括了 相互祸合的热力学模型和简单的 动力学模型。 采用的热力学模型基于节点网络法， 整个系统被分成许多个等温节点， 每个节点通过导热、对流和辐射等途径与系统中的其它节点组成热力学关系，计算 得到整个系统的温度场及其它物理量的分布; 而动力学模型则卞要是为了计算压力 的分布以 及液体和气体工质的质量流量。 由上述模型运用f ort r a n 语言 编程，主要计算分析了系统主要结构参数、 环境 寄生热以及主、次回路液体管路的匹配方式对系统启动性能的影响，还分析了次燕 发器的加热功率、系统充注量、冷源温度等对系统启动性能的影响。 硕 七 论文低温环路热管流动与 传热特性研究 表21 低温 卜 常用 1 _ 质的1 _ 作温度范围表 nullj.l 04 .6d几，.二 q曰连口互口oj 占j左.1.皿1 工质 氮 氢 溉 氮 氧 甲烷 丙烷 熔点 ( k ) 1 . 3 临界温度 ( k)临界压力 t xl 扩pa) l 4 2 4 6 6 3 . 1 5 4 8 0 . 2 2 5 4 1 . 2 7 4 2 6 4 6 3 . 3 3 2 不 作温度 (k) 2 . 0 一4 . 2 1 5 3 0 2 5 一 叨 7 0 一 1 1 5 6 0 一 1 3 0 8 8 . 7 8 5 . 5 沸点 ( k ) 4 。 2 2 0 。 3 2 7 . 2 7 7 。 3 9 0 ， 2 1 1 17 2 313 6 9 . 8 4 . 9 9 8 4 . 5 0 8 4 2 5 1 0 0 一 1 7 0 1 8 0 一 2 0 0 工质的性质对 clhp 的传热能力影响很大，工质液体的 “ 品质因素”是衡量工 质) 品68 质的传热能力的重要标准之一，当品质因素越大时，系统的传热能力也越大。 因素是液体物理性质的组合量，公式如下【训 : n， 二( 2 . 从上式得出:工质有高表面张力口，可以提高毛细芯的毛细抽力:高汽化潜热 气， 则 可 以 减 小 工 质 的 质 量 流 量 ， 降 低 系 统 压 降 ; 而 高 的 液 体 密 度pi 和 低 的 液 体 动力 粘性系 数料可使 流 动压降 减少， 提高 毛 细限。 低温下工质的品质因素都是随着温度的增加而增加的，当达到一个峰值后，就 会随着温度的增加而减小。而不同工质的品质因素又不同，工质临界温度越大时， 它的峰值越大。 而且出 现峰值的温度也 越大. 液氮工质在温度为84. 3k时，品 质因 素最高，可以达到9 . s xro乍 / m 纽 ， 此时液氮工质的传热能力最强。 另外，工质的选择需要综合考虑其它因素。例如，工质的导热系数也影响了系 统的传热能力，高导热系数工质可以减小 clhp 的温差;工质的分解容易造成工质 性能的下降，所以要求工质有长期的稳定性等。 综上所述， 由于本文要求工作在8 5k 附近， 所以选用氮作为工作液体比较合适。 硕 卜 论文低温环路热管流动与传热特性研究 系统的主要参数如下表所示: 表2 ， 2 :系统土要参数表 上要参数土要参数长度 ( 咖) 毛细，芯 材料 壳体及同路管道材料 主蒸发器外径 主毛细芯内/ 外径 土_次芯内径 毛细芯渗透率 毛细芯孔隙率 土芯加热长 度 系统回路管道内/ 外径 与土液体管路同轴 的次液体管路内/ 外径 冷凝器管道内 / 外径 主储液器内/ 外径 次蒸发器外径 次芯加热 长 度 长度( 咖) 镍芯 316 不锈钢 1 9 . 5 8 八6 4 s e 一 1 3 袱 次乙次芯内径 次储液器内径 主燕汽( 液体) 管路长 度 主储液器长 度 冷凝器长度 次储液器长 度 5 端 8 0 21 7 / 3 . 1 7 5 . 1 7 / 6 . 1 7 冷却段 1长 度 冷却段 2长度 次蒸汽管路长度 蒸发器壳体形式 2 . 1 7 / 31 7 2 0 / 2 2 1 5 . 5 热储液器体积 ( 系统体积的14倍) 次液体管路长 度 次蒸发器后燕汽管路长 度 所有冷凝器管道形式 次回路上芯内/ 外径 0 ， 0 0 2 1 4 7 m 3 l 4 2 5 0 0 2 0 0 2 0 0 0 3 0 5 0 0 1 0 0 0 1 5 0 0 带周向的梢道 蒸发器壳体 2 5 0 0 2 oo 蛇管式 6 / 1 2 硕 卜 论文低温环路热管流动与 传热特性研究 3 . 数值计算结果分析 根据_上 述模型，整个c l h p 系统被分成3 88个节点 ( 主蒸发器37个，主蒸汽管 路40个，主冷凝器40个，主液体回路20个，储液器1 个，次蒸发器15个，次蒸 汽管路6 个，次液体管路2 0 个，次冷凝管路30个，主回路外壳 101 个及次回路外 壳56个) ，山于涉及到相变问题，所以时间步长必须很小，本文为0 . 0 0 0 1 5 . 由上述建立的c l h p系统瞬态理论模型，采用f ort ran编程计算可得整个系统 的 温度及其它物理量的分布。系统数值计算的具体流程是:开始时，整个系统内部 充满3 0 0 k 的气态工质。 先开冷源， 则冷凝器和冷却段 1 、 冷却段2同时与冷源换热， 并逐渐产生液态工质，与此同时，系统内由于产生液态工质而压力降低，则工质由 热储液器流入系统。当次蒸发器中的毛细芯最外侧工质节点温度降到1 2 2 k( 工质的 临界温度为 126 . 帐) ，并且次储液器中有一定量的液态工质时，给次蒸发器加热负 荷，则次回路开始运行。此后，次回路逐渐把冷量带给主回路，使主回路的温度降 低.同样，当主蒸发器中的毛细芯最外侧工质节点温度降到1 0 5 k( 工质的临界温度 为 1 2 6 . o k ) ，并且主储液器中有一定量的液态工质时，给主蒸发器加热负荷，则整 个系统顺利启动。当整个系统稳定运行时，由主储液器的温度控制次回路的运行与 否，当主储液器的温度大于9 0 . ik时，给次蒸发器加热负荷，次回路运行;当主储 液器的温度为89. gk时，停止给次蒸发器加热负荷，次回路不运行。也就是说，整 个系统稳定运行后， 次回路就会用来控制主储液器的温度， 以保证系统的顺利运行。 然后结束程序。 程序流程图如下: 硕 七 论文低温环路热管流动与传热特性研究 开始 系统初始化 启动次问路调用次回路程序 调用主r01路程序 瑟 否 达 到主 回 路 启 动 条 件 2 二端 !y e s 输入主回路时问 调j h 上毛细芯温度场程序 调 用jl力和流最计算程序 调用回路温度场程序 山主储液器温度确定次回路热负荷 调用次回路程序 个系统址否正常稳定运1 输出数据， 结束 图3 . 1 :系统数值计算流程图 硕士论文低温环路热管流动与传热 特性研究 系统示意图如图1 . 2 所示， 假定热储液器的体积为系统体积的 14倍， 系统的 总 体 积 ( 包括热 储液器的体积) 为0 . o 0 2 3m， ， 总 的 工质氮的质量为0 . 0 8 6 kg， 即 热 储液器与系统断开后热储液器中的工质量和系统工作时需要的工质量之和为 0 . 086kg 。由上面的参数可以算出，在常温3 0 0k 下系统的压力达到 3 . 2 9 m pa。要启 动次回路就要使次回路毛细芯和次二次芯中充满液体，还要使系统的压力低于一定 的值，但不能大于临界压力，否则次蒸发器的毛细芯内很可能发生沸腾，从而形成 “ 汽塞”， 使顶端的毛细芯得不到过冷工质的补充，最终会导致蒸发器烧干而失效。 系统的土要参数见表2 . 2 ，环境温度 3 o ok，冷源温度s o k ，由于系统是在环境 温度下开始运行的， 所以整个系统的初始温度也为3 0 帐。次液体管路与 主液体管路 为同轴套管。 3 . 1毛细芯内两种模型的对比分析 ( 1) 模型 1 :此模型假设汽液界面为一个面。 如图3 . 2 所示是模型1 稳定时毛细芯内各节点的温度图。 由图可知: 总体来说， 毛细芯内的温度变化不大，大约只有3 ko 9 嗯 一 0 9 05 9o o 8 90 8 8 _ 5 bs o 节点 图32模型 1 稳定时的毛细芯内节点温度图 ( 7 5) 模型2 :考虑两相区和干度分布的情况， 计算结果如图3 . 3 和图3 . 4 。 硕上论文低温环路热管流动与传热特性研究 9 ，5 9 05 9 0_ 0 8 9. 5 b 90 公侧蛆 8 85 88 d 02 04 06 08 01 0 0 节点 图3 . 3 模型2 稳定时的毛细芯内竹点温度图( 75仍 ， . - 1 2 5 份 n一ou : 月.0 zc工 -， 0o 02 04 06 0 节点 图3 . 4不同热负荷稳定时模烈 b01 00 2 的干度分布图 为了 更好的知道毛细芯内的十 度分布. 模型2 中把毛细芯划分为1 00个节点， 汽化温度范围由公式( 乳3 5)和( 13 6)可算出为9 0 . 1 ，90. 4 ，则稳定时不同热负荷 下毛细芯中的干度分布如图3 . 4 所示，由图可知:开始时节点温度虽然有升高，但 是 小 于兀 .， 所以 不能 开 始蒸 发， 仍为 液相 区. 当 节点 温 度达到不 二 1: 时， 开 始 蒸发， 即进入两相区，干度为 1 时则进入汽相区.图3 . 4 还显示:随着热负荷的增加，毛 细芯内的液相区明显减小，汽相区则明显增大，由此可知:到一定的热负荷时毛细 芯会被 “ 蒸干” ，蒸发器运行失效. 图3 . 2 和图3 . 3 是主蒸发器加7 5w热负荷时，两种模型稳定时的毛细芯内 节点 温度图。由图可知:两种模型的温度只相差了0 . 4 k左右，模型2中根据曲线斜率 的不同先是一个液相区，接着是一个两相区，最后是汽相区:而模型1 中由于把汽 硕士论文 低温环路热管流动与传热 特性研究 液界面考虑为一个面，不考虑两相区，而它的节点划分的数目 也较少，故汽液两相 由 温度图显不不明显。由实验可知， 相对来说， 模型2 与实际比较吻合。 但是山于本文主要是研究系统主要结构参数、 环境寄生热以及主、次回路液体 管路的匹配方式等不同因素对系统启动的影响，不是专门研究蒸发器毛细芯的机理 的，而两种模型下毛细芯内的温度相差很小，只有 04 k左右，由此可知:模型 1 也可以较为准确的显示各种因素对系统启动的影响.以下采用模型1 计算分析。 系统的主要参数见表2 . 2 ，环境温度3 0 0k，冷源温度8 0k，由于系统是在环境 温度下开始运行的， 所以 整个系统的初始温度也为3 0 0 k 。 次液体管路与主液体管路 为同轴套管。则格个系统的运行过程主要节点温度变化情况如下. 3 . 2 系统运行过程主要节点的 温度变化分析 为了和实际情况相同本文对系统从环境温度到稳定运行进行了仿真，图3 . 5 是 综合换热系数为 1 . ow 八m : k)，开始达到次回路的运行条件后次回路加 1 8 w热负 荷，达到主回路的运行条件后主回路加7 5w热负荷，之后次回路用来控制主储液器 温度这种情况下系统主要节点的温度图。 点点 节节 点侧侧 节外外 侧最最口 外体体出 最壳壳道路 芯器器器通管 细发发液汽体 毛蒸蒸储蒸液 次次主土主主 一 0050005000 322.jl. 艺卜 2 0 040 0 t ( 5 ) 图3 . 5系统土要 6 0 08 0 0 节 点的温度变化 硕士论文低温环路热管流动与 传热特性研究 1 4 0 ， 3o 1 20 : 卜1 1 0 1 oo 9o 0501 0 01 502 0 0 t ( 5 ) 图3 . 6次蒸发器加热负 荷时其土要竹 点的温度变化 ( 图3 . 5 的局部放大) 一主 蒸 发 器 一主 储 液 器 - 州 卜 - 土 蒸 汽 通 - 川 卜 主 蒸 发 器 壳 体 最 外 侧 节 点 道加 。广 ” 。仪 2 8 02 9 03 0 03 1 03 2 0 t ( 5 ) 图3 . 7创川 路 l 要书点降温顺序 图35 的局部放大) 硕 l 论文低谧环路热管流动与 传热特性研究 1 2 0 1 1 0 g 卜1 0 0 主 蒸 发 器 壳 体 最 外 侧 节 点 *主 蒸 汽 通 道 3 0 03 5 04 0 04 505 0 05 506 0 0 t ( 5 ) 图38士蒸发器加热负荷时其上要一节 点的温度变化 ( 图3 . 5 的局部放大) zx， 护 扩o x 星d。 一 l x l 护 印 060 07 00 t ( 5 ) 图3 . 9系统总压降稳定时的变化 8 00 图3 . 5 是系统运行过程主要节点的温度变化图，由图可知:开始时，整个系统 处于3 0 0 k ， 接着冷源开始工作，由于次储液器一方面直接与 冷源接触， 另一方面又 由次芯与 次蒸发器相连， 故次毛细芯最外侧节点 温度和次蒸发器壳体最外侧节点温 度迅速降低，大概 50 秒左右达到次蒸发器加热负荷的条件，这两点的温度就会由 于加上热负荷而有一个大约 1 . s k的升高如图3 . 6 ， 并保持后者比前者高的趋势慢慢 趋于 稳定，加上主问路热负荷后，主回路能够消除很大一部分的热负荷，使系统压 力进一步降低，以至于次蒸发器的各节点温度也随之降 低。 而主 回路刚开 始一直处 于 3 0 o k左右，随着次回路把冷量代入主回路，大约在 2 8 0秒时主液体管路出口由 于出现液体工质温度迅速降低，接着液体进入主储液器，大概在2 96秒时，主储液 器、 主蒸汽通道和主 燕发器壳体最外侧节点 温度依次降 低如图3 . 7 所示; 大约在415 秒时，达到上蒸发器加热负荷的条件，则由图3 . 8 明显可以看出:主蒸汽通道和主 硕上论文低温环路热管流动与 传热特性研究 蒸发器壳体最外侧节点由于主蒸发器加热负荷而温度增加了 s k左右，接着由于所 加热负荷基本全用于蒸发液体工质而温度立即下降。 其中，主蒸发器中的各点温度 变化趋势基本相同，且温差很小，这是因为:主回路没有加热负荷时，由于毛细芯 的抽吸作用使液体进入毛细芯，再加上导热的作用，使温差很小;主回路运行后， 由于主储液器较大，主储液器始终处于两相区，压力接近饱和压力，由于系统的压 降稳定时只有 ro0 o p a左右 ( 并且在波动)如图 3 . 9所示.所以主蒸发器的蒸汽通 道中压力也接近主储液器中压力，使主蒸发器中的各节点温差很小。 下面是各种因素对系统启动性能的影响，系统主要参数见表 2 . 2 ，环境温度 300k， 冷源温度 80k ，由于系统是在环境温度下开 始运行的，所以整个系 统的 初始 温度也为3 0 0 k 。次液体管路与主液体管路为同轴套管。 3 . 3 主要结构参数对系统启动的影响 计算时: 综合换热系数为1 . o w / ( 了 k)。 次回路热负荷为1 6 份 ， 充注量为0 . 0 86 k g 。 3 . 3 . 1 次回路过冷度的影响 1) 改变冷却段1 的长度使过冷度变化时 3 . 5 x 1 0 . 3 力 x 1 0 . 2 石x 1 d . 0e护 xx o5 2月. 己已d 1 0 x 1 0 6 5 刀x 1 0 ， 02 0 04 0 06 0 08 0 0 t ( 5 ) 图3 . 1 0冷却段1 的长 度对系统压力的影响 硕 卜 论文 低温环路热管流动与传热特性研究 350300250200150100 吕1 2 扣 4 0 06 0 08 0 0 t ( 5 ) 图3 . 11 冷却段 1 的长度对土储液器温度的影响 ， 4 “ ，丫 二 2 . 0 x10闷 1 . 6 x 1 0 闷 4 . 0x1 0 石 02 0 04 0 06 0 08 0 0 t ( 5 ) 图3 . 12 冷却段1 的长 度对次回路质斌 流缺的影响 图3 . 10、图3 . 11和图3 . 12是冷却段1 长度分别为0 . sm和0 . 7 m ，次回路热负 荷为16w 时对系统启动的影响。 由图3 . 10和图3 . 11可知， 冷却段1 长度为0 . 7m时系统压力最低达到1 . 38m p a， 而一定时间内主 储液器温度一直在3 0 0 k ;冷却段1 长度为0 . s m 时系统压力最低达 到0 . s m p a ， 这时， 主储液器的温度可以降到9 0k 以 下。 所以要想达到更低的系统压 力和主储液器温度以 便系统更容易启动，单独靠增加冷却段1 的长度是行不通的。 而冷却段1 长度为0 . 7 m 时， 一定时间内主 储液器的温度一直维持在3 o ok，高于临 界 温度，主储液器不可能有液体，此时甚至达不到主回路的启动条件， 这主要是由 于如图3 . 12所示，冷却段1 的长度为0 . 了 m 时次回路的蒸发质量流量很小， 则冷却 段2中的质量流量也很小，那么与冷源的换热量也很小，就不能充分利用冷却段2 硕 卜 论文 低温环路热管流动与 传热特性研究 来冷却主回路，所以，主储液器的温度在一定时间内就会不变或变化很小。而蒸发 质量流量小主要是由于: 冷却段1的长度越长， 则相同时间内冷凝成液体工质的质 量就越多，次储液器中的液态工质也越多，流入次蒸发器液体通道时就会处于过冷 状态，而要消除过冷就要消耗一部分加在次蒸发器上的热负荷， 这部分热负荷通过 次蒸发器齿顶导入毛细芯。那么用来使工质蒸发的热负荷就相应少了很多，所以此 时蒸发质量流量就很小。 2 )改变冷却段2 的长度使过冷度变化时 3 30 x ， oa 3 1 5x1 0 3 .的义 1 了 孟2 刀 s x ， 了 口. 2 . 70 x l 了 2 55x i 护 2 .礴 o x l 了 卜0 . s m 05 01 001 502 002 5 03 加 t ( 5 ) 图 3 . 13 冷却段2民 度对系统压力的影响 0一 03 0 002 5 0一 0 2 0 0刀1 0 00 0 5 05 0 图314 冷却段2 1 0 01 5 0 t ( 5 ) 长 度对系统液体 2 0 025 03 0 0 质质徽的影响 图3 . 13和图3 . 14 是冷却段2 长度分别为0 . s m 、1 . o m 、1 . s m时对系统启动的 硕士论文低温环路热管流动与传热 特性研究 影响。 由上面两图可知:随着次回路冷却段2 长度的增加，系统的容积变大，在不加 次回路热负荷的情况下增加了系统的液体工质质量，从而降低了系统压力，这有利 于次回路的启动:负面的影响是冷却段2 长度过长，次回路的压降就大，则在充注 量不变时，要想有足够的工质从热储液器进入系统，就必需降低热储液器的压力， 这就增加了系统启动的难度，所以选取冷却段2 的长 度时要综合考虑。 3 . 3 . 2 主液体 ( 蒸汽)管路长度的影响 3 4 x 1 o . ， 3 _ 2 x 1 0. 3 一 oxi o e 2 一6 x 1 0a 2 一 4x1 0 01 002 0 03 0 0 t ( 5 ) 4 0 05 0 06 0 0 图3 . 15 主液体 ( 蒸 汽) 管路长 度对系 统压力的影响 00 3 d， d 一 0 2 5 0 一 0 2 0 0 力， 0 0 . 0 0 5 01 o d 图3 . 16 主液体 ( 蒸汽) 如果改变主液体( 蒸汽) 管路长度， 汽)管路长度对主回路启动的影响较大， 2 0 03 0 04 0 05 0 06 0 0 t ( 5 ) 管路长 度对系 统j . 质质斌的影响 从图3 . 巧和图3 . 16可以看出: 主液体( 蒸 因为环境寄生热绝大部分是加到了主液体 硕 卜 论文 低温环路热管流动与 传热 特性研究 ( 蒸汽)管路上，减短其长度相当于 减少了环境寄生热的影响，减少了主液体管路 中液体工质量， 也减短了液体工质进入主储液器所需的时间，这对系统的启动是很 有利的。 3 . 4 环境寄生热对系统启动的影响 为了减少环境寄生热的影响，回路需要包保温层。下面讨论几种不同保温层和 不包保温层时的换热系数情况。 低温绝热类型的绝热管分为堆积绝热管和真空绝热管道。真空绝热管道又分为 高真空绝热型、粉末真空绝热型和高真空分层绝热型，如果采用高真空套管型，并 在真空套管的外套管内壁和内管外壁镀银，内外管的支承可以采用中间加三角支承 板和圆环支承 板。 如果换热量 仍大，可采用真空多 层绝热训 。 系统回路都采用3 16不锈钢，由于其导热系数较大，其热阻与高真空套管型热 阻相比很小，故不考虑。 被透热介质隔开两固体表面间的辐射换热: q， = 凡 一 x 】j ， 卜 斋 )4一 喘 )4 ( 3 . 1 ) l “ .， ， 1. 、_ 一 1、 i j戈 e : j ( 3 . 2 ) 考虑到高真空套管的特殊性辐射换热可简化为: _. _ _ _ 不_ jt. _ 1 口=a. x勺 力i xi ( 一) -一( 一二 一 ) l x 一少11 0 0 -一 1 0 0 1 .1 一-十 一 . ( 3 . 3 ) 1 2 自由 分子状态下稀薄气体的导 热公式如下f， : 。 一 75 创 名留)标 轰 仇 一 不 护 ( 3 . 4 ) 式中，a是总热适应系数值约为0 . 87一0 . 97， p 为真空夹层中的压力单位为pa， 其 值可 达到0 . o o l 3 3 p a 沁 ， . 套管内总的换热系数为: q，+ 乌 a ， ( 几一 不 ) ( 3 . 5 ) 套管外层与 环境的换热系数可 用一下 式计算: 硕 二 论文 低温环路热管流动与 传热特性研究 、 = 。 揣 一 副户 一 : ， 、 ( 3 . 6 ) 式中 ，气为自 然 对流换 热系数，其经 验值为1 一1 o w / ( m ， k)。 由 上面的公式，不考率不锈 钢的导热热阻 ，综合换热系数，在环境温度3 0 0k， 液体温度假定 100k 的计算结果: 如果 p = 0 . 0 013 3 p a ，综合换热系数可达到 0 . 5 货 / ( 扩 k)，0 . spa时综合换热系 数可达到1 俘 / (m 艺 k)左 右， 可见 空夹层中 的压力对换热 系数影响很大;还有发射率 影响也很大， 如果考虑成黑体， p =0. o ol3 3 pa 时， 综合换热系数可达到 1 . 7 w / ( m ， k) 左右，为了计算的通用性，数值计算时采用定综合换热系数。 显然， 此种情况的保温效果很好，但是它却限制了 系统的韧性( 这是c l h p 系统 优于 c c pl 系统的主要优点) ，而且成本也太高，所以不可取。 如果 加普通的保温层，综 合换热系数如下 闹: h= 竺 丛 些业+ 二一 2 威八 碱 碱 ( 3 . 7 ) 假设保温层导热系数0 . o i w / ( 。 k)、 外径d : =0. 05m ， 则综合换热系数为h 习. 6 2 . 4 w / (m2 k)，比自然对流换热系数最小值还要大，可以看出加普通保温层效果不 是很好。 如果在管外表 面镀银来保温，在 低温下， 镀层的厚 度对金 属的发射率有很大的 影响，当 镀层的 厚度大 于 0 . 07娜 时， 它的发射率己 和大块金属的发射率相同，实 际设计中镀层的 厚度都大于0 . 07娜 ， 故不考虑镀层的厚度对发射率的影响， 银层 的发 射率可以 考虑成银块发 射率， 为 0 . 020 . 03170). 在环境 温度为 3 o 0k，液 体工 质 温度假定 为100k时: 、 = c (揣 )4 一 (揣 )4)/( r 一 : ) ( 3 . 8 ) 二 0 . 0 5 0 . 0 7w / ( m z k ) 上式计算结果和自 然对流相比可以 忽略. 在计算时只考虑自 然对流换热系数 1 10 w / ( m ， k).在取自 然对流换热系数为l w / ( m z k)时，这种 保温层的保温效果 还 n l 以。 不加任何 保温层时，3 0 0k时3 16不锈 钢的导 热系数大概是18. 8卿(m k)l 侧 ， 最终的终合换热系 数大 概为3 12 w / (m ， k ) 。 以上几种情况，考 虑到 c l hp 的 应用环境， 均可以 选最小的自 然对流换热系数 进行计算。下面讨论综合换热系数分别为 0 . 5俐( m 名 k)( 真空套管保温时) ，1 ， 0 盯( 扩 k)( 镀银保温时) ，1 . sw / ( m z k)( 加导热系数为 0 . ol w/( in k)的保温层) 硕 士论 文低温环路热管流动与传热特性研究 时对系统启动的影响。 3 石x 1 0 6 3 一 0 x 1 0 6 2 乃 x 1 0e 它 2 刀 x l o s 瓦 1 5 x 1 de 1 . 0 x 1 0 6 5 . o x 1 0 5 o 0 图 3 . 1 7 1 5 03 0 04 5 060 07 5 0 t ( 5 ) 加保温层后寄生热对系统压力的影响 300250200150100 吕卜 01 5 03 0 04 5 060 07 5 0 t ( 5 ) 图3 . 18 加保温层后寄生热 对土储液器温度的影响 图3 . 17和图3 . 18为加保温层后寄生热 转化为 综合换热系数对系统的 影响， 此 时 次蒸发器所加热负 荷为1 6w。 图 3 . 17 反映了不同的综合换热系数对系统压力的影响。由图可知:在前 巧0 秒不同的 综合换热系数下。 系 统压力的变 化情况基本相同， 之后综合换热系数为0 . 5 w / ( 耐 k)时压力下降的较快，1 . ow / ( 耐 k)次之，1 . sw / ( m k)下降 的最慢;图 3 . 18为综合换热系数对主 储液器温 度的影 响，由 图可知:0 . 5 贾 / ( 矿 k)时， 在2 84 秒主 储液器 温度开始 变化: 1 . o w / ( m 艺 ， k)时， 在318 秒主储液器温度开始变化; 1 . 5 w / ( m z k)时， 在 4 07 秒主储液器温度开始变化， 最后主储液器温度分别达到了 9 2 . z k 、 9 3 . g k 和9 5 . s k 。即随 着综合 换热系数的增加，主储液器温度降 低时间 越来 硕七 论文 低温环路热管流动与传热特性研究 越 长， 储液器中存有液体的时间 也变长且 液体 量变少，则系统启动 越来越难。 图 3 . 1 9 一图 3 . 2 2为系统回路不加保温层，且次蒸发器加变热负荷时寄生热对 系统启动性能的影响。 3 0 0 k 时 3 16 不锈钢的导热系数大概是 18. sw / ( 田 k)，最终的终合换热系数大 概为3 一 12 w / ( m k)。 所 用 公 式 见 式 (3 . 7) 。 式 中 ，八 为 自 然 对 流 换 热系 数， 其 经 验值为 1 一1 0 ( w / m ， k)，计算时取最恶劣的条件下的自然对流换热系数 1 0 (w/ m ， k)，则综合换热系数大概为 1 2 ( w / m ， k)。本文在不同的热负荷情况下进 行了计算，计算结果如下。 从图3 . 19可以 看出: 不 加任何 保温层时， 无论次蒸发器热负荷怎 样变化， 一定 时间内。主储液器温度一直都是 3 o ok，没有变化，则主储液器中也没有液体， 所以 达不到主 回路启动的条件: 而这种情况下， 压力 也只 降低到大约2 . z m p a ， 如图3 . 22 所示. 从图3 . 2 0 图3 . 2 2 可知:热负荷周期性变化时， 系统压力和系 统液体工质 质量也呈周期性变化;而在热负荷较大时，系统压力较高、系统液体工质质量却减 少，这主要是因为热负荷大，则蒸发质量流量大，从而使次储液器和冷却段 1 中的 液体量减少，而环境寄生热使冷却段 2 和次液体管路中的液体不能相应的增加，就 产生了系统压力较高、系统液体工质质量减少的情况。故从计算结果和分析可知， 在常温下，系统在不加任何保温层时，是很可能达不到主回路的启动要求的. 翔31a期 吕卜 重 卿溯 i co2 0 3 )司 加5 刀日 刀 t (5 ) 图3 . 19 不加保温层时寄生热对土储液 器温度的影响图 3 . 2 0 闷 印日 刀日 力钊 艾 旧 t ( 5) 变热负荷的变化情况 硕 士论 文低温环路热管流动与传热特性研究 n l l翔1 户 广沪户户户广沪厂 口 广下下1 。 . 压 旧 沙沙沙 创侧叫 ，2 叼了 口 之 台， 护 2 月 x l 沙 蓄 0训 5 0 川 0 q ( 目 万 2 2 创 护 众 0 山 】 02 刀喇 刀日 刀日 扣 t ( 习 图 3 . 21 变热负荷时系统压力变化情况 02 】 】月 闰 t (5 ) 2 2变热负荷时