浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2024, 58(12): 2556-2566 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2024.12.015

能源工程

气库容积对低温环路热管的影响

赵晨阳,, 李南茜,, 李骏婷, 蒋珍华, 吴亦农

1. 中国科学院上海技术物理研究所，上海 200083

2. 中国科学院大学，北京 100049

Effect of gas reservoir volume on cryogenic loop heat pipes

ZHAO Chenyang,, LI Nanxi,, LI Junting, JIANG Zhenhua, WU Yinong

1. Shanghai Institute of Technical Physics, Chinese Academy of Science, Shanghai 200083, China

2. University of Chinese Academy of Sciences, Beijing 100049, China

收稿日期: 2023-10-30  

基金资助: 中国科学院率先行动“引才计划”B类人才项目；中国科学院战略性先导科技专项（B类）（XDB35000000，XDB35040102）.

Received: 2023-10-30  

Fund supported: 中国科学院率先行动“引才计划”B类人才项目；中国科学院战略性先导科技专项（B类）（XDB35000000，XDB35040102）.

作者简介 About authors

赵晨阳（1996—），女，博士生，从事低温环路热管研究.orcid.org/0009-0006-5683-0128.E-mail：zhaochenyang@mail.sitp.ac.cn , E-mail：zhaochenyang@mail.sitp.ac.cn

摘要

低温环路热管（CLHP）的气库容积通常为其余部件总容积的30~100倍，重量占比最大. 为了实现CLHP的轻量化设计，提高卫星载荷资源的利用率，开展气库容积对CLHP启动与稳态工作特性影响的机理研究. 建立CLHP的启动模型和稳态失效模型，开展气库容积对冷凝温度、次蒸发温度和传热热阻等关键参数影响的理论与实验验证研究. 结果表明：通过提高次蒸发温度设计值，CLHP实验样机可在气库容积仅为其余部件总容积的11倍的情况下顺利启动；当主热负荷较高时，不同气库容积对CLHP传热热阻影响较小；当主储液器容积一定时，可通过减小气库容积增强主储液器的调节能力，使CLHP稳定运行的热负荷范围增加.

关键词： 低温环路热管 ; 启动特性 ; 稳态 ; 气库 ; 储液器

Abstract

The gas reservoir volume of a cryogenic loop heat pipe (CLHP) is usually 30 to 100 times the total volume of the other components, and its weight accounts for the largest proportion. To realize the lightweight design of CLHPs and improve the utilization rate of satellite payload resources, research was conducted on the mechanism of the influence of gas reservoir volume on the startup and steady-state operating characteristics of CLHPs. A start-up model and a steady-state failure model of CLHPs were established, and theoretical and experimental validation studies were carried out on the influence of gas reservoir volume on key parameters of the condensation temperature, evaporation temperature of the secondary evaporator and heat transfer thermal resistance. Results showed that, by increasing the design value of the evaporation temperature of the secondary evaporator, the CLHP experimental prototype started up smoothly with a gas reservoir volume only 11 times the total volume of the other components. The effect of different gas reservoir volumes on the heat transfer thermal resistance of CLHPs was negligible when the primary heat load was high. When the volume of the primary compensation chamber was certain, the regulating ability of the primary compensation chamber could be enhanced by decreasing the volume of the gas reservoir, thereby expanding the range of primary heat load for stable operation of the CLHPs.

Keywords： cryogenic loop heat pipe ; startup characteristic ; steady state ; gas reservoir ; compensation chamber

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本文引用格式

赵晨阳, 李南茜, 李骏婷, 蒋珍华, 吴亦农. 气库容积对低温环路热管的影响. 浙江大学学报(工学版)[J], 2024, 58(12): 2556-2566 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2024.12.015

ZHAO Chenyang, LI Nanxi, LI Junting, JIANG Zhenhua, WU Yinong. Effect of gas reservoir volume on cryogenic loop heat pipes. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2024, 58(12): 2556-2566 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2024.12.015

深空探测、对地观测、量子通信等空间科学技术的发展提出了更低温度、更大冷量的制冷需求[1-2]. 高可靠、长寿命、深低温和大冷量的空间机械制冷技术已成为目前空间制冷的主流方案，例如风云4号气象卫星[3]、詹姆斯·韦布空间望远镜[4-5]这类空间科学装置均采用了空间机械制冷机的方案. 然而，空间机械制冷机具有电磁干扰和机械振动问题，对探测器的探测结果具有极大的影响. 因此，低振动、大冷量的柔性热传输装置成为了机械制冷机与探测器核心探测元件耦合的关键装置. 在深低温热传输装置中，低温环路热管（cryogenic loop heat pipe，CLHP）具有低传热温差、长寿命和高可靠性的优点，已成为空间低温探测器与机械制冷机高效耦合的首选方案[6].

Bai等[7]对低温环路热管技术进行了全面的回顾，并将CLHP分为5种类型，其中次回路型低温环路热管适用于空间无重力局部热源散热. Hoang等[8-10]对该结构进行了概念验证和柔性测试. 由于该结构具有无附加的流动阻力且能抵抗环境寄生漏热的优势，得到了广泛关注和研究. 影响低温环路热管启动和性能的因素主要包括：不同主次蒸发器热负荷[11-19]、不同冷屏温度[9, 20-21]、不同充装压力[13-14, 17-18, 22-26]、不同二次管线布局[27]、平行冷凝器结构[26, 28]、烧结冷凝器结构[29]、跨万向节和小型化[30]、杂质气体[31]、冗余设计[32]、与制冷机耦合[33-34]等. 此外，还有主次蒸发器热负荷对CLHP热开关性能的影响[35]以及气库容积对传热极限的影响[36]. 上述对氢、氖、氮、甲烷CLHP的实验和理论研究均采用了容积为CLHP自身容积数十倍的气库，气库重量在总重的占比极大. 因此开展气库容积对CLHP的工作特性的影响机理研究，得到其参数优化设计方法，对CLHP的轻量化设计以及提高卫星载荷资源的利用率有着重要研究意义.

针对某空间科学项目提出的200 K温区高效传热需求，本研究开展气库容积对CLHP启动特性与稳态运行特性影响规律的理论模型研究，并开展次回路型乙烯CLHP实验研究（在170~230 K温区，乙烯的Dunbar品质因数[37]和Joung品质因数[38]均最高），验证理论模型的准确性，为CLHP的轻量化设计提供理论与实验支撑.

1. 理论模型建立

低温环路热管的结构如图1所示. CLHP包括主回路和次回路. 主回路部件包括主储液器、主蒸发器、主冷凝器、主气体管线和主液体管线. 次回路部件包括次储液器、次蒸发器和次回路管线. 其中主次蒸发器均由毛细芯、蒸汽槽道和蒸汽腔组成. CLHP的主回路与常温环路热管类似，CLHP的次回路用于辅助主回路启动. 此外，为了保证CLHP的安全和顺利启动，通常设置一个气库降低系统压力.

图 1

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图 1   低温环路热管结构示意图

Fig.1   Schematic diagram of cryogenic loop heat pipe structure


CLHP在启动前置于环境温度下，CLHP启动阶段关键部件降温过程如图2所示. 图中，T为温度，t为时间. 启动过程分为3个阶段. 阶段1（次蒸发器冷却）：热沉开始降温，主冷凝器、次冷凝器、次储液器和次蒸发器随之降温. 当温度达到饱和温度时，以上部件中工质发生冷凝. 阶段2（主蒸发器冷却）：当次蒸发器充满液体时，加热次蒸发器，次蒸发器内工质蒸发，气体将主冷凝器内的液体推入主回路，主回路降温冷却. 阶段3（主回路启动）：当主蒸发器充满液体时，加热主蒸发器启动主回路.

图 2

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图 2   低温环路热管启动阶段示意图

Fig.2   Schematic diagram of start-up phase of cryogenic loop heat pipes


1.1. CLHP启动特性模型

基于质量守恒方程和实际气体状态方程，建立CLHP启动过程的理论模型. 模型假设：1）系统内气液相压力平衡；2）在阶段2加热次蒸发器前，主冷凝器、次冷凝器、次储液器和次蒸发器充满饱和或过冷液体；3）热沉温度均匀.

为了简化说明，按照是否跟随热沉降温、正常运行时是气态或液态，将CLHP的容积分为冷端容积、热端液体容积、热端气体容积3个部分，表达式如下：

$ {V_1} = V_{\text{c}}^{\left( 1 \right)}+V_{\text{c}}^{\left( 2 \right)}+V_{{\text{cc}}}^{\left( 2 \right)}+V_{\text{w}}^{\left( 2 \right)}, $

$ {V_2} = V_{{\text{ll}}}^{\left( 1 \right)}+V_{{\text{cc}}}^{\left( 1 \right)} {\alpha _{{\text{cc}}}}+V_{\text{w}}^{\left( 1 \right)}, $

$ \begin{split} {V_3} =& V_{{\text{cc}}}^{\left( 1 \right)} \left( {1 - {\alpha _{{\text{cc}}}}} \right)+V_{{\text{vg}}}^{\left( 1 \right)}+V_{{\text{vc}}}^{\left( 1 \right)}+ \\ & V_{{\text{vl}}}^{\left( 1 \right)}+V_{{\text{vg}}}^{\left( 2 \right)}+V_{{\text{vc}}}^{\left( 2 \right)}+V_{\text{l}}^{\left( 2 \right)}.\end{split} $

式中：$ {V}_{1} $为跟随热沉降温的冷端部件容积，包括主冷凝器容积$ {V}_{\mathrm{c}}^{\left(1\right)} $、次冷凝器容积$ {V}_{\mathrm{c}}^{\left(2\right)} $、次储液器容积$ {V}_{\mathrm{c}\mathrm{c}}^{\left(2\right)} $和次毛细芯容积$ {V}_{\mathrm{w}}^{\left(2\right)} $；$ {V}_{2} $为不跟随热沉降温，且正常运行时充满液体的热端液体部件容积，包括主液体管线容积$ {V}_{\mathrm{l}\mathrm{l}}^{\left(1\right)} $、主储液器液体容积和主毛细芯容积$ {V}_{\mathrm{w}}^{\left(1\right)} $；$ {V}_{\mathrm{c}\mathrm{c}}^{\left(1\right)} $为主储液器容积，$ {\alpha }_{\mathrm{c}\mathrm{c}} $为主储液器的充液率，0<$ {\alpha }_{\mathrm{c}\mathrm{c}} $<1.0；$ {V}_{3} $为不跟随热沉降温，且正常运行时充满气体的热端气体部件容积，包括主储液器气体容积、主蒸汽槽道容积$ {V}_{\mathrm{v}\mathrm{g}}^{\left(1\right)} $、主蒸汽腔容积$ {V}_{\mathrm{v}\mathrm{c}}^{\left(1\right)} $、主回路气体管线容积$ {V}_{\mathrm{v}\mathrm{l}}^{\left(1\right)}$、次蒸汽槽道容积$ {V}_{\mathrm{v}\mathrm{g}}^{\left(2\right)} $、次蒸汽腔容积$ {V}_{\mathrm{v}\mathrm{c}}^{\left(2\right)}$和次回路管线容积$ {V}_{\mathrm{l}}^{\left(2\right)} $.

CLHP启动过程的热力学状态如图3所示. 图中，p为压力，v为比容，pcrit为工质的临界压力，vcrit为工质的临界点比容，vch为CLHP的充装比容，pch为充装压力. 在启动前，CLHP置于环境温度$ {T}_{\mathrm{a}\mathrm{m}\mathrm{b}} $下，充装压力为$ {p}_{\mathrm{c}\mathrm{h}} $（状态点1）. CLHP的充装密度和充装质量分别为

图 3

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图 3   热力学状态图

Fig.3   Thermodynamic state diagram


$ {\rho _{{\text{ch}}}} = {\rm{Density}}\left( {{T_{{\text{amb}}}},{p_{{\text{ch}}}}} \right), $

$ {m_{{\text{ch}}}} = {\rho _{{\text{ch}}}} \left( {{V_1}+{V_2}+{V_3}+{V_{{\text{gr}}}}} \right). $

式中：$ {V}_{\mathrm{g}\mathrm{r}} $为气库容积.

此外，CLHP理想充装质量应同时使CLHP内始终有足够的工质，以满足CLHP正常运行：

$ {m_{{\text{ch}}}} = {\rho _{\text{l}}} \left( {{V_1}+{V_2}} \right)+{\rho _{\text{v}}} {V_3}+{\rho _{{\text{gr}}}} {V_{{\text{gr}}}}. $

式中：$ {\rho }_{\mathrm{l}} $为运行温度对应的液体密度，$ {\rho }_{\mathrm{v}} $为运行温度对应的气体密度，$ {\rho }_{\mathrm{g}\mathrm{r}} $为运行压力和环境温度下的气体密度.

启动过程阶段1：随着制冷机的开启，热沉温度逐渐降低，冷端也随之降温. 冷端气体冷却（见图3的状态点1-2b），而热端气体仍为环境温度（见图3的状态点1-2c），且冷端和热端满足压力平衡（均为系统压力），即

$ {p_{{\text{cold}}}} = {p_{{\text{hot}}}} = {p_{{\text{sys}}}}. $

此时，冷端气体的密度为

$ {\rho _{{\text{cold}}}} = {\rm{Density}}\left( {{T_{{\text{cold}}}},{p_{{\text{cold}}}}} \right). $

式中：$ {T}_{\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{l}\mathrm{d}} $为冷端温度.

冷端的工质质量为

$ {m_{{\text{cold}}}} = {\rho _{{\text{cold}}}} {V_1}. $

CLHP为闭式系统，总充装质量在启动和运行过程中是不变的. 因此，热端气体的质量和密度分别为

$ {m_{{\text{hot}}}} = {m_{{\text{ch}}}} - {m_{{\text{cold}}}}, $

$ {\rho _{{\text{hot}}}} = \frac{{{m_{{\text{hot}}}}}}{{{V_2}+{V_3}+{V_{{\text{gr}}}}}}. $

同时，热端满足压力关系：

$ {p_{{\text{hot}}}} = {\rm{Pressure}}\left( {{T_{{\text{amb}}}},{\rho _{{\text{hot}}}}} \right). $

系统压力下的饱和气体（见图3的状态点2b）的密度为

$ {\rho _{{\text{cold,2b}}}} = {\rm{Density}}\left( {{p_{{\text{cold}}}},x = 1.0} \right). $

式中：$ x $为工质的干度.

当冷端气体密度$ {\rho }_{\text{cold}} $等于系统压力下的饱和气体密度$ {\rho }_{\text{cold,2b}} $时，工质发生冷凝. 将此时的系统压力对应的饱和温度定义为冷端的理论冷凝温度，即

$ T_{{\text{cond,the}}}^{\left( 1 \right)} = {\rm{Temperature}}\left( {{p_{{\text{sys}}}},x = 0} \right). $

系统压力和冷凝温度通过式(7)~(14)迭代得到.

启动过程阶段2：在加热次蒸发器前，假设冷端充满饱和或过冷液体（见图3的状态点3a）. 此时，热端气体仍为环境温度（见图3的状态点3c），且冷端和热端满足压力平衡（均为系统压力），即式(7). 此时，冷端液体密度为

$ {\rho _{{\text{cold}}}} = {\rm{Density}}\left( {{T_{{\text{cold}}}},{p_{{\text{cold}}}}} \right). $

式中：冷端温度$ {T}_{\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{l}\mathrm{d}} $在启动阶段2通常为热沉温度.

系统压力通过式(7)、(9)~(12)、(15)迭代得到. 将该系统压力对应的饱和温度定义为次蒸发器的理论蒸发温度，即

$ T_{{\text{evap,the}}}^{\left( 2 \right)} = {\rm{Temperature}}\left( {{p_{{\text{sys}}}},x = 0} \right). $

在阶段2加热次蒸发器时，为了保证液体工质的蒸发，须确保此时的系统压力低于工作流体的临界压力. 这也符合Guo等[39]对充装压力与气库容积的设计原则的研究.

启动过程阶段3和单回路环路热管启动过程类似，已有大量研究[40-42]，本研究不再赘述.

上述工质物性通过查询NIST Refprop物性软件[43]得到.

1.2. CLHP稳态失效模型

环路热管中储液器的作用为容纳最冷和最热工况下气液密度变化导致的工质质量变化量. 在常温环路热管储液器匹配设计原则[44]的基础上，增加对气库及次回路部件容积影响的分析，得到CLHP主储液器与其他部件容积匹配关系如下：

$ \begin{split} m =& {\rho _{{\text{l,H}}}}\left( {{V_{\text{liq}}}+\alpha V_{{\text{cc}}}^{(1)}} \right)+ {\rho _{{\text{v,H}}}}\left[ {V_{\text{vap}}}+\right.\\& \left. \left( {1 - \alpha } \right)V_{{\text{cc}}}^{(1)} \right]+{\rho _{{\text{gr,H}}}}{V_{{\text{gr}}}},\end{split} $

$ \begin{split} m =& {\rho _{{\text{l}},{\text{C}}}}\left( {{V_{\text{liq}}}+\beta V_{{\text{cc}}}^{(1)}} \right) +{\rho _{{\text{v}},{\text{C}}}}\left[ {V_{\text{vap}}}+\right.\\& \left.\left( {1 - \beta } \right)V_{{\text{cc}}}^{(1)} \right]+{\rho _{{\text{gr}},{\text{C}}}}{V_{{\text{gr}}}}.\end{split} $

式中：$ {V}_{\mathrm{liq}} $为液体部件总容积，$ {V}_{\mathrm{vap}} $为气体部件总容积，$ {\rho }_{\mathrm{l},\mathrm{H}} $、$ {\rho }_{\mathrm{v},\mathrm{H}} $和$ {\rho }_{\mathrm{g}\mathrm{r},\mathrm{H}} $分别为最热工况下的液体密度、气体密度和气库密度，$ {\rho }_{\mathrm{l},\mathrm{C}} $、$ {\rho }_{\mathrm{v},\mathrm{C}} $和$ {\rho }_{\mathrm{g}\mathrm{r},\mathrm{C}} $分别为最冷工况下的液体密度、气体密度和气库密度，$ \alpha $和$ \beta $分别为最热和最冷工况下主储液器的充液率.

当CLHP温度升高时，系统压力升高，气库密度增加，主储液器内工质质量减少，主储液器充液率随之下降. 当温度变化超过主储液器调节范围时，CLHP会由于工质不足而发生失效.

2. 实验装置

2.1. 实验样机参数

CLHP实验样机如图4所示. 温度测点1布置于次冷凝器中部，测点2布置于次储液器中部，测点3布置于次蒸发器中部，测点4布置于主冷凝器出口处，测点5布置于主液体管线中部，测点6布置于主储液器中部，测点7布置于主蒸发器中部，测点8布置于主气体管线中部，测点9布置于气库中部，测点10布置于环境. 如表1所示列出了实验样机参数. 热管自身容积为46 mL，气库容积初步设计为热管自身容积的10~40倍. 实验采用容积取整后的标准压力容器作为气库，因此，气库容积设计为500、1 000、2 000 mL. 文献研究表明环路热管的最佳充液率为60%~75% [45-47]，但并未形成统一的认知. 因此，本研究在进行不同温区实验时，通过调整充装压力使CLHP理论充液率均为70%.

图 4

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图 4   CLHP实验样机

Fig.4   Experimental prototype of cryogenic loop heat pipe


表 1   实验样机参数

Tab.1  Experimental prototype parameters

部件结构参数
主/次蒸发器14.0 / 15.5$ \times $80 mm (内径/外径$ \times $长度)
主/次外层毛细芯5×70 / 14×75 mm（内径×内长度/外径×外长度）
1/1×70×12 (槽宽 / 槽深×长×道个数)
2 μm（孔径）0.53（孔隙率）镍（材料）
主/次内层毛细芯3.5/5.0×70 mm(内径/外径×长度)
20 μm（孔径）0.7（孔隙率）316 L（材料）
主/次储液器14.0 / 15.5×60 mm (内径/外径×长度)
主冷凝器2 / 3×866 mm (内径/外径×长度)
次冷凝器2 / 3×219 mm (内径/外径×长度)
主液体管线2 / 3×1 210 mm (内径/外径×长度)
主气体管线2 / 3×1 240 mm (内径/外径×长度)
气库500、1 000、2 000 mL

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2.2. 实验测试系统

使用的实验测试系统示意图如图5所示. 该实验测试系统由加热系统、低温冷却系统、温度测量系统、数据采集系统和真空系统所组成. 采用2个薄膜加热片模拟主次蒸发器的热负荷，并采用脉管制冷机作为热沉，其冷指直接与主次冷凝器相连. 为了减少环境的寄生漏热，部件均包覆绝热多层并置于真空室中，通过真空泵将真空室真空度保持在4×10−4 Pa以下. 对实验环境进行控温，并通过温度传感器实时监测，将环境温度保持在300±1 K.

图 5

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图 5   实验系统示意图

Fig.5   Schematic diagram of experimental system


实验步骤如下：1) 将CLHP安装于真空室内，连接直流电源和数据采集仪；2) 关闭真空室，开启真空泵，降低真空室的真空度；3) 在真空度降至4×10−4 Pa以下时，开启制冷机；4) 在热沉温度降至实验目标温区后，加热次蒸发器使主回路降温；5) 在主蒸发器降温至实验目标温区后，加热主蒸发器启动主回路；

实验中直接测量的参数包括测点温度、CLHP的充装压力、直流程控电源的电压和电流. 温度传感器采用四线制连接方式，减少引线电阻的影响. PT1 000校准后的温度测量不确定度为±0.15 K. 压力传感器的测量范围为0~6.89 MPa，满量程精度为0.25%，因此压力测量的不确定度为0.017 MPa. 直流程控电源的电压和电流输出范围分别为0~60 V和0~1.6 A，满量程精度分别为0.10%和0.15%.

基于误差传递理论[48]得到间接测量的不确定度：

$ \varDelta = \sum {\frac{{\partial f\left( k \right)}}{{\partial {k_i}}}} \Delta {k_i}. $

式中：k={k1, k2, ···, kn}， $ {k}_{i} $为直接测量量，f(k)为间接测量量，$\Delta k_{{i}} $为第i个直接测量量的不确定度. 计算可得，加热量的最大不确定度为0.24 W.

3. 实验结果分析

为了探究气库容积对不同热沉温度下CLHP的启动特性与稳态性能的影响规律，开展3种气库容积（500、1 000、2 000 mL），4种热沉温度（170、190、210、230 K），共计12个工况的实验研究.

3.1. 启动特性分析

在12个工况的实验中发现CLHP在较多工况下不具有自发降温现象，而仅在气库容积为500 mL、热沉温度为230 K的工况下具有自发降温现象. 以下针对2种典型的启动特性开展分析.

不具有自发降温现象的11个工况，其启动过程温度曲线类似. 以气库容积1 000 mL、开启制冷机后控制热沉温度为170 K的实验工况为例，如图6所示为CLHP启动过程的典型温度曲线. 图中，T为温度，Q为热负荷. CLHP的启动过程分为如下3个阶段：

图 6

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图 6   CLHP启动过程温度曲线（气库容积1 000 mL、热沉温度170 K）

Fig.6   Temperature profile of CLHP start-up process with gas reservoir volume of 1 000 mL and heat sink temperature of 170 K


阶段1（15~179 min）：制冷机开启后热沉开始降温，与热沉直接接触的主冷凝器、次冷凝器和次储液器先开始降温. 与次储液器存在传热传质的次蒸发器存在降温滞后.

阶段2（179~227 min）：当次蒸发器毛细芯充满液体时，对次蒸发器施加热负荷，次蒸发器内液体工质蒸发为气体. 由于气体通过主毛细芯的流动阻力较大，气体将向流动阻力小的主冷凝器流动，并推动其内部液体进入主液体管线. 一段时间后，主蒸发器的毛细芯将会被液体润湿.

阶段3（227~270 min）：当主蒸发器毛细芯充满液体时，对主蒸发器施加热负荷启动主回路. 阶段3与常温环路热管的启动行为类似. 在主回路启动后，CLHP进入稳态运行阶段（270 min以后）.

当气库容积为500 mL、热沉温度为230 K时，开启次加热前CLHP的主回路出现自发降温现象，启动过程温度曲线如图7所示.

图 7

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图 7   CLHP启动过程温度曲线（气库容积500 mL、热沉温度230 K）

Fig.7   Temperature profile of CLHP start-up process with gas reservoir volume of 500 mL and heat sink temperature of 230 K


在86 min时主液体管线自发降温，90 min时主蒸发器和主储液器随之降温. 可能原因如下：当气库容积较小且热沉温度较高时，工质的冷凝温度较高，主冷凝器中液体的黏度较低，受到气体流动的携带作用，主冷凝器中的液体被携带进入主回路.

在110、132 min时，分别尝试开启主加热负荷10、30 W，直接启动主回路，但均启动失败. 可能原因如下：时间不够，冷凝器中工质没有完全液化；被携带进入主回路的液体被环境寄生漏热加热蒸发. 时间不够和被携带液体量较少，主储液器中液体工质积累不足导致主回路启动失败.

在148 min加热次蒸发器，直到主储液器降温后，在155 min对主蒸发器施加热负荷，主回路启动成功，此后CLHP进入稳态运行阶段.

气库容积和热沉温度对启动阶段1冷凝温度的影响如图8所示. 气库容积和热沉温度对启动阶段2中次蒸发器蒸发温度的影响如图9所示. 图中，Tsink为热沉温度，Tcond为冷凝温度，Tevap为次蒸发器蒸发温度. 随着热沉温度的升高，所需工质的质量增加，对应的充装压力增大，阶段1的冷凝温度和阶段2次蒸发器的蒸发温度均升高. 随着气库容积的减小，系统压力升高，阶段1的冷凝温度和阶段2次蒸发器的蒸发温度也随之升高. 阶段1冷凝温度的实验与理论计算结果最大误差为0.42 K. 阶段2中次蒸发器蒸发温度的实验与理论计算结果的最大误差为2.25 K，造成误差的原因可能为理论模型中假设次储液器满液且冷端部件均温，而实验时次储液器可能未完全满液、冷端部件存在温度梯度.

图 8

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图 8   热沉温度和气库容积对冷凝温度的影响

Fig.8   Effect of heat sink temperature and gas reservoir volume on condensing temperature


图 9

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图 9   热沉温度和气库容积对次蒸发器蒸发温度的影响

Fig.9   Effect of heat sink temperature and gas reservoir volume on evaporation temperature of secondary evaporator


综上所述，减小气库容积将会导致启动过程中次蒸发器的蒸发温度升高. 通过增加次蒸发器蒸发温度的设计值，可以使CLHP在气库容积仅为热管自身容积11倍的情况下顺利启动. 在卫星资源允许时，可通过提升次蒸发温度设计值的方式实现卫星载荷轻量化的目的.

3.2. 稳态性能分析

CLHP传热热阻定义为

$ R = ({{T_{\text{e}}^{(1)} - T_{\text{c}}^{(1)}}})/{{{Q_1}}}. $

式中：$ {T}_{\mathrm{e}}^{\left(1\right)} $为主蒸发器的温度，$ {T}_{\mathrm{c}}^{\left(1\right)} $为主冷凝器的温度，$ {Q}_{1} $为主热负荷.

当热沉温度为170~230 K、次加热负荷为5 W时，气库容积对传热热阻的影响如图10所示. 当主热负荷为5~20 W时，随着气库容积的增加，CLHP的传热热阻略有下降. 但当主热负荷高于20 W时，气库容积对CLHP传热热阻基本无影响.

图 10

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图 10   气库容积对传热热阻的影响（次加热负荷为5 W）

Fig.10   Effect of gas reservoir volume on heat transfer resistance with secondary heat load of 5 W


当热沉温度为170~230 K、次加热负荷为0 W时，气库容积对传热热阻的影响如图11所示. 当主热负荷高于30 W时，气库容积对CLHP传热热阻影响较小. 并且随着气库容积的增加，CLHP稳定运行的热负荷范围减小，即CLHP更易发生失效.

图 11

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图 11   气库容积对传热热阻的影响（次加热负荷为0 W）

Fig.11   Effect of gas reservoir volume on heat transfer resistance with secondary heat load of 0 W


对实验样机热沉温度170~230 K时各部件内工质的质量进行计算，计算结果如图12所示. 图中，m为工质的质量. 热沉温度的变化对气库内工质的质量变化率影响最大，且随着气库容积的增加，变化率增加. 由于热沉温度升高，系统压力将升高，从而导致气库和热端气体部件内气体的密度增加，冷端和热端液体部件内液体的密度减小，而液体密度的变化量远小于气体密度的变化量，且气库容积远大于热端气体部件容积，因此气库内工质质量的变化率受热沉温度的影响最大.

图 12

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图 12   温度170~230 K时各部件内工质的质量

Fig.12   Quality of working fluid in each component with temperature of 170~230 K


以热沉温度190 K为例，气库容积和蒸发温度对气库内工质质量变化量的影响如图13所示. 图中，$\Delta m_{{\mathrm{gr}}} $为气库内工质的质量变化量. 主储液器最大工质质量为主储液器从充液率为1.0降至0时其内部工质质量的减少量. 气库内工质质量的增加导致主储液器内工质质量的减少. 当气库内工质质量的增加量，达到主储液器最大工质质量时，将导致主储液器内无液体工质，即主储液器的充液率为0. 当主储液器充液率为负时，CLHP会因工质不足而发生失效. 500、1 000、2 000 mL气库容积对应的最大调节温差范围为31.6、19.5、11.3 K.

图 13

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图 13   气库容积和蒸发温度对气库内工质质量变化量的影响

Fig.13   Effects of gas reservoir volume and evaporation temperature on changes in working fluid quality in gas reservoir


随着气库容积增大，温度调节范围大幅降低. 基于文献[49]的稳态模型进行性能预测，得到CLHP主蒸发器温度，以此为基准计算工质物性，通过式(17)对主储液器充液率进行计算. 当次加热为0 W，气库容积为500、1 000、2 000 mL时，170~230 K热沉温度下主热负荷对热阻和失效的影响如图14~17所示. 图中，α为储液器充液率. 当主储液器充液率为负时，CLHP由于工质不足而发生失效. 随着气库容积的减小，主储液器的调节能力增强，CLHP能稳定运行的热负荷范围增加.

图 14

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图 14   主热负荷对热阻和失效的影响（热沉温度为170 K）

Fig.14   Effect of primary heat load on thermal resistance and failure with heat sink temperature of 170 K


图 15

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图 15   主热负荷对热阻和失效的影响（热沉温度为190 K）

Fig.15   Effect of primary heat load on thermal resistance and failure with heat sink temperature of 190 K


图 16

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图 16   主热负荷对热阻和失效的影响（热沉温度为210 K）

Fig.16   Effect of primary heat load on thermal resistance and failure with heat sink temperature of 210 K


图 17

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图 17   主热负荷对热阻和失效的影响（热沉温度为230 K）

Fig.17   Effect of primary heat load on thermal resistance and failure with heat sink temperature of 230 K


4. 结　论

为了实现CLHP的轻量化设计，开展了气库容积对CLHP启动特性和稳态性能影响的理论研究. 基于乙烯CLHP开展了不同气库容积（500、1 000、2 000 mL）与热沉温度（170、190、210、230 K）下传热特性的实验研究，验证了理论模型的准确性，总结如下.

（1）通过增加次蒸发器蒸发温度，可以减小启动阶段对气库容积的需求. CLHP实验样机在气库容积仅为热管自身容积11倍的情况下顺利启动.

（2）当主热负荷较低时，随着气库容积增加，CLHP的传热热阻略有下降. 当主热负荷较高时，气库容积对CLHP传热热阻基本无影响.

（3）当主储液器容积一定时，减小气库容积可以增强主储液器的调节能力，使CLHP稳定运行的热负荷范围增加.

（4）综合考虑气库容积对启动和稳态性能的影响，在完成主回路初步设计后，推荐CLHP的轻量化设计原则如下：先根据次蒸发器蒸发温度的设计值确定气库容积，然后根据气库容积设计主储液器容积，以最大程度降低气库和主储液器容积的冗余设计.

参考文献

甘智华, 王博, 刘东立, 等

空间液氦温区机械式制冷技术发展现状及趋势

[J]. 浙江大学学报: 工学版, 2012, 46 (12): 2160- 2177

DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2012.12.005      [本文引用: 1]

GAN Zhihua, WANG Bo, LIU Dongli, et al

Status and development trends of space mechanical refrigeration system at liquid helium temperature

[J]. Journal of Zhejiang University: Engineering Science, 2012, 46 (12): 2160- 2177

DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2012.12.005      [本文引用: 1]

甘智华, 陶轩, 刘东立, 等

日本空间液氦温区低温技术的发展现状

[J]. 浙江大学学报: 工学版, 2015, 49 (10): 1821- 1835

[本文引用: 1]

GAN Zhihua, TAO Xuan, LIU Dongli, et al

Development status of spacecryogenic technology at liquid helium temperature in Japan

[J]. Journal of Zhejiang University: Engineering Science, 2015, 49 (10): 1821- 1835

[本文引用: 1]

JIANG Z, WU Y, LU Z, et al

On-orbit performance of the FY-4 GIIRS stirling cryocooler over 2 years

[J]. Journal of Low Temperature Physics, 2021, 203: 244- 253

DOI:10.1007/s10909-021-02570-2      [本文引用: 1]

ROSS JR R G. A study of the use of 6 K ACTDP cryocoolers for the MIRI Instrument on JWST [C]// International Cryocooler Conference . New Orleans: Springer, 2005: 15–24.

[本文引用: 1]

刘东立, 吴镁, 汪伟伟, 等

詹姆斯·韦伯太空望远镜低温制冷系统的发展历程

[J]. 低温工程, 2013, 6: 56- 62

DOI:10.3969/j.issn.1000-6516.2013.01.012      [本文引用: 1]

LIU Dongli, WU Mei, WANG Weiwei, et al

Development of cryogenic system for James Webb Space Telescope

[J]. Cryogenics, 2013, 6: 56- 62

DOI:10.3969/j.issn.1000-6516.2013.01.012      [本文引用: 1]

GROB E W. System accommodation of propylene loop heat pipes for the geoscience laser altimeter system (GLAS) instrument [C]// 31st International Conference on Environmental Systems . Orlando, [s.n.], 2001: 2263.

[本文引用: 1]

BAI L, ZHANG L, LIN G, et al

Development of cryogenic loop heat pipes: a review and comparative analysis

[J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 89: 180- 191

DOI:10.1016/j.applthermaleng.2015.06.010      [本文引用: 1]

HOANG T T, O'CONNELL T A, KU J, et al. Design optimization of a hydrogen advanced loop heat pipe for space-based IR sensor and detector cryocooling [C]// Cryogenic Optical Systems and Instruments X SPIE . San Diego: [s.n.], 2003: 86−96.

[本文引用: 1]

HOANG T T, O’CONNELL T A, KU J, et al. Performance demonstration of hydrogen advanced loop heat pipe for 20~30 K cryocooling of far infrared sensors [C]// Cryogenic Optical Systems and Instruments XI SPIE . San Diego: [s.n.], 2005: 590410.

[本文引用: 1]

HOANG T T, O’CONNELL T A, KHRUSTALEV D K. Development of a flexible advanced loop heat pipe for across-gimbal cryocooling [C]// Cryogenic Optical Systems and Instruments X SPIE , 2003: 68−76.

[本文引用: 1]

BAI L, LIN G, ZHANG H, et al

Operating characteristics of a miniature cryogenic loop heat pipe

[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2012, 55 (25/26): 8093- 8099

DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2012.08.044      [本文引用: 1]

BAI L, LIN G, ZHANG H, et al

Experimental study of a nitrogen-charged cryogenic loop heat pipe

[J]. Cryogenics, 2012, 52 (10): 557- 563

DOI:10.1016/j.cryogenics.2012.07.005     

DU C, BAI L, LIN G, et al

Determination of charged pressure of working fluid and its effect on the operation of a miniature CLHP

[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 63: 454- 462

DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2013.03.079      [本文引用: 1]

GUO Y, LIN G, HE J, et al

Experimental study on the supercritical startup and heat transport capability of a neon-charged cryogenic loop heat pipe

[J]. Energy Conversion and Management, 2017, 134: 178- 187

DOI:10.1016/j.enconman.2016.12.038      [本文引用: 1]

HE J, GUO Y, ZHANG H, et al

Design and experimental investigation of a neon cryogenic loop heat pipe

[J]. Heat and Mass Transfer, 2017, 53 (11): 3229- 3239

GUO Y, LIN G, BAI L, et al

Experimental study of the thermal performance of a neon cryogenic loop heat pipe

[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2018, 120: 1266- 1274

DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2017.12.138     

ZHAO Y, YAN T, LIANG J

Experimental study on cooling down process of a nitrogen-charged cryogenic loop heat pipe

[J]. Journal of Thermal Science, 2023, 32 (1): 153- 165

DOI:10.1007/s11630-022-1688-4      [本文引用: 1]

郭元东, 周强, 刘欣彤, 等

35 K深低温制冷与热传输集成系统研究

[J]. 真空与低温, 2022, 28 (3): 353- 358

DOI:10.3969/j.issn.1006-7086.2022.03.016      [本文引用: 1]

GUO Yuandong, ZHOU Qiang, LIU Xintong, et al

Research on 35 K cryogenic refrigeration and heat transfer integrated system

[J]. Vacuum and Cryogenics, 2022, 28 (3): 353- 358

DOI:10.3969/j.issn.1006-7086.2022.03.016      [本文引用: 1]

李强, 马路, 宣益民

低温环路热管(CLHP)的实验研究

[J]. 工程热物理学报, 2010, 31 (1): 120- 123

[本文引用: 1]

LI Qiang, MA Lu, XUAN Yimin

Experimental investigation of cryogenic loop heat pipe

[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2010, 31 (1): 120- 123

[本文引用: 1]

GULLY P, YAN T. Thermal Management of a nitrogen cryogenic loop heat pipe [C]// AIP Conference Proceedings , 2010: 1173−1180.

[本文引用: 1]

ZHAO Y, YAN T, LIANG J. Effect of shroud temperature on performance of a cryogenic loop heat pipe [C]// AIP Conference Proceedings , 2012: 409−416.

[本文引用: 1]

GULLY P, QING M, SEYFERT P, et al. Nitrogen cryogenic loop heat pipe: results of a first prototype [J]. Cryocooler Integration Technologies , 2009: 525−531.

[本文引用: 1]

YAN T, ZHAO Y, LIANG J, et al

Investigation on optimal working fluid inventory of a cryogenic loop heat pipe

[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 66: 334- 337

DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2013.07.043     

ZHAO Y, YAN T, LI J, et al. Experimental study on the secondary evaporator of a cryogenic loop heat pipe [C]// AIP Conference Proceedings , 2014: 20−27.

GUO Y, LIN G, ZHANG H, et al

Investigation on thermal behaviours of a methane charged cryogenic loop heat pipe

[J]. Energy, 2018, 157: 516- 525

DOI:10.1016/j.energy.2018.05.133     

LEE J, KIM D, MUN J, et al

Heat-transfer characteristics of a cryogenic loop heat pipe for space applications

[J]. Energies, 2020, 13 (7): 1616

DOI:10.3390/en13071616      [本文引用: 2]

BAI L, LIN G, ZHANG H, et al

Effect of component layout on the operation of a miniature cryogenic loop heat pipe

[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 60: 61- 68

DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2013.01.011      [本文引用: 1]

ZHAO Y, YAN T, LIANG J

Experimental study on a cryogenic loop heat pipe with high heat capacity

[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2011, 54 (15/16): 3304- 3308

DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2011.03.056      [本文引用: 1]

CHO H, JIN L, JEONG S

Experimental investigation on performances and characteristics of nitrogen-charged cryogenic loop heat pipe with wick-mounted condenser

[J]. Cryogenics, 2020, 103: 1- 11

[本文引用: 1]

BUGBY D, MARLAND B, STOUFFER C, et al. Across-gimbal and miniaturized cryogenic loop heat pipes [C]// AIP Conference Proceedings . [s.l.]: AIP, 2003: 218−226.

[本文引用: 1]

GUO Y, LIN G, HE J, et al

Experimental analysis of operation failure for a neon cryogenic loop heat pipe

[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2019, 138: 96- 108

DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2019.04.045      [本文引用: 1]

GUO Y, LIN G, BAI L, et al

Experimental study on the supercritical startup of cryogenic loop heat pipes with redundancy design

[J]. Energy Conversion and Management, 2016, 118: 353- 363

DOI:10.1016/j.enconman.2016.04.022      [本文引用: 1]

HE J, GUO Y, MIAO J, et al

Pre-flight thermal performance test of a 35 K cryogenic integrated system

[J]. International Journal of Refrigeration, 2019, 98: 372- 380

DOI:10.1016/j.ijrefrig.2018.11.020      [本文引用: 1]

GUO Y, ZHOU Q, LIU X, et al

Co-designing cryogenic system with pulse tube cryocooler and loop heat pipe for infrared energy management

[J]. Applied Thermal Engineering, 2021, 195: 117228

DOI:10.1016/j.applthermaleng.2021.117228      [本文引用: 1]

CHO H, JIN L, KIM S, et al

Experimental validation of heat switch capability of cryogenic loop heat pipe

[J]. Cryogenics, 2022, 121: 103403

DOI:10.1016/j.cryogenics.2021.103403      [本文引用: 1]

柏立战, 林贵平

深冷环路热管稳态运行特性的理论分析

[J]. 航空动力学报, 2010, 25 (7): 1530- 1535

[本文引用: 1]

BAI Lizhan, LIN Guiping

Theoretical analysis of steady-state operating characteristics of a cryogenic loop heat pipe

[J]. Journal of Aerospace Power, 2010, 25 (7): 1530- 1535

[本文引用: 1]

DUNBAR N, CADELL P. Working fluids and figure of merit for CPL/LHP applications [C]// CPL-98 Workshop . El Segundo: The Aerospace Corporation, 1998.

[本文引用: 1]

JOUNG W, LEE J, LEE S, et al

Derivation and validation of a figure of merit for loop heat pipes with medium temperature working fluids

[J]. Journal of Heat Transfer, 2016, 138 (5): 052901

DOI:10.1115/1.4032534      [本文引用: 1]

GUO Y, LIN G, HE J, et al

Supercritical startup strategy of cryogenic loop heat pipe with different working fluids

[J]. Applied Thermal Engineering, 2019, 155: 267- 276

DOI:10.1016/j.applthermaleng.2019.04.008      [本文引用: 1]

CHERNYSHEVA M A, MAYDANIK Y F

Numerical simulation of transient heat and mass transfer in a cylindrical evaporator of a loop heat pipe

[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2008, 51 (17/18): 4204- 4215

DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2007.12.021      [本文引用: 1]

CHERNYSHEVA M A, MAYDANIK Y F, OCHTERBECK J M

Heat transfer investigation in evaporator of loop heat pipe during startup

[J]. Journal of Thermophysics and Heat Transfer, 2008, 22 (4): 617- 622

DOI:10.2514/1.35519     

KAYA T, PÉREZ R, GREGORI C, et al

Numerical simulation of transient operation of loop heat pipes

[J]. Applied Thermal Engineering, 2008, 28 (28): 967- 974

[本文引用: 1]

LEMMON E, BELL I H, HUBER M, et al. NIST standard reference database 23: reference fluid thermodynamic and transport properties-REFPROP, version 10.0, national institute of standards and technology [M]. Gaithersburg: NIST, 2018.

[本文引用: 1]

KU J. Operating characteristics of loop heat pipes [J]. SAE Transactions , 1999: 503−519.

[本文引用: 1]

王亦伟, 岑继文, 蒋方明, 等

充液量对回路热管性能的影响

[J]. 光电子·激光, 2015, 26 (4): 676- 681

[本文引用: 1]

WANG Yiwei, CEN Jiwen, JIANG Fangming, et al

The influence of filling ratio on the performance of loop heat pipe

[J]. Journal of Optoelectronics·Laser, 2015, 26 (4): 676- 681

[本文引用: 1]

刘成, 吴亦农, 谢荣建, 等. 乙烷工质低温环路热管最佳充液率的研究[C]// 上海市制冷学会2017年学术年会. 上海: [s.n.], 2017: 112−117.

LIU Cheng, WU Yinong, XIE Rongjian, et al. Investigation on ideal filling ratio of an ethane charged cryogenic loop heat pipe [C]// 2017 Academic Annual Meeting of Shanghai Refrigeration Society . Shanghai: [s.n.], 2017: 112−117.

HE S, LIU Z, WANG D, et al

Effect of different charge ratios on transient performance of a flat type of the LHP with a shared compensation chamber

[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2019, 138: 1075- 1081

DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2019.04.129      [本文引用: 1]

马宏, 王金波. 仪器精度理论 [M]. 北京: 北京航空航天大学出版社, 2009: 91−95.

[本文引用: 1]

BAI L, LIN G, WEN D

Parametric analysis of steady-state operation of a CLHP

[J]. Applied Thermal Engineering, 2010, 30: 850- 858

DOI:10.1016/j.applthermaleng.2009.12.014      [本文引用: 1]

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