鲁得浦，谢荣建，文佳佳

（1中国科学院大学，北京100049；2中国科学院上海技术物理研究所，上海200083）

空间探测领域依靠红外探测技术进行深空探测等在轨任务。为避免热干扰，空间天文红外望远镜等一系列先进探测器均有明确的低温需求。美国国家航空航天局（NASA）在1990—2002年的10多年时间内大力发展低温热管、低温毛细泵两相回路、低温回路热管等关键技术，积累了大量低温热传输技术经验[1]，其中低温回路热管（loop heat pipe，LHP）具有传热效率高、传输距离远、热开关、管路柔性等特点，相比已经广泛应用于空间任务中较为成熟的低温槽道热管[2-4]更具应用和发展前景。同时，伴随探测器技术的迅速发展，热传输系统面临分散分布的探测器阵列以及低温光学镜筒等大面积器件冷却的问题，不再满足传统回路热管点对点的传输方式，因而针对多点热源匹配单点冷源热传输的多蒸发器回路热管（multi-evaporator loop heat pipe，MeLHP）应运而生，国内外学者在多蒸发器回路热管的结构设计、实验研究及理论计算仿真上投入大量研究[5]。Maydanik 等[6]最早提出多蒸发器回路热管概念，并于1988 年成功研制第一台丙酮双蒸发器回路热管，引出一大批双蒸发器回路热管样机的研究。文献[7-8]介绍了在美国ST8项目中的一种混合式的小型多蒸发器氨回路热管，该系统先后实现了双蒸发器、四蒸发器的运行，验证了更多数量蒸发器并存于同一回路的可能。国内开展相关研究的有：陈健等[9]设计了多蒸发器毛细泵回路热管装置，刘成志等[10]设计了双蒸发器低温回路热管。共用回路的多蒸发器回路热管在结构上的一对多能够提高对多点热源散热系统的集成度，并且由于其气耦合特性，各蒸发器之间有良好的热分享特性，因而开展多蒸发器回路热管运行特性的研究，有助于实现回路热管应用于多点热源以及大面积热源的均温化、高效热收集和高效热传输。

1 实验样机及流阻分析

1.1 样机及实验系统

将相同规格、批次的三个紫铜蒸发器通过气液管线的气耦合作用并联连接，三者共用一个冷凝器，作为多蒸发器回路热管（MeLHP）的设计结构。其中补偿器与蒸发器采用一体式设计，补偿器位于液体管线一侧，并联管线的长度为非均匀布置。其测温点布置如图1所示，包含蒸发器，补偿器，气体、液体管线，冷凝器进出口，管线上设置充装口用于工质的充装与排放。根据距离冷凝器的管线长度，由远至近依次将三个蒸发器编号为蒸发器1（E1）、蒸发器2（E2）和蒸发器3（E3），设计温区为170K，对应工质为乙烷，其基本参数如表1所示。

工质的充装量以充液率为评判标准确定，充液率定义为设定温区下处于饱和状态工质的液体体积对回路热管总容积的占比。充液率、充液量分别由式(1)和式(2)计算。

图1 MeLHP样机结构及测温点布置

表1 MeLHP样机基本参数

式中，m为工质充装量为回路内液体质量与气体质量之和，实际计算中由于气相密度远小于液相密度，式(2)最右边一项可忽略不计。

多蒸发器并联的结构下，由于多个支路管线并联于一个干路管线，每个支路两端的热力状态始终保持一致，所以在不同工况下，各支路会自发地调整，产生相互作用，维持两端热力状态一致。因而相较于单回路的单蒸发器回路热管，MeLHP 中每一路蒸发器在运行过程中会受到其他支路的作用产生复杂的流动，宏观上体现在管路流量分配上。流量分配方式不同引出了不同的补偿器工作模式，图2为正常工作时MeLHP补偿器可能存在的两种工作状态。

多补偿器共同工作状态下，各补偿器均处于未充盈的状态，每个补偿器完成调节各自回路压力的作用；单一补偿器工作状态下，只有一路补偿器处于未充盈状态，完成整个回路的调压作用，其余补偿器处于充盈状态。控制和影响补偿器工作状态的因素有两个方面：一方面受回路结构影响，管路结构决定了各回路流阻差异，因而过冷液回流的流量分配存在不均匀性，决定了稳定时各补偿器的液位状态，属于被动控制；另一方面受回路热负载的影响，各回路蒸发器的加热功率大小影响各回路蒸发量的大小，也影响了各回路的流量分配，此时属于主动控制。

设计MeLHP 充液率时，以单蒸发器回路热管充液率0.6 为依据，以两种不同补偿器工作状态分别计算得到对应充液率为0.6和0.686，因而实际试验中选用充液率0.6与0.7作为对照，从充液率角度探讨和验证该MeLHP实际的补偿器工作状态。

图2 MeLHP补偿器的两种工作模式

图3 MeLHP性能测试装置系统图

实验所处温区为170K 温区，实验装置及布置示意如图3 所示。将MeLHP 置于真空罐内，真空泵系统提供并维持罐内真空度在10-3Pa 以下。MeLHP 冷端冷源由脉管制冷机提供，制冷机冷头伸入罐内与MeLHP 冷凝器耦合，脉管制冷机具有功率可调的特点，实验中通过动态调节脉管制冷机功率使冷凝器温度维持在170K 左右。管线测温采用PT1000 铂电阻，外接数据采集仪向计算机输出测温电信号，每个蒸发器外壳上粘贴薄膜加热器，外接直流电源供电。除了采用真空环境减少对流换热的隔热措施外，MeLHP 样机在进罐前包覆了高反射率、低热导率的多层绝热材料（填充涤纶丝网的双面镀铝聚酯薄膜），尽可能地减少回路热管的漏热损失。

1.2 管路流阻分析和计算

实验中由于各回路蒸发器结构一致，管路布置结构的差异成为影响回路热管各回路性能的主要因素。并联管路中，在进出流量守恒的情况下流量分配受结构影响不均匀，为了描述流量分配对各回路的影响，根据流动压降与工质流量的关系，引入流阻的概念，其表达式如式(3)～式(5)。

式中，n的取值与流动压降种类相关，计算沿程阻力损失ΔP1和局部阻力损失ΔPj时，n=2。

沿程阻力系数与不同管路结构的局部阻力系数计算由表2给出。其中，对于三通管结构，定义侧管支流与主流的流量比为α，相应的直管支流与主流流量比为1-α，相关表达式已根据主支流管路等径，侧管偏角为90°简化。

而计算毛细芯内液相压降时，由达西渗透定律可知，此时n=1。如式(6)。

根据实际的管路位置，MeLHP 的流量分配过程示意图如图4所示。其中，α1和α2分别为分流点1、2 处的分流比，根据质量守恒，气线流量分配与液线相同，流量分配比待定的情形下，可根据式(12)表达出管线各处流阻的大小，对应MeLHP并联管路的流阻网络图如图5所示。

表2 回路热管内阻力系数计算公式

图4 MeLHP并联管路流量分配示意图

蒸发器结构尺寸相同的条件下，可假定三个蒸发器毛细芯抽吸压力相同，即ΔPcap1= ΔPcap2=ΔPcap3，此时在各支路的汇合点处各支路的压降相等，即有等式关系如式(7)。

图5 MeLHP并联管路流阻网络图

表3 MeLHP各回路流阻计算

求解方程组，便可得到α1和α2的值分别为0.463和0.385，进而可以判断各个回路的总流阻大小，计算结果如表3所示。

由计算结果可以看出，n=1时，由于三个蒸发器毛细芯有相同的渗透率、孔径，因而E1、E2、E3的毛细芯渗透阻力相等；n=2时，由于管路结构差异导致了沿程阻力与局部阻力的差异，三个回路的流阻大小关系为R2＞R1＞R3。

2 实验过程与讨论

2.1 单蒸发器回路热管性能测试

为了客观描述多蒸发器回路热管在管路并联后的运行特性，同时保证装配于MeLHP 的各个蒸发器性能良好且一致，在MeLHP 装配试验前对每个蒸发器装于单蒸发器回路中进行性能测试，并保证单蒸发器回路中气液管线与设计MeLHP 各蒸发器管线的平均长度相一致，充液率取为0.6，实验结果表明，各蒸发器于单回路中性能表现良好且规律一致，可看作为相同的蒸发器。

图6为蒸发器E1的加热过程曲线，可以看到，随着加热功率的变化，回路热管冷热端温差经历下降后上升。低功率下由于蒸发量少，热管内工质未形成连续稳定的循环，因而此时功率加大促进了管内工质流动，温差会变小，功率达到30W 时温差最小为11.6K，继续加大功率后，温差逐步增大，直至加热60W 时热管失效烧干。三个蒸发器经测试传热极限均达到了50W，30W 时热阻均达到最小，蒸发器E1、E2、E3的热阻大小分别为0.38K/W、0.41K/W、0.46K/W。

图6 单蒸发器回路热管运行曲线

2.2 MeLHP单蒸发器加热

将测试好的三个蒸发器按设计并联接入MeLHP 回路，首先对MeLHP 进行单蒸发器加热实验。该MeLHP 样机在单蒸发器加热条件下三蒸发器能够共同启动直至稳定，实验对不同加热功率大小、不同蒸发器加热条件进行性能测试，各工况下调节脉管制冷机功率使其冷端温度维持在170K 稳定。图7将不同蒸发器加热15W的稳定状态归于同个坐标系上对比。

图7 MeLHP单蒸发器加热过程运行曲线（充液率0.6）

以三蒸发器同时加热5W的方式启动，稳定后调整加热功率，将15W 加在E1 上，发现三蒸发器曲线由重合开始分离，E1、E2 温度曲线上升，E3温度曲线下降，随后维持平衡的启动状态，E1 和E2维持温度一致。而将15W加在E3上，可发现三个蒸发器温度曲线能够很好地重合，E1、E2、E3同时维持温度一致，此时可以看到同单蒸发器回路热管一致的气体管线温度高于蒸发器温度的现象。当对E2单独加热15W时，E2很快单独失效，同时E1、E3 略微下降的同时处于工况切换前的温度状态，不受E2 加热影响；单独加热情形下平衡状态数据如表4，其中MeLHP的热阻定义为各蒸发器与冷凝器的平均温差与总加热功率的比值，蒸发器间最大温差用于表示蒸发器间的温度均匀性。

由于并联环路的特性，各个蒸发器回路两端的压降相等，流阻大小决定了流量分配大小。三个工况的总加热功率一定，稳定状态下工质的蒸发量一致，回路内总流量一致。同样热负载施加在不同的蒸发器上，由于各回路分流不同导致受热蒸发器内吸液芯润湿程度不同，流阻高、回流量少的回路表现为蒸发量不足，为了维持相同加热功率的耗散，多余热量使气体过热度增加，导致温度偏高。严重情况下，产生的过热气体阻塞毛细芯阻止流体通过，导致该回路烧干失效。高流阻、流量少的回路相变换热量少，相同加热功率下蒸汽过热度较高，即测点温度高。因而控制变量条件下温差大小与失效与否可作为评判三个蒸发器相对流阻大小的判据。从表4 中可以看出，较之于E2 单独加热时的失效以及E1单独加热的平衡状态数据，E3单独加热15W 时的温差更小，实验现象可判断各回路流阻大小有R2＞R1＞R3。该结论与1.2 节中的计算结果相吻合。

表4 MeLHP单蒸发器加热15W的稳态运行特性（充液率0.6）

可以看出，对流阻最大的E2 加热，E2 失效，而对E1、E3 没有影响；而对流阻偏小的E1 加热，E2 会由于E1 的加热而升温，其温度曲线与E1 重合，而对E3 没有影响；最后对流阻最小的E3 加热，发现E1、E2 都会随着E3 的温度变化而变化。这说明在MeLHP 中，热分享特性具有方向性，单独加热单一蒸发器情形下，热负荷加载于流阻最高回路容易导致失效，加载于流阻最低回路可使三个蒸发器维持良好均温性，加载于流阻适中的回路时，该回路与高流阻回路维持良好均温，低流阻回路温度低于该回路。热分享性的方向性从温差大小上表现为：低流阻向高流阻分享为有效，高流阻向低流阻分享为无效。

另外，在MeLHP高流阻回路E2的失效功率为15W，远远低于E2 在单蒸发器回路热管所测得的60W 失效功率。这说明正常液位高度下E2 补偿器可满足蒸发器50W 加热功率下的液体补偿，而在MeLHP 中，补偿器所处液位已无法满足15W 的补液需求。在整体充液率0.6 的条件下，说明大部分液体聚集在了其他补偿器中。在流量不均匀分配下，高流阻的E2 流量分配较少，在一定加热功率下，回流液更多地回流至E1、E3 中，直至充满E1、E3补偿器后才达到稳定状态，此时E2补偿器液位很低，导致E2 毛细芯润湿性不高，加之热负载加载于E2，因而导致E2的迅速烧干，该实验现象证明了MeLHP 中各补偿器处于分配不均的单一补偿器工作状态。

2.3 MeLHP多蒸发器共同加热

图8为维持总功率15W不变，向各个蒸发器进行不同分配方式的性能测试。降温至指定温区后，调节加热状态为E1、E2、E3 为0W+5W+10W 的分配方式，可以看出减少冷凝器远端蒸发器的功率，增大冷凝器近端蒸发器的功率后，气体管线温度骤升，说明此举增加了气体管路内饱和蒸汽量，使管线测点处于过热蒸汽区域，同时可以看到三个蒸发器温度曲线有一定下降，相较15W 对三个蒸发器平均分配的情形，平均传热温差减少；随后，调节加热状态为E1、E2、E3 为10W+5W+0W 的分配方式后，加热功率分配偏向E1，可以发现，此时气体管线测点温度骤降，同时E1、E2 的温度曲线同时上升，而E3 温度曲线没有随加热功率分配方式的改变而改变，维持了原有趋势，此时MeLHP 的平均传热温差为18.9K，E1、E2较平均分配的情形温差均变大。继续改变将全部15W 施加给E2，可以看到，E1、E3维持了原有状态，E2由于功率增大迅速烧干失效。

图8 MeLHP定总加热功率15W运行曲线（充液率0.6）

随后继续加大功率，对不同的加热功率以及不同的分配方式进行探究，进行若干组实验，将多个蒸发器共同加热实验工况的稳态数据进行比较，如表5所示。

同样，由三个蒸发器测点温度情况可判断三个蒸发器的流阻情况。三蒸发器同时加热5W 稳定时，温度大小为E3＜E1＜E2，说明在相同功率条件下，蒸汽过热度有E3＜E1＜E2，即流量分配有E3＞E1＞E2，可得出流阻大小关系有R2＞R1＞R3，同样满足1.2节中总流阻的计算结果。

表5 MeLHP不同加热功率分配方式的稳态运行特性（充液率0.6）

从表5 中可以看出，在相同总加热功率情形下，对流阻较小的蒸发器分配较多功率份额对整体回路热管的传热有益，而对大流阻蒸发器提供高的功率分配会降低回路热管传热性能。可得出结论，MeLHP 中热分享具有方向性：流阻的蒸发器对高流阻的蒸发器的热分享为有利分享，此时低流阻回路等效分配热负荷较高，而回流至低流阻回路过冷液体的流量往往较高，因而在一定的总负荷下更有利于MeLHP 的运行；相反，若高流阻回路分配较多热负荷，由于热分享只能将少部分热量分享至其他回路，相对高的加热功率容易导致过冷液体回流流量较少的高流阻回路失效，某一回路的失效也代表MeLHP的失效。

实验在较优的加热功率分配方式下得到该MeLHP 的总传热极限为25W，远小于单蒸发器回路热管50W 的传热极限，这与单蒸发器E2 加热条件下易失效原因一致。MeLHP 的失效总是出现在流阻最高的E2 回路，表现为单一回路失效。在热负荷由低到高变化过程中，高流阻回路蒸发器单独“过早”烧干，这同样验证了补偿器的工作方式应为单一补偿器工作。

2.4 变充液率实验过程

由上文所述，为了验证同充液率条件下MeLHP性能与单蒸发器回路热管性能的差异，在单一补偿器工作模式下，在工作补偿器充液率为0.6 的条件下重新计算，此时MeLHP等效充液率约为0.7。对MeLHP 在0.7 充液率条件下重新充装后再次实验，实验方法同0.6 充液率条件下相同。首先在定总加热功率15W 的条件下，对各种可能功率分配的情形进行了实验，根据上文实验中的结论，将各工况按加热功率分配先后偏重E3、E1、E2的顺序（即回路流阻增大的顺序）排列，性能测试结果如表6所示。

可以看出，在加热功率由偏重低流阻回路到偏重高流阻回路的过程中，MeLHP 的平均温差是逐步增加的，即表示加热功率一定的情况下，功率分配越靠向高流阻回路，该MeLHP 的性能越差。同时整体趋势可以看出，功率分配越靠向高流阻回路，蒸发器间的最大温差整体也呈上升趋势，说明各蒸发器间的均温性变差。这些现象都验证了在非对称分布的MeLHP中的热分享特性存在方向性。

流阻大小按E3、E1、E2逐步增大，与MeLHP的非对称分布相关，管路布置使各个支路的沿程损失和局部损失有差异。对冷凝器冷凝液的回流过程可进行水头损失分析。从冷凝器流出的过冷液体经过两个分流三通进行分流。对分流三通而言，旁支管的局部损失高于直通管的局部损失，因而直通管路分流流量大于旁支管流量，这样经历两次分流后，冷凝回流液受局部损失影响形成的流量分配为E1＞E3＞E2。而三个蒸发器相对冷凝器空间位置由远到近依次为E1、E2、E3，这样回流过程中的沿程损失大小为E1＞E2＞E3。这样在两者共同作用下，实验得出流阻大小关系R2＞R1＞R3是合理的，这也与计算结果相匹配。

表6 15W总功率不同分配方式的稳态运行特性（充液率0.7）

为了直观描述改变充液率后对热管性能的影响，将MeLHP总加热功率15W不同分配方式的各工况在不同充液率下进行对比，并与单蒸发器回路热管处于0.6充液率条件下加热5W相比较，如图9所示。

图9 两种充液率条件下MeLHP传热性能与蒸发器均温性对比

针对所有15W 总加热功率分配于各蒸发器的情形，分别在充液率在0.6和0.7情形下进行平均温差和蒸发器间均温性的对比，如图9 所示可以看到，横坐标从左往右为加热功率分配由E3 偏向E1，然后逐步偏向E2 的过程。可以看到就传热温差而言，充液率0.6工况下MeLHP的冷热端平均温差相对较低，但处于加热分配偏向高流阻E2 工况时失效；而0.7 充液率条件下在温差逐步增大的趋势下能满足不同分配方式均能正常运行的要求，并且同单蒸发器回路热管加热5W 的数据相比，0.7充液率下的温差更加接近单回路热管充液率为0.6的情况。从MeLHP 各蒸发器对单蒸发器回路中特定充液率条件复现的角度看，充液率0.7 更符合设计要求，可以保证MeLHP 中各蒸发器的充液情况满足单蒸发器回路最优充液率经验值的大小。而从各蒸发器的均温性上也可以看出，蒸发器间最大温差在加热偏向E3、E1 时二者相当，偏向E2 后0.7充液率条件下略有增长，而0.6 充液率条件下均温性骤然变差，甚至造成E2 单独失效，这与低充液率下高流阻回路补偿器液位不足有关。

随后对0.7充液率下的MeLHP进行总功率高于15W 的实验验证，寻求该充液率条件下MeLHP 的传热极限，各工况及对应稳态数据如表7所示。

表7 高加热功率下不同分配方式的稳态运行特性（充液率0.7）

可以看到，0.7充液率条件下MeLHP的传热极限为50W，在加热到50W 时温差变大。在管路并联的气耦合方式下，各个蒸发器支路的两端由于相互连通，气侧和液侧的热力状态会保持一致，因而在面临不同加热功率以及自身结构、管路长短不同的工况下，各蒸发器回路会自发地互相调整，保证两侧具有相同的边界条件。因而实际工作时，在与单蒸发器对应的相同总加热功率下，MeLHP 的气液管线耦合点大致对应单蒸发器回路热管气液管线的状态，此时对MeLHP 的每个支路而言，既要完成该热力状态下热端对冷端冷凝器的流动换热过程，又要兼顾对其他支路蒸发器的流动换热过程，即会受到热端不同蒸发器间热分享的作用以及液体管线出口过冷液回流流量分配的影响，因而相对同功率的单蒸发器回路热管换热性能较差。在单一补偿器工作方式下，补偿器工作的回路流阻最高，在受热分享的同时相比单回路热管冷凝器回流明显不足，导致相变换热量不足，单个蒸发器失效意味着整个回路热管的失效，因而MeLHP 较单蒸发器回路热管更易失效。

MeLHP 传热极限实验值50W 符合实验预期，与0.6 充液率单蒸发器回路热管的传热极限一致，并联管路的分流、汇流作用影响了单管传热性能，因而在传热极限处温差较大。实验结果验证了0.7充液率条件的MeLHP 更符合以单蒸发器回路热管为标准下的预期，进一步验证了MeLHP 处于单一补偿器工作模式。同时，通过比较可发现，分配各回路的加热功率在一定比例范围内（如10W+5W+35W 分配方式），各回路由于加热功率的有效热分享，流量分配受加热功率差异影响不大，MeLHP的补偿器主要受结构影响下的被动控制决定补偿器工作回路；而分配功率相差较大时（如0W+0W+60W）也会出现高功率回路失效的现象，此时失效回路为补偿器工作回路，说明此时加热功率分配的主动控制对控制补偿器运行起主要作用。

3 结论

（1）MeLHP 由于各蒸发器间气液管线气耦合作用，在启动运行过程中存在热分享特性。未加热的蒸发器或低负载的蒸发器受高负载蒸发器热量的分享，且未失效状态下蒸发器之间的温差很小，蒸发器间具有良好的均温特性。

（2）非对称结构多蒸发器回路热管的热分享具有方向性，若加热功率分配方式为高流阻支路向低流阻支路热分享，则此时热分享为不利分享，易造成高流阻支路单独失效的情况，尤其在高功率条件下。反之，若加热功率分配方式为低流阻向高流阻支路热分享，则此时为有利分享，高流阻支路能够承担部分负载而维持正常工作。换言之，非对称结构下的多蒸发器回路热管的热量分配对低流阻支路比例高时更有利于热管的正常工作。

（3）MeLHP 的总传热极限接近单回路的回路热管传热极限，通过向低流阻回路分配更多加热功率可达到该传热极限值。不同于单蒸发器回路热管，MeLHP 运行时不仅发生蒸发器冷凝器两端的传热传质现象，还存在蒸发器与蒸发器间的传热传质现象，因而每个支路的蒸发器性能会受到影响，尤其对于流阻高的补偿器工作回路，由于过冷液回流流量有限而传热极限很低，容易导致MeLHP烧干。

（4）实验验证了多蒸发器回路热管工作时只有单一回路补偿器工作的工作方式。MeLHP 失效方式为单一蒸发器首先失效，非对称结构下表现为流阻最大的回路容易烧干失效。通过单一回路补偿器工作模式下计算，将等效充液率增加至0.7，可明显解决高流阻回路蒸发器的失效问题。

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