陳陶菲，徐德好，柯 攀

(1. 南京電子技術(shù)研究所， 江蘇 南京 210039； 2. 東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院, 江蘇 南京 210096)

往復(fù)式機(jī)械泵輔助兩相流冷卻系統(tǒng)試驗(yàn)研究*

陳陶菲1，徐德好1，柯 攀2

(1. 南京電子技術(shù)研究所， 江蘇 南京 210039； 2. 東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院, 江蘇 南京 210096)

文中介紹了一種機(jī)械泵輔助兩相流系統(tǒng)(Mechanically Pumped Cooling Loop, MPCL),為使MPCL系統(tǒng)更加穩(wěn)定可靠，研制了一種往復(fù)式兩相流冷卻系統(tǒng)，并對(duì)系統(tǒng)不同充液率、啟動(dòng)時(shí)間和運(yùn)行性能進(jìn)行了研究，獲取了最佳充灌率。研究發(fā)現(xiàn)，不均勻熱源和驅(qū)動(dòng)力不足將降低系統(tǒng)的性能。試驗(yàn)方案從改善熱源和提高機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)能力2方面予以了改進(jìn)。熱源改善后，啟動(dòng)時(shí)間縮短，運(yùn)行性能得到提升。在熱源改善的基礎(chǔ)上，提高機(jī)械泵的驅(qū)動(dòng)能力，可使系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)溫度降低，溫度波動(dòng)變小。系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)可加大熱載荷，在熱載荷變化時(shí)，系統(tǒng)不會(huì)產(chǎn)生溫度脈沖?？傊到y(tǒng)的熱性能得到大大改善。試驗(yàn)表明，MPCL系統(tǒng)啟動(dòng)平穩(wěn)，運(yùn)行安全可靠。系統(tǒng)等效導(dǎo)熱系數(shù)提高，溫度一致性也較好。該系統(tǒng)試驗(yàn)研究結(jié)果可作為后續(xù)研究的基礎(chǔ)。

往復(fù)式機(jī)械泵輔助兩相流系統(tǒng)；溫度一致性；熱導(dǎo)性能

引 言

隨著電子技術(shù)的發(fā)展，電子設(shè)備的組裝密度和單器件的熱流密度越來越高，熱控設(shè)計(jì)難度越來越大。傳統(tǒng)的單相流冷卻已無法滿足后續(xù)電子設(shè)備發(fā)展的需求，為此產(chǎn)生了大量相變冷卻方式。

兩相流冷卻技術(shù)的主要特點(diǎn)是熱傳輸阻力小，均溫性好。兩相流冷卻的主要形式包括傳統(tǒng)的熱管及其衍生產(chǎn)品CPL、LHP、Vapor Chamber和PHP。文獻(xiàn)[1]和[2]研究了噴射泵驅(qū)動(dòng)的兩相流冷卻系統(tǒng)；文獻(xiàn)[3]成功地通過機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)的單相流散熱系統(tǒng)HRS完成了火星探測(cè)器上的熱管理；文獻(xiàn)[4]和[5]研究了混合的兩相回路冷卻系統(tǒng)HTPL；文獻(xiàn)[6]和[8]研究了AMS-02的熱控系統(tǒng)(Tracker Thermal Control System, TTCS)，這種TTCS系統(tǒng)是唯一一個(gè)用在航天飛行器上的機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)的兩相流冷卻系統(tǒng)，為防止兩相流循環(huán)系統(tǒng)內(nèi)驅(qū)動(dòng)泵發(fā)生汽蝕現(xiàn)象，應(yīng)在泵的入口處對(duì)工質(zhì)進(jìn)行液化處理或控制儲(chǔ)液罐溫度以保證工質(zhì)處于液態(tài)。如果工質(zhì)液化不徹底，系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性就會(huì)受到影響。

為解決此類問題，本文研制了一種往復(fù)式兩相流冷卻系統(tǒng)，以保證機(jī)械泵輔助兩相流系統(tǒng)更加穩(wěn)定可靠。

1 往復(fù)式兩相流冷卻系統(tǒng)原理

往復(fù)式兩相流冷卻系統(tǒng)主要包括冷凝段A、冷凝段B、蒸發(fā)段、往復(fù)驅(qū)動(dòng)泵及驅(qū)動(dòng)擋板，其原理見圖1。

圖1 兩相MPCL試驗(yàn)系統(tǒng)原理圖

1.1 運(yùn)行方式

蒸發(fā)段位于2個(gè)冷凝段中間，由往復(fù)驅(qū)動(dòng)泵驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)內(nèi)工質(zhì)在蒸發(fā)段和2個(gè)冷凝段之間作往復(fù)運(yùn)動(dòng)，利用工質(zhì)的相變實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)冷卻。

1.2 主要特點(diǎn)

該往復(fù)式兩相流冷卻系統(tǒng)通過兩相工質(zhì)在系統(tǒng)內(nèi)作往復(fù)運(yùn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)熱量傳遞，兩相工質(zhì)與驅(qū)動(dòng)器件無接觸，永遠(yuǎn)不會(huì)發(fā)生汽蝕現(xiàn)象，從而保證了系統(tǒng)的快速啟動(dòng)，可靠性高。

2 試驗(yàn)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

依據(jù)上述原理搭建了試驗(yàn)系統(tǒng)，系統(tǒng)模型如圖2所示。下面對(duì)試驗(yàn)平臺(tái)各主要部分進(jìn)行介紹，包括機(jī)械泵的組成和運(yùn)行控制、蒸發(fā)器和冷凝器的設(shè)計(jì)、工質(zhì)的選擇、溫度采集方案和熱電偶的布置。其中蒸發(fā)段即為需要控溫的器件，冷凝段可采用風(fēng)冷或水冷進(jìn)行二次冷卻。

圖2 兩相MPCL試驗(yàn)系統(tǒng)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

系統(tǒng)的啟動(dòng)過程大致為：整個(gè)系統(tǒng)運(yùn)行起來后，機(jī)械泵(即直線推桿和波紋管)驅(qū)動(dòng)管內(nèi)的工質(zhì)。工質(zhì)在蒸發(fā)段吸收熱量轉(zhuǎn)為氣態(tài)，之后依靠機(jī)械泵將冷凝A段液態(tài)工質(zhì)推進(jìn)到蒸發(fā)段，原蒸發(fā)段的氣體流到冷凝B段進(jìn)行冷凝液化，液化完成后由機(jī)械泵推到蒸發(fā)段進(jìn)行蒸發(fā)。工質(zhì)往復(fù)運(yùn)行，將蒸發(fā)段熱量帶走。

2.1 機(jī)械泵的組成和運(yùn)行控制

為了實(shí)現(xiàn)往復(fù)式運(yùn)動(dòng)，將直線推桿和波紋管組合成往復(fù)式機(jī)械泵。波紋管有2個(gè)，通過驅(qū)動(dòng)擋板隔開，直線推桿通過推動(dòng)驅(qū)動(dòng)擋板來實(shí)現(xiàn)兩邊波紋管的拉伸和壓縮。該組合方式可實(shí)現(xiàn)冷卻工質(zhì)與機(jī)械泵的完全隔離，保證機(jī)械泵運(yùn)行的可靠性。

機(jī)械泵的驅(qū)動(dòng)和往復(fù)控制主要由穩(wěn)壓穩(wěn)流電源和歐姆龍定時(shí)器完成?？赏ㄟ^電流控制，確定機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)的速度；可依據(jù)機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)的速度，確定正向和反向的運(yùn)動(dòng)時(shí)間，控制機(jī)械泵的往復(fù)運(yùn)動(dòng)。

2.2 管徑計(jì)算

根據(jù)脈動(dòng)熱管的相關(guān)理論[9]，在真空狀態(tài)下，管徑只有足夠小，在充液后，表面張力才能使氣塞和液塞共存。最大管徑的計(jì)算公式為

(1)

式中：σ為液體工質(zhì)的表面張力；ρ為液體工作介質(zhì)密度；g為重力加速度。

由式(1)可以得出：當(dāng)系統(tǒng)的最小管徑為8 mm(管路的最小內(nèi)徑為8 mm)、工質(zhì)為丙酮時(shí)，充液后，液態(tài)工質(zhì)在管內(nèi)是連續(xù)分布、汽液分層的。

2.3 蒸發(fā)器和冷凝器的設(shè)計(jì)

在本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中，蒸發(fā)器和冷凝器都采用冷板。蒸發(fā)器采用電阻模擬熱源，其示意圖如圖3所示。冷凝器有2個(gè)，通過同一個(gè)二次冷卻裝置進(jìn)行散熱，如圖4所示。

圖3 蒸發(fā)器示意圖

圖4 冷凝器示意圖

2.4 工質(zhì)的選擇

工質(zhì)是傳熱的載體，因此試驗(yàn)時(shí)選擇適當(dāng)?shù)墓べ|(zhì)尤為重要。工質(zhì)選擇一般會(huì)考慮工作溫度區(qū)間、傳熱特性、工質(zhì)與管材的相容性、安全性和經(jīng)濟(jì)性等。初步選擇丙酮作為試驗(yàn)的工質(zhì)。丙酮在常溫常壓(25℃，1個(gè)大氣壓)下的物理性質(zhì)見表1。

表1 丙酮在常溫常壓下的熱物理性質(zhì)

從表1可以看出，丙酮能夠較好地滿足試驗(yàn)的要求，所以本試驗(yàn)的工質(zhì)將采用丙酮。丙酮具有低毒性和良好的揮發(fā)性，因此接觸皮膚后應(yīng)該及時(shí)用水沖掉，保持試驗(yàn)室通風(fēng)。

2.5 溫度采集系統(tǒng)

溫度采集系統(tǒng)主要由銅-康銅 T型熱電偶、安捷倫數(shù)據(jù)采集儀和工控機(jī)組成，其原理如圖5所示。

圖5 MPCL系統(tǒng)的溫度采集方案

測(cè)點(diǎn)的分布如圖6所示。其中測(cè)點(diǎn)1和4對(duì)稱布置在冷凝器入口(也是出口)處，用來采集從波紋管出來的工質(zhì)溫度。可以通過觀察這2處的溫度來分析冷凝器的冷卻能力。測(cè)點(diǎn)5和2布置在蒸發(fā)器的入口(也是出口)處，主要用來監(jiān)測(cè)工質(zhì)進(jìn)入和流出蒸發(fā)器的溫度。測(cè)點(diǎn)6、7和8布置在蒸發(fā)器上，用來采集蒸發(fā)器的溫度，通過與測(cè)點(diǎn)2和5處的溫度差值來計(jì)算蒸發(fā)器的當(dāng)量換熱系數(shù)。測(cè)點(diǎn)3布置在冷凝器1上，其位置和測(cè)點(diǎn)1相對(duì)。測(cè)點(diǎn)3處的溫度采集比較重要，通過和測(cè)點(diǎn)2處的溫度比較，來分析管路中工質(zhì)的流動(dòng)情況。

圖6 測(cè)點(diǎn)的分布

3 試驗(yàn)基本步驟

在試驗(yàn)臺(tái)搭建完成后，進(jìn)行試驗(yàn)的準(zhǔn)備工作，包括檢漏、抽真空和充液(指充灌一定比例的工質(zhì))。

在順時(shí)針循環(huán)中，機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)工質(zhì)順時(shí)針流動(dòng)時(shí)，工質(zhì)經(jīng)過冷凝器A到達(dá)蒸發(fā)器，在蒸發(fā)器端熱量通過兩相傳熱被帶走，在蒸發(fā)器的出口處，會(huì)有一定比例(比例大小根據(jù)熱負(fù)載不同而有所不同)的氣態(tài)工質(zhì)在經(jīng)過冷凝器B時(shí)被冷凝成液態(tài)釋放出熱量。當(dāng)機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)工質(zhì)逆時(shí)針循環(huán)時(shí)，冷卻過程和順時(shí)針類似。這樣循環(huán)往復(fù)，不斷地通過工質(zhì)將蒸發(fā)器的熱量傳遞到冷凝器處排散出去。

試驗(yàn)進(jìn)行了多組比較，包括不同充灌率、不同發(fā)熱功率和不同循環(huán)周期，溫度采集系統(tǒng)記錄了各狀態(tài)下的溫度曲線變化。

4 試驗(yàn)結(jié)果討論

4.1 不同充灌率下的啟動(dòng)

由機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)的兩相流系統(tǒng)不存在CPL和LHP啟動(dòng)失敗的問題，但是仍然存在著一個(gè)循序漸進(jìn)的啟動(dòng)過程。因此，其啟動(dòng)的基本特點(diǎn)(如穩(wěn)定性、啟動(dòng)時(shí)間和啟動(dòng)條件)值得深入研究。

圖7～圖11是在不同充灌量(充灌量分別為140 ml、180 ml、200 ml、220 ml和260 ml，對(duì)應(yīng)的充灌率分別為43%、55%、61%、67%和79%)情況下的啟動(dòng)情況，初始熱負(fù)載是100 W，推桿周期是6 s。測(cè)點(diǎn)3測(cè)試的是冷凝器入口的溫度，溫度曲線上下波動(dòng)，表示推桿推動(dòng)管內(nèi)的工質(zhì)來回運(yùn)動(dòng)，溫度波動(dòng)的周期和推桿運(yùn)動(dòng)周期保持一致。測(cè)點(diǎn)7和測(cè)點(diǎn)6測(cè)試的是蒸發(fā)器的溫度，兩者對(duì)稱布置，當(dāng)曲線趨于水平時(shí)，說明系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)。測(cè)點(diǎn)8測(cè)試的是蒸發(fā)器上加熱片的溫度，所以溫度最高。

圖7 灌液140 ml時(shí)的啟動(dòng)曲線

圖8 灌液180 ml時(shí)的啟動(dòng)曲線

圖9 灌液200 ml時(shí)的啟動(dòng)曲線

圖10 灌液220 ml時(shí)的啟動(dòng)曲線

圖11 灌液260 ml時(shí)的啟動(dòng)曲線

MPCL系統(tǒng)啟動(dòng)的主要性能指標(biāo)有溫度脈動(dòng)、啟動(dòng)時(shí)間、往復(fù)周期和穩(wěn)態(tài)溫度。從圖7～圖11的曲線可以看出，以測(cè)點(diǎn)8的溫度為準(zhǔn)，充灌量為140 ml和260 ml時(shí)，啟動(dòng)時(shí)蒸發(fā)器上的溫度脈動(dòng)較大。若充灌率過大，機(jī)械泵推動(dòng)的流體慣性就大，直線推桿換向時(shí)流體和波紋管擋板沖擊會(huì)引起系統(tǒng)內(nèi)流體的強(qiáng)烈波動(dòng)。若充灌率過小，流體的影響就小，熱流影響就會(huì)相對(duì)增大，熱流的影響會(huì)使蒸發(fā)器溫度升高，當(dāng)達(dá)到一定溫度后，工質(zhì)相變率增加，蒸發(fā)器溫度就會(huì)下降。所以充灌率過小和過大都會(huì)導(dǎo)致強(qiáng)烈的溫度脈動(dòng)，從而使啟動(dòng)過程不穩(wěn)定。

將充灌體積和啟動(dòng)時(shí)間的關(guān)系描繪成如圖12所示的曲線，可以看出在200 ml的充灌體積時(shí)，充液率約為61%，啟動(dòng)時(shí)間是最短的。系統(tǒng)的啟動(dòng)是熱流擾動(dòng)和機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)綜合作用的結(jié)果。當(dāng)充灌體積大時(shí)，機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)作用強(qiáng)，但是熱流擾動(dòng)作用弱；當(dāng)充灌體積小時(shí)，機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)作用弱，但是熱流擾動(dòng)作用強(qiáng)。對(duì)于本試驗(yàn)系統(tǒng)，在充灌率為61%時(shí)，機(jī)械泵和熱流的綜合擾動(dòng)作用是最大的。

圖12 充灌體積與啟動(dòng)時(shí)間關(guān)系

在成功啟動(dòng)后，系統(tǒng)進(jìn)入了初始穩(wěn)態(tài)。在不同的充灌體積下，系統(tǒng)的初始穩(wěn)態(tài)溫度有所不同，這里的穩(wěn)態(tài)溫度指的是蒸發(fā)器(測(cè)點(diǎn)7)的溫度。圖13反映了初始穩(wěn)態(tài)溫度和充灌體積的關(guān)系。在充灌量為140～220 ml時(shí)穩(wěn)態(tài)溫度相差不大。

圖13 充灌體積和初始穩(wěn)態(tài)溫度的關(guān)系

在充灌量過大或者過小的情況下，穩(wěn)態(tài)溫度會(huì)明顯升高。這是因?yàn)槌涔嗦市r(shí)，工質(zhì)體積小，工質(zhì)汽液比大，超出飽和溫度，導(dǎo)致系統(tǒng)過熱而被燒干；充灌率大時(shí)，工質(zhì)多，汽液比小，液體無法汽化，僅為單相液體傳熱，換熱系數(shù)大大降低，也導(dǎo)致工質(zhì)溫度升高。

在綜合考慮啟動(dòng)過程的溫度脈動(dòng)、啟動(dòng)時(shí)間和初始穩(wěn)態(tài)溫度的情況下，在本試驗(yàn)方案中，充灌率為61%(充灌量為200 ml)時(shí)啟動(dòng)性能是最優(yōu)的。

4.2 穩(wěn)定運(yùn)行特性分析

在任何一個(gè)冷卻系統(tǒng)中，熱負(fù)載都是變化的，因此冷卻系統(tǒng)對(duì)于熱負(fù)載的適應(yīng)能力是很重要的。適應(yīng)能力的評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)是當(dāng)平衡破壞后再次達(dá)到平衡的過渡時(shí)間和整個(gè)轉(zhuǎn)變過程的穩(wěn)定性。

圖14為充灌量為200 ml時(shí)，在系統(tǒng)達(dá)到平衡后，每次增加功率50 W時(shí)溫度的變化曲線。放大圖形顯示可以看出，圖上過渡時(shí)間約為20～30個(gè)采樣點(diǎn)(每2 s采集1次數(shù)據(jù)，實(shí)踐中就是40～60 s，為便于后面對(duì)試驗(yàn)進(jìn)行描述，均使用采樣點(diǎn)數(shù)據(jù)作為時(shí)間)。在這個(gè)變化過程中，溫度是穩(wěn)定上升的，沒有出現(xiàn)溫度脈沖現(xiàn)象。其原因是在目前的工作狀態(tài)下，蒸發(fā)器內(nèi)既有液態(tài)的工質(zhì)(且這些液態(tài)工質(zhì)處于過冷態(tài))，也有氣態(tài)的工質(zhì)，由于液態(tài)工質(zhì)的熱慣性相對(duì)較大，過冷態(tài)的工質(zhì)需要吸收一定熱量才能達(dá)到飽和態(tài)，所以不可能出現(xiàn)溫度脈沖。溫度脈沖對(duì)電子設(shè)備有很大的潛在危害，甚至能直接燒壞電路芯片，但是在汽液混合的兩相流系統(tǒng)內(nèi)，不會(huì)出現(xiàn)這樣的情況。由于蒸發(fā)器內(nèi)存在相變冷卻，在短時(shí)間內(nèi)汽化潛熱會(huì)吸收很大部分熱量，因此增加的熱量會(huì)在短時(shí)間內(nèi)被帶走，達(dá)到一種新的平衡。

圖14 200 ml熱負(fù)載變化的溫度曲線

在120 s處加負(fù)載100 W時(shí)，蒸發(fā)器溫度穩(wěn)步上升。在430 s處增加負(fù)載50 W時(shí)，測(cè)點(diǎn)8的溫度上升較大，而測(cè)點(diǎn)6和7的溫度變化不大。在570 s處再次增加負(fù)載50W時(shí)，平衡后，測(cè)點(diǎn)8的溫度已經(jīng)超過90 ℃。加熱片的安全溫度不超過100 ℃，為了安全起見，沒有繼續(xù)加負(fù)載。650 s后曲線升起后又突降，其原因是繼續(xù)增加負(fù)載后，發(fā)現(xiàn)溫度超過了安全值，立即采取了關(guān)電措施。測(cè)點(diǎn)8是貼在加熱片上的，每次增加負(fù)載后，測(cè)點(diǎn)8的溫度響應(yīng)快，溫度上升大。由于蒸發(fā)器具有熱慣性，因此測(cè)點(diǎn)6和7的溫度曲線變化平緩。在整個(gè)過程中，測(cè)點(diǎn)3的曲線波動(dòng)越來越大，說明系統(tǒng)內(nèi)的工質(zhì)擺動(dòng)起來，發(fā)生了強(qiáng)烈的兩相變化。

MPCL系統(tǒng)的最大熱負(fù)載為200 W，最大熱流密度為9.26 W/cm2，溫度脈動(dòng)大，系統(tǒng)的傳熱效果較差，有待改進(jìn)。傳熱效果差的原因主要在于熱源的損壞和布置不合理以及機(jī)械泵的驅(qū)動(dòng)能力不足。

4.2.1 熱源的損壞和布置不合理

由于加熱片不能承受超過100 ℃的溫度，因而在試驗(yàn)中不斷被燒壞，致使蒸發(fā)器受熱不均。同時(shí)，在試驗(yàn)時(shí)，加熱片是貼在蒸發(fā)器的上表面的，而系統(tǒng)充液后，液態(tài)丙酮會(huì)在蒸發(fā)器內(nèi)部的下表面，熱量需傳導(dǎo)至下表面才能加熱液態(tài)丙酮，因而實(shí)際的熱流密度會(huì)更低。由測(cè)試可知，上下兩表面的溫差為10 ℃左右。顯然，讓熱源緊貼在蒸發(fā)器的底部，傳熱效果會(huì)更好。

4.2.2 機(jī)械泵的驅(qū)動(dòng)能力不足

機(jī)械泵的驅(qū)動(dòng)能力可以通過波紋管推動(dòng)的相對(duì)體積來表示。系統(tǒng)的總體積為328 ml，波紋管的總體積約為57 ml，在實(shí)際運(yùn)行時(shí)，一邊壓縮，另一邊伸長(zhǎng)，估算波紋管的伸縮率為60%，則波紋管推動(dòng)的體積僅為34.2 ml，可以計(jì)算出波紋管的相對(duì)驅(qū)動(dòng)能力為10.4%。所以在有熱負(fù)載時(shí)，蒸發(fā)器內(nèi)蒸汽和高溫液體不能被完全置換出來，這部分高溫液體會(huì)在蒸發(fā)器內(nèi)隨著機(jī)械泵的來回驅(qū)動(dòng)循環(huán)加熱蒸發(fā)器。因此在熱負(fù)載達(dá)到一定程度時(shí)，傳熱效果迅速惡化，溫度偏離平衡，出現(xiàn)了過高溫度。

5 結(jié)束語

本文設(shè)計(jì)了一種新型往復(fù)式機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)兩相流系統(tǒng)，并通過分析系統(tǒng)在不同充灌率下的啟動(dòng)和運(yùn)行性能，確定了影響系統(tǒng)冷卻性能的因素。從試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出，系統(tǒng)的啟動(dòng)受充灌量、機(jī)械泵的驅(qū)動(dòng)能力和熱負(fù)載的影響。在其他條件不變的情況下，充灌量為200 ml(充灌率為61%)時(shí)，啟動(dòng)溫度脈動(dòng)小，時(shí)間最短，穩(wěn)態(tài)溫度較低。在不同的充灌率下，系統(tǒng)的最大熱負(fù)載為200 W，最大熱流密度為9.26 W/cm2，溫度波動(dòng)大，傳熱效果較差。其原因是機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)能力不足，熱源運(yùn)行不穩(wěn)定且布置不合理。因此該試驗(yàn)方案需要從改善熱源和提高機(jī)械泵驅(qū)動(dòng)能力2方面進(jìn)行改進(jìn)。

該技術(shù)的主要優(yōu)勢(shì)在于：系統(tǒng)簡(jiǎn)單，體積小，重量輕，可靠性高；環(huán)境適應(yīng)性好，可以在機(jī)載振動(dòng)、沖擊下應(yīng)用；能耗低，比普通液冷裝置低一個(gè)數(shù)量級(jí)；是一種極具潛力的傳熱方式，在星載和機(jī)載電子設(shè)備熱設(shè)計(jì)領(lǐng)域有廣闊的應(yīng)用前景。

[1] FURUKAWA M N T J. Static/dynamic analysis for pumped two-phase fluid loop control[C]// The 32nd Thermophysics Conference, Tokyo, Japan: 1997.

[2] YURI V F, VICTOR V B. Two-phase cooling system with a jet pump for spacecraft[J]. Journal of Thermophysics and Heat Transfer, 1994, 9(2): 285-291.

[3] BIRUR G C, BHANDARI P. Mars pathfinder active heat rejection system: successful flight demonstration of a mechanically pumped cooling loop[J]. SAE Transactions, 1998(7): 692-696.

[4] PARK C, VALLURY A. Advanced hybrid cooling loop technology for high performance thermal management[C]// The 4th International Energy Conversion Engineering Conference, AIAA-2006-4059, 2006.

[5] PARK C, VALLURY A, ZUO J, et al. Electronics thermal management using advanced hybrid two-phase loop technology[C]// 2007 ASME-JSME Thermal Engineering Summer Heat Transfer Conference, Vancouver, Canada: 2007.

[6] DELIL A A M, PAUW A, WOERING A A. AMS-2 tracker thermal control system: design and thermal modeling of the mechanically pumped two-phase CO2loop[C]// The 41st AIAA Aerospace Sciences Meeting & Exhibit, Reno, USA : 2003.

[7] VERLAAT B, ROOKHUIZEN H B. Feasibility demonstration of a mechanically pumped two-phase CO2cooling loop for the AMS-2 tracker experiment[J]. Space Technology & Applications National Forum-staif, 2002, 608 (1): 57-64.

[8] DELIL A. Research issues on two-phase loops for space applications[C]// Proceedings of ISAS Symposium on Space Flight Mechanics, Sagamihara, Japan: 2000.

[9] 馬永錫, 張紅, 莊駿. 振蕩熱管:一種新型獨(dú)特的傳熱元件[J]. 化工進(jìn)展, 2004(9): 1008-1013.

陳陶菲(1977-), 女, 高級(jí)工程師, 主要從事雷達(dá)結(jié)構(gòu)總體研究工作。

Experiment of Reciprocating Mechanically Pumped Cooling Loop

CHEN Tao-fei1，XU De-hao1，KE Pan2

(1.NanjingResearchInstituteofElectronicsTechnology,Nanjing210039,China；2.SchoolofEnergyandEnvironment,SoutheastUniversity,Nanjing210096,China)

A completely new MPCL(Mechanically Pumped Cooling Loop) system is introduced in this paper and the experimental platform is set up to make MPCL operate more stably and reliably. In the preliminary experiment, when the system is filled with different filling rates, the start-up time and operation performances are studied. The optimal filling rate is obtained. Meanwhile it is concluded that uneven heat source and insufficient drive capability of the pump lead to the poor performance of the system. So the experimental scheme is optimized from these two aspects. The start-up time is shortened and the operation performance of the system is improved after the heat source is optimized. Based on the optimized heat source, the drive capability of mechanical pump is improved. The system has shorter start-up time, lower steady-state temperature and smaller temperature fluctuation. The system can have larger heat load when it operates and has no temperature pulse when the heat load changes. In a word, the heat transfer capability of the system is improved greatly. According to the experiment, the MPCL system can start up smoothly and operate safely. The equivalent heat transfer coefficient of the system gets very large and temperature uniformity of the system is very good. The experimental result has laid foundation for further study.

reciprocating mechanically pumped cooling loop; temperature uniformity; heat transfer capability

2016-02-25

TK124

A

1008-5300(2016)02-0004-06