Тепловые трубы. - Дан П.Д., Рей Д.А.

Автор: Дан П.Д. Рей Д.А.

Теги: транспортирование, распределение и хранение жидкостей и газов установки, оборудование и аппаратура теплопроводность теплопередача теплоэнергетика теплотехника тепловые трубы

Год: 1979

Похожие

Теплофикация и тепловые сети

Промышленные тепловые электростанции. Второе издание, переработанное

Тепловая защита

Таблицы для гидравлического расчета водопроводных труб. Справочное пособие

Текст

П. Д. ДАН, Д. А. РЕЙ
ГЕПЛОВЫЕ
ТРУБЫ
Перевод с английского
Ю. А. ЗЕЙГАРНИКА
МОСКВА • ЭНЕРГИЯ 1979
ббК 31.31
Д 17
УДК 621.643.2:536.24
Heat Pipes
Р. D. DUNN, D. A. PEAY
Pergamon Press, Oxford, New York, Toronto, Sydney, Paris,
Braunschweig, 1976.
Дан П. Д., Рей Д. A.
Д 17 Тепловые трубы: Пер. с англ.: — М.: Энергия,
1979 г. — 272 с., ил.
В пер.: 1 р. 20 к.
В книге изложена элементарная теория тепловых труб. Даны
методика конструктивного расчета тепловых труб и практические ре-
комендации по выбору рабочей жидкости фитильной структуры и
. корпуса тепловых труб. Подробно освещены вопросы технологии изго-
товления и испытаний тепловых труб. Рассмотрены различные типы
тепловых труб и способы их применения. Авторы — видные английские
специалисты в области конструирования тепловых труб.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников различ-
ных отраслей промышленности, специализирующихся в области при-
менения тепловых труб.
„ 30302—430 ББК 31.31
д----------- 17-79. 2303000000 п
051(01)-79 680646^ - 6П22
© Pergamon Press, 19'6
© Перевод на русский язык, предисловие, издательство «Энер-
гия», 1979 г. _____ ...
I им. н. А. Н€К»АССГ<А
□—□—□—о—
Предисловие к русскому изданию
История развития тепловых труб непродолжи-
тельна, она насчитывает практически чуть более
двух десятилетий. Однако столь малого срока ока-
залось вполне достаточно, чтобы тепловые трубы
как теплотехнические устройства завоевали общее
признание. Они применяются в космических иссле-
дованиях, в энергетике, в радиоэлектронике, дви-
гателестроении, металлургии, при строительстве
объектов в районахвечной мерзлоты. Указанный пе-
речень легко может быть расширен, и все же есть все
основания утверждать, что настоящее применение
тепловых труб в технике, науке и быту еще только
начинается.
За истекшие годы проведены широкие исследо-
вания характеристик тепловых труб, развита тео-
рия этих устройств, разработаны методы их расче-
та, выполнен большой объем работ технологическо-
го плана, ставивших своей целью определение
наиболее подходящих рабочих жидкостей, а также
материалов фитилей и корпуса тепловых труб в
различных диапазонах рабочих параметров с уче-
том их совместимости в течение достаточно дли-
тельного срока службы. Были проведены ресурсные
испытания труб в модельных и натурных условиях.
Существенные успехи были достигнуты в области
технологии изготовления тепловых труб. Одновре-
менно совершенствовалась конструкция тепловой
трубы, создавались новые типы труб. Это нашло
свое отражение в постоянном росте числа публика-
ций. Естественно, что основная их доля приходится
на периодические издания, однако все большее чис-
ло авторов предпринимает попытки обобщить этот
постоянно обновляющийся материал. Несколько
книг было издано в последнее время и в нашей
стране. К ним относятся «Низкотемпературные теп-
з
ловые трубы для летательных аппаратов» под ред.
доктора техн, наук Г. И. Воронина (рзд-во «Маши-
ностроение») и «Низкотемпературные тепловые тру-
бы» под редакцией доктора техн, наук Л. Л. Ва-
сильева (изд-во «Наука и техника», Минск), вышед-
шие в 1976 г. В этих книгах дается краткое изло-
жение основ террин тепловых труб, методов их
расчета, а также рассмотрены вопросы применения
тепловых труб в космических и наземных исследо-
ваниях, при этом акцент сделан на низкотемпера-
турные тепловые трубы.
Совсем недавно Атомиздатом выпущена в свет
книга М. Н. Ивановского, В. П. Сорокина и
И. В. Ягодкина «Физические основы тепловых
труб», в которой дан обстоятельный анализ физи-
ческих процессов, протекающих в тепловых трубах
и определяющих характеристики этих устройств.
Предлагаемая читателю книга Дана и Рея так-
же содержит краткое, но вместе с тем достаточно
полное описание основ теории тепловых труб и
истории их развития, однако основной акцент в ней
сделан на технологические аспекты проблемы. Спе-
циальные главы книги посвящены анализу опыта
конструирования, изготовления и испытаний тепло-
вых труб разного типа, отличающихся как уровнем
рабочих температур, так и сферами приложений.
В них рассмотрены требования к материалам труб
и рабочим жидкостям, вопросы их совместимости,
технологии изготовления. Излагаются результаты
проведенных ресурсных испытаний. Эти разделы
книги представляют несомненную ценность для
научных работников и инженеров, занимающихся
практическим использованием тепловых труб, по-
скольку прямая связь между совершенством техно-
логии изготовления этих устройств и их рабочими
характеристиками и надежностью в настоящее вре-
мя достаточно очевидна.
Пожалуй, главным направлением развития теп-
ловых труб в настоящее время является создание и
совершенствование труб переменной проводимости
как устройств, обеспечивающих наиболее эффек-
тивное и тонкое регулирование температуры объек-
тов. Принципиально новые технические возможнос-
ти открывает способность тепловых труб выполнять
4
функции тепловых выключателей и тепловых дио-
дов. Поэтому вполне естественно, что тепловым
трубам этого .типа авторы-книги уделили специаль-
ное внимание.
Удачно подобранные и обстоятельно описанные
в книге примеры практического применения тепло-
вых труб в сочетании с достаточно полной библио-
графией по этому вопросу и перечнем основных
патентов служат не только хорошей иллюстрацией
возможностей этих устройств. Они, несомненно,
явятся отправной точкой для новых идей по приме-
нению тепловых труб и их конструктивному выпол-
нению.
В переводе текст книги сохранен полностью,
исключены лишь два приложения, в одном из кото-
рых описывается всем хорошо известное уравнение
Навье — Стокса, а в другом содержатся коэффици-
енты перевода из английской системы единиц
измерений в систему СИ.
Ю. Зейгарник
□—□—□ - D-d—О—й—□
Предисловие авторов
Опубликованная в 1964 г. Г. Гровером с соавторами
статья под названием «Устройство, обладающее очень
высокой теплопроводностью» положила начало все воз-
растающему интересу к проблеме тепловых труб. В на-
стоящее время по этой проблеме имеется весьма обшир-
ная литература. Общепризнано, что тепловые трубы
существенно увеличили возможности теплотехники.
В настоящей книге содержатся сведения, необходи-
мые для использования или проектирования тепловых
труб. В ней отражена история развития тепловых труб
и описываются сферы их приложения.
Для того чтобы обеспечить должное понимание про-
цессов, протекающих в тепловой трубе, в изложении
сделан упор на простые физические принципы, лежа-
щие в основе работы тепловой трубы. По мере необхо-
димости приводятся некоторые элементарные сведения
из физики для тех, кто недостаточно хорошо знаком
с данными вопросами.
В книгу включены описания конструкций труб, а
также технологии их изготовления. Необходимый кон-
структорам справочный материал достаточно широко
представлен в приложениях.
Книга будет полезна также и для тех, кто собира-
ется проводить научные исследования в данной области.
Авторы хотели бы выразить благодарность тем, кто
помогал им в подготовке материала настоящей книги.
Особо признательны они Пру Лич, сделавшей много
ценных предложений по оформлению книги.
□—□—□—□—□—□—□—□—□—□—□—□—□—□—□—□—□—a
Обозначения
А с — проходное сечение;
Aw —поперечное сечение фитиля;
Ср — удельная теплоемкость пара при постоянном давлении;
Cv — удельная теплоемкость пара при постоянном объеме;
D — диаметр сфер в уравнении Блейка — Козени;
Н — постоянная в уравнении Рамсея — Шилдса — Этвеша;
/=4,18 кДж/(кг-м)—механический эквивалент теплоты;
К — проницаемость фитиля;
L — энтальпия или скрытая теплота испарения;
Л4 — молекулярная масса;
М— число Маха;
М — критерий качества;
N — число канавок или каналов;
Nu — число Нуссельта;
Рг — число Прандтля;
Р — давление;
АР — разность давлений;
АРсмакс — максимальный капиллярный напор;
АР/^перепад давлений по жидкости;
АР„ — перепад давлений по пару;
АРг — гравитационная составляющая перепада давлений;
PpS — давление паров в месте стока теплоты (см. гл. 6);
Pva—давление паров в активной зоне (см. гл. 6);
Q — количество передаваемой теплоты;
R — радиус кривизны поверхности жидкости;
Rg — универсальная газовая постоянная неконденсирующейся
компоненты (см. гл. 6);
Ро = 8,3-103 Дж(К-кг-моль)—универсальная газовая по-
стоянная;
Re — число Рейнольдса;
Rr — радиальное число Рейнольдса;
Reb — число Рейнольдса для пузырьков;
R., — термическое сопротивление (см. гл. 6);
S — объемный расход в секунду,
Si,2, S — регулирующие параметры (см. гл. 6);
Т — абсолютная температура;
Тс — критическая температура;
Тс —температура пара;
ATS — перегрев;
Ts — температура стока (см. гл. 6);
Tw — температура греющей поверхности;
V — объем;
Vq — объем конденсатора;
7
Vя — объем газового аккумулирующего резервуара;
We — число Вебера;
а — ширина канавки;
а — радиус трубы;
b — постоянная в уравнении Хагена — Пуазейля;
с — скорость звука;
da — диаметр артерии;
dw — диаметр проволоки;
f — сила;
g — ускорение свободного падения;
gc — относительное ускорение;
h — высота капилляра, высота артерии, коэффициент тепло-
отдачи;
k — постоянная в уравнении (2-3);
k == 1,38-10~23 Дж/К— постоянная Больцмана;
kw, ks, ki — коэффициенты теплопроводности соответственно фнтнля,
твердой фазы, жидкой фазы;
1е — длина испарительного участка тепловой трубы;,
1а — длина адиабатного участка тепловой трубы;
1с — длина участка конденсации тепловой трубы;
let) — эффективная длина тепловой трубы;
т — масса;
mg — масса неконденснрующегося газа;
т — масса молекулы;
т — массовый расход;
п — число молекул в единице объема;
q—плотность теплового потока;
г — радиус;
г — радиальная координата;
ге — радиус зоны испарения:
г с — радиус зоны конденсации;
гн — гидравлический радиус;
г„ — радиус парового пространства;
rw — радиус фитиля;
tv— максимальный заброс нлн спад температуры (см. гл. 6);
tr — время восстановления;
и — радиальная скорость;
v — аксиальная скорость;
х, у, z — координаты;
₽=(1+^/^)/(1-^Дг);
, 5 — постоянная в формуле Сю — толщина теплового слоя;
в — объемная пористость, уравнение (2-4-2);
0 — краевой угол;
Ф — угол наклона тепловой трубы;
Фс — функция отношения сторон канала (см. рис. 3-6);
X — характерный размер поверхности раздела жидкость —
пар;
р, — динамический коэффициент вязкости;
pi — динамический коэффициент вязкости жидкости;
р„ — динамический коэффициент вязкости пара;
у — отношение удельных теплоемкостей;
ф — заброс или спад температур в тепловой трубе перемен-
ной проводимости (см. гл. 6);
р — плотность;
pi — плотность жидкости;
8
р„ — плотность Парй;
а = olv—расчетное значение поверхностного натяжений
при отсутствии неопределенности в условиях смачи-
. вания;
<Jsl — поверхностное натяжение на границе твердое тело —
жидкость;
Olv — поверхностное натяжение на границе жидкость — пар;
(Jsv — поверхностное натяжение на границе твердое тело —
Т — временные постоянные (см. гл. 6).
В—В—Q—d—D—d—D—о
Введение
Тепловая труба и термосифон. Тепловая труба пред-
ставляет собой устройство, обладающее очень высокой
теплопроводностью. Впервые идея тепловой трубы была
предложена Гоглером (В-1) в 1942 г. Но только в на-
чале 60-х годов, после того как Гровер независимо от
Гоглера вновь изобрел тепловую трубу [В-2, В-3], ее
замечательные свойства были по достоинству оценены,
и появились серьезные исследования и разработки.
Рис. В-1. Тепловая труба и тер-
мосифон.
а — термосифон: 1 — подвод теплоты,
2 — отвод теплоты, 3 — пар, 4 — кон-
денсат, 5 — жидкость; б—тепловая
труба: / — конденсат, 2 — фитиль, 3 —
подвод теплоты, 4 — пар, 5 — отвод
теплоты.
В некоторых отношениях тепловая труба аналогична
термосифону, и поэтому, прежде чем рассматривать
работу тепловой трубы, было бы полезно описать прин-
цип работы термосифона. Термосифон показан на
рис. В-1,а. В трубу помещается небольшое количество
воды, затем из трубы откачивается воздух и она плотно
закрывается. Нижний конец трубы нагревается, что вы-
зывает испарение жидкости и движение пара к холод-
ному концу трубы, где он конденсируется. Конденсат
под действием гравитационных сил возвращается к го-
рячему концу. Так как скрытая теплота парообразования
велика, то даже при очень малой разности температур
между концами термосифона он может передавать зна-
чительное количество теплоты. Таким образом, подоб-
ная конструкция имеет высокую эффективную тепло-
проводность. Термосифон работал в течение многих лет
10
с различными рабочими жидкостями. Одним из прин-
ципиальных недостатков термосифона является возврат
конденсата в зону испарения за счет гравитационных
сил, вследствие чего зона испарения должна находиться
ниже зоны конденсации.
Тепловая труба по конструкции аналогична термо-
сифону, но в тепловой трубе на внутренней стенке укреп-
лен фитиль, сделанный, например, из нескольких
слоев тонкой сетки, и конденсат возвращается в испа-
ритель под действием капиллярных сил (рис. В-1,б).
В тепловой трубе на расположение испарителя не на-
кладывается никаких ограничений, и она можег рабо-
Рис. В-2. Основные элементы тепловой трубы.
а — продольное сечение тепловой трубы: / — фитиль, 2 — стенка трубы, 3 —
возврат жидкости по фитилю, 4 — пар, 5 — участок конденсации, (’ — адиабат-
ный участок, 7 — испарительный участок; б — поперечное сечение тепловой
трубы: / — стенка, 2 — фитиль, 3 — паровое пространство.
тать при любой 'ориентации. Конечно, если испаритель
тепловой трубы оказывается в нижней точке, гравита-
ционные силы будут действовать в одном направлении
с капиллярными. Термин «тепловая труба» применяется
также к высокоэффективным теплопередающим устрой-
ствам, в которых .возврат конденсата осуществляется
другими способами, например под действием центро-
бежной силы.
Некоторые методы возврата конденсата перечислены
ниже:
Гравитация ................... . Термосифон
Капиллярные силы................Стандартная тепловая труба
Центробежная сила...............Вращающаяся тепловая труба
Электростатические объемные силы . . Электрогидродинамическая теп-
ловая труба
Магнитные объемные снты.........Магнитогидродинамическая теп-
ловая труба
Осмотические силы...............Осмотическая тепловая труба
Тепловая труба. Конструкция, работа, свойства. Ос-
новные элементы тепловой трубы показаны на рис. В-2.
Тепловая труба состоит из участка испарения и участ-
ка конденсации (рис. В-2,а). В случае необходимости,
И
обусловленной внешними требованиями, труба может
иметь еще одну зону — адиабатный участок, разделяю-
щий испаритель и конденсатор. В поперечном сечении
(рис. В-2,б) видно, что тепловая труба состоит из стенки
корпуса, фитиля и парового канала.
Эффективность тепловой трубы часто определяется
с помощью понятия «эквивалентная теплопроводность».
Например, цилиндрическая тепловая труба, показанная
на рис. В-2, в которой в качестве рабочей жидкости
используется вода при температуре 150°С, будет иметь
Рис. В-3. Тепловая труба
трансформатор теплового
тока.
7 — подвод теплоты; 2 — отвод
лоты; 3 — низкий тепловой
как
по-
теп-
лотой;
4 — высокий тепловой поток.
теплопроводность в сотни раз большую, чем медь. Теп-
лопередающая способность тепловой трубы может быть
очень большой; в тепловых трубах на литии при тем-
пературе 1500°С в осевом направлении может быть пе-
редан тепловой поток 10—20 кВт/см2. При соответствую-
щем выборе рабочей жидкости и материала корпуса
могут быть созданы тепловые трубы для работы в ин-
тервале температур от 4 до 2300 К.
Цилиндрические тепловые трубы применимы во мно-
гих случаях, но для удовлетворения специальных тре-
бований могут быть созданы трубы других конфигура-
ций.
Выше уже говорилось о высокой теплопроводности
тепловых труб, но это не единственное их свойство.
Тепловая труба характеризуется:
1) очень высокой эффективной теплопроводностью;
2) способностью действовать как трансформатор
теплового потока (рис. В-3);
3) изотермичностью поверхности при низком терми-
ческом сопротивлении. Поверхность конденсации тепло-
вой трубы в этом случае работает практически при
постоянной температуре. Еслн на некотором участке
возникает местный тепловой сток, то количество конден-
сирующегося в этом месте пара увеличивается и за
счет этого температура поддерживается на прежнем
уровне.
12
Специальные типы тепловых труб могут иметь сле-
дующие характеристики:
1. Переменное термическое сопротивление (тепловые
трубы с изменяющейся проводимостью). Такой тип теп-
ловой трубы, известный как газорегулируемая тепловая
труба, поддерживает температуру теплового источника
почти на одном уровне при изменении подвода теплоты
в широких пределах. Этого можно достигнуть, поддер-
живая постоянным давление в трубе и в то же время
изменяя площадь поверхности конденсации в соответст-
вии с изменением подвода теплоты. Удобным способом
осуществления такого изменения площади конденсации
является «газовое регулирование». Тепловая труба при-
соединяется к резервуару, имеющему объем значительно
больший, чем труба. Резервуар заполняется инертным
газом под давлением, соответствующим давлению насы-
щения паров рабочей жидкости в трубе. При нормаль-
ной работе пар в тепловой трубе будет оттеснять инерт-
ный газ обратно в резервуар, и поверхность раздела
между паром и газом будет находиться в некоторой
границе участка конденсации. «Газовое регулирование»
осуществляется следующим образом.
Пусть вначале тепловая труба работает в некотором
установившемся режиме. Теперь допустим, что подвод
теплоты несколько возрос. Температура насыщения пара
увеличится, и вследствие этого увеличится давление на-
сыщения. Давление пара увеличивается очень резко при
малом возрастании температуры; например, давление
паров натрия при 800°С изменяется пропорционально
десятой степени температуры. Небольшое увеличение
давления вызовет оттеснение поверхности раздела меж-
ду паром и инертным газом и вследствие этого поверх-
ность конденсации увеличится. Так как объем резервуа-
ра был предусмотрен значительно большим по сравне-
нию с объемом тепловой трубы, небольшое изменение
давления приведет к значительному смещению поверх-
ности раздела. Газовое регулирование применяется не
только в случае небольших изменений теплового потока,
но оно может быть применено и при значительных из-
менениях подвода теплоты.
Следует отметить, что температура, которая регули-
руется в большинстве простых газорегулируемых теп-
ловых трубах, как и в тепловых трубах других «типов,
представляет собой температуру пара в трубе. При про-
13
хождении теплоты через стенку корпуса на участках
испарения и конденсации будут наблюдаться обычные
перепады температур.
Дальнейшее улучшение характеристик трубы дости-
гается использованием контура обратной связи. Давле-
ние газа в резервуаре изменяется с помощью электри-
ческого нагревателя, который регулируется по сигналу
термочувствительного элемента, установленного у источ-
ника теплоты.
2) Однонаправленную проводимость (тепловые дио-
ды и выключатели). Тепловые диоды проводят теплоту
только в одном направлении, а тепловые выключатели
обеспечивают включение и отключение тепловой трубы.
Развитие тепловых труб. Первоначально Гровера ин-
тересовала разработка высокотемпературных тепловых
труб с жидкими металлами в качестве рабочих жидкос-
тей, которые могли бы быть использованы для подвода
теплоты к эмиттерам термоионных электрогенераторов
и отвода теплоты от коллекторов этих устройств. О та-
ком применении тепловых труб более подробно расска-
зывается в гл. 7. Вскоре после публикаций Гровера
[В-3] начались работы по созданию тепловых труб на
жидких металлах — Дана в Харуэлле и Нея и Буссе
в Испре, причем оба центра занимались разработ-
кой ядерных термоионных генераторов. Интерес к ис-
пользованию идеи тепловых труб для космических и
наземных применений быстро возрастал. Были проведе-
ны исследования со многими рабочими жидкостями,
включая металлы, воду, аммиак, ацетон, спирт, водород
и гелий. В то же время стала более стройной теория
тепловых труб, причем наиболее важный вклад в разра-
ботке теории тепловых труб принадлежит работе Кот-
тера [В-4], опубликованной в 1965 г. Рост количества
публикаций, последовавших за первой работой Гровера,
появившейся в 1964 г., показывает, насколько возрос
интерес к работам по исследованию и применению теп-
ловых труб. В 1968 г. Чунг [В-5] приводит 80 работ,
Чисхолм в своей книге, вышедшей в 1970 г. [В-6] ссы-
лается на 149 работ, а недавно изданная библиография
[В-7] по тепловым трубам включает 544 названия.
В октябре 1973 г. в Штутгарте была проведена Первая
международная конференция по тепловым трубам; после
которой можно действительно считать, что тепловые
трубы получили общее признание.
14
Области применения тепловых труб очень разнооб-
разны. Тепловые трубы используются, например, для
охлаждения криогенных мишеней в ядерных ускорите-
лях, для охлаждения электронного оборудования,
в установках для кондиционирования зданий, в печах, при
охлаждении и нагреве двигателей, в космических лета-
тельных аппаратах. О применении тепловых труб более
подробно говорится в гл. 7.
Содержание книги. В гл. 1 подробно рассматривается
история развития тепловых труб. В гл. 2 приводятся
теоретические основы процессов, протекающих в тепло-
вой трубе, которые в настоящее время достаточно хоро-
шо разработаны, хотя и существуют некоторые вопросы,
требующие дальнейших исследований, особенно расчет
условий кризиса теплоотдачи. В гл. 3 рассматриваются
проблемы, связанные с применением теории, изложен-
ной в гл. 2, а также дается ряд практических соображе-
ний по общему расчету тепловой трубы. В ней также
приводятся несколько примеров конструктивного расче-
та трубы. Глава 4 касается выбора материалов. В ней
обсуждаются их совместимость, ресурсные испытания
труб, проблемы технологии изготовления, заполнения и
герметизации. В гл. 5 описываются специальные типы
тепловых труб. В гл. 6 рассматриваются тепловые трубы
переменной проводимости, а в гл. 7 — типичные случаи
применения тепловых труб. В приложениях собрано
большое количество справочных данных, которые могут
понадобиться при проработке материала.
о--п—п—й—□
ГЛАВА ПЕРВАЯ
История создания тепловых труб
Как уже упоминалось во Введении, впервые идея тепловой тру-
бы предложена Гоглером из американской фирмы General Motors
Corporation (GMC). В патентной заявке от 21 декабря 1942 г., опу-
бликованной как Патент США № 2350348, 6 июня 1944 г., тепловая
труба описывается применительно к холодильной установке.
Как указывалось Гоглером, целью изобретения было «... обес-
печение поглощения теплоты, или другими словами, испарения
жидкости в точке, лежащей выше области конденсации или зоны
отвода теплоты, без дополнительных затрат на подъем жидкости от
Рис. 1-1. Предложенные Гоглером варианты геометрии тепловой
трубы.
уровня конденсатора». В качестве средства возврата жидкости из
конденсатора в испаритель была предложена капиллярная структу-
ра, и, в частности, Гоглер полагал, что одним из вариантов такой
структуры мог бы быть спеченный из порошка железный фитиль.
Предложенные Гоглером геометрии фитилей показаны на рис. 1-1.
Интересно отметить, что во всех трех вариантах для потока пара
отведена сравнительно небольшая часть поперечного сечения трубы.
Одним из типов холодильной установки, предложенной Гогле-
ром, показан на рис. 1-2. В данном случае тепловая труба исполь-
зуется для отвода теплоты из внутреннего отделения холодильника
к установленному снизу поддону, заполненному кусками льда. Для
улучшения теплообмена между тепловой трубой и льдом тепловая
труба оборудуется трубчатой паровой камерой с наружными ребра-
ми, которая также служит резервуаром для рабочей жидкости теп-
ловой трубы. Тепловая труба в предложенном Гоглером виде не
была .осуществлена, и техническая идея не вышла за рамки патента,
так как GMC применила другую, более доступную в то время тех-
нологию для решения конкретных тепловых задач.
16
б патенте Гровера [1-2], представленном от имени Комиссии ПО
атомной энергии США в 1963 г., для описания устройства, по суще-
ству идентичного предложенному в патенте Гоглера, использован
термин «тепловая труба». Патент Гровера, кроме того, включает
в себя небольшой теоретический анализ процесса и содержит опи-
сание результатов экспериментов, проведенных с трубами из нержа-
веющей стали с фитилями из проволочной сетки и натрием в ка-
честве рабочей жидкости, причем в качестве возможных рабочих
жидкостей упомянуты еще также литий и серебро.
Под руководством Гровера в Лос-Аламосской лаборатории в
штате Нью-Мексико была выполнена обширная программа по ис-
следованию и разработке тепловых труб, и ее предварительные
результаты были изложены в первой публикации по тепловым тру-
бам [1-3]. Вслед за этой лабораторией аналогичную работу над
натриевой и другими тепловыми трубами начала Лаборатория по
атомной энергии в-Харуэлле (Великобритания) [1-4]. Исследования
в Харуэлле были направлены преимущественно на применение теп-
ловых труб в термоионных преобразователях ядерной энергии; по-
добная программа была развернута и в Объединенном ядерном
исследовательском центре в Испре (Италия) под руководством Нея
и Буссе. Работы в Испре продвигались очень быстро, и эта лабора-
тория стала самым активным центром по исследованию тепловых
труб за пределами США [1-5, 1-6].
Рис. 1-2. Холодильный агрегат
с тепловой трубой, запатентован-
ной Гоглером в 1944 г.
/ — тепловая труба; 2 — корпус; 3 —
изоляция; 4—куски льда; 5 — конден-
сатор.
Работы в Испре были связаны с разработкой тепловых труб
для подвода теплоты к эмиттерам и отвода теплоты от коллекторов.
В этих условиях были нужны трубы, работающие в температурных
диапазонах от 1600 до 1800°С (для эмиттеров) и 1000°С (для кол-
лекторов). В Испре основное внимание было уделено тепловым тру-
бам эмиттеров, разработка которых потребовала решения более
сложных задач, связанных с обеспечением их надежности в течение
длительного периода эксплуатации.
Первой фирмой, развернувшей серийное производство тепловых
труб, была RCA [1-7, 1-8]. Большинство заказов на ранней стадии
работ поступило от правительства США. В течение двухлетнего пе-
риода с середины 1964 до середины 1966 г. RCA изготовила тепло-
вые трубы, в которых в качестве материалов стенок корпуса были
использованы стекло, медь, никель, нержавеющая сталь, молибден.
В качестве рабочих жидкостей применялись вода, цезий, натрий, ли-
тий и висмут. Достигнутая максимальная рабочая температура со-
ставляла 1650°С.
2—129 17
Ие все ранйне Исследования по тёпЛовым трубам были свЯзЯЙЫ
с созданием высокотемпературных труб. Деверолл и Кемме [1-9]
разработали тепловую трубу для применения на искусственном
спутнике, в которой рабочей жидкостью служила вода, первые про-
екты по тепловым трубам переменной проводимости были также
сделаны для спутника 11-10]. (Трубы с переменной теплопроводно-
стью подробно рассматриваются в гл. 6.)
В течение 1967—1968 гг. появилось несколько статей в научной
печати, большей частью в США, свидетельствующих о расширении
области применения тепловых труб, которые использовались для
устройств, для кондиционирования возду-
ха, охлаждения двигателей и т. д.
охлаждения электронных
Рис. 1-3. Артериальный фи-
тиль, предложенный Кат-
цоффом [1-11].
7 — артерия; 2 — раздающий
фитиль.
[1-11, 1-12, 1-13]. Для этих целен раз-
работаны, в частности,, гибкие и пло-
ские тепловые трубы. Главным досто-
инством тепловой трубы, привлекшим
к себе внимание, явлилась ее суще-
ственно большая тепловая проводи-
мость по сравнению даже с такими
прекрасными проводниками теплоты
как медь, причем водянаи тепловая
труба с простым фитилем обладает
в сотни раз большей эффективной
теплопроводностью, чем медный стер-
жень тех же размеров.
Работы в Лос-Аламосской ла-
боратории продолжались в боль-
ших масштабах. Главное внимание
по-прежнему уделялось применению
тепловых труб для спутников, и первый полет спутника с теп-
ловой трубой состоялся в 1967 г. [1-9]. Для того чтобы продемон-
стрировать успешную работу тепловой трубы в космических усло-
виях, спутник с тепловой трубой с корпусом из нержавеющей стали
и водой в качестве рабочей жидкости и с электрическим обогревом
был выведен на околоземную орбиту с мыса Кеннеди при помощи
ракеты-носителя «Атлас-Эджена». После выхода спутника на орбиту
труба автоматически включалась в работу и телеметрические дан-
ные о ее работе принимались питью станциями слежения в течение
14 витков вокруг Земли. Данные позволили заключить, что тепловая
труба работала успешно.
В настоящее время теория тепловой трубы разработана, глав-
ным образам, Коттером [1-14], также сотрудником Лос-Аламосской
лаборатории. Исследования в лабораториях Соединенных штатов и
в Испре велись настолько активно, что в своем критическом обзоре
теории и приложения тепловых труб в 1968 г. Чунг смог процитиро-
вать более 80 статей по всем аспектам работ над тепловыми труба-
ми. Ему удалось показать высокую надежность жидкометаллических
тепловых труб при длительной работе (9000 ч) при повышенных тем-
пературах (1500°С). Были сконструированы тепловые трубы, спо-
собные передавать осевые тепловые потоки до 7 кВт/см2, и плани-
ровалось более чем вдвое увеличить этот параметр. Были получены
радиальные тепловые потоки до 400 Вт/см2.
Чунг упомянул также о различных формах фитиля, включая
фитиль артериального типа, показанный на рис. 1-3, который был
разработан Катцоффом [1-16]. Он был испытан в тепловой трубе
18
В 5
со стеклянным корпусом, в которой рабочей жидкостью служил
спирт. Назначение артерии, применение котопон стало общим прави-
лом для тепловых труб, разработанных для спутников, состоит
в том, чтобы обеспечить транспортировку жидкости от конденсатора
к испарителю прн небольшом перепаде давлений. В зоне испарения
рабочая жидкость перераспределяется по периметру тепловой трубы
с помощью мелкопористого фитиля, размещенного около стенки.
Вслед за первым испытанием
тепловой трубы в космосе в 1967 г.
[1-9] она была впервые применена для
теплового регулировании спутника
Geos-B, запущенного с военно-воз-
душной базы Ванденберг в 1968 г.
[1-17]. На спутнике были использова-
ны две тепловые трубы, расположен-
ные, как показано на рис. 1-4. В ка-
честве материала, корпуса тепловых
труб был применен алюминиевый
сплав 6061 Т-6, д материала фити-
ля — алюминиевая сетка (120 меш).
В качестве рабочей жидкости ис-
пользовался фреон-11. Назначение
тепловых труб состояло в снижении
до минимума разности температур
между различными ответчиками на
спутнике. На основании 145-суточного
периода наблюдений было установле-
но, что разница между максимальной
и миннм,альной температурами ответ-
чиков была значительно меньше, чем
при подобных же условиях на запу-
щенном ранее спутнике Geos-A, на
котором не использовались тепловые
трубы. Тепловые трубы работали в режиме, близком к изотермиче-
скому, с высокой эффективностью в течение всего периода наблю-
дений.
В 1968 г. Буссе опубликовал статью [1-18], в которой он со-
брал сведения о работах в области тепловых труб, проводившихся
в Европе. Примечательно, что лаборатория Евроатома в Истре все
еще оставалась центром, где сосредотачивались основные работы по
тепловым трубам. Однако и ряд других европейских лабораторий
внесли свой вклад в эту проблему, среди них Brown Bowery (ВВ),
Атомный исследовательский центр в Карлсруэ, Институт ядерной
энергии (IKE) в Штутгарте, атомный исследовательский центр
в Гренобле. Экспериментальные программы в названных выше лабо-
раториях ориентировались главным образом на тепловые трубы
с жидкометаллическнми жидкостями н посвящались ресурсным
испытаниям труб и измерениям максимальных осевых и радиальных
тепловых потоков. Были также изучены теоретические аспекты огра-
ничений теплопередающей способности труб. К настоящему времени
опубликованы результаты фундаментальных исследовании отдель-
ных процессов, реализуемых в тепловых трубах. Онн, например,
включают разработку фитилей, анализ факторов, воздействующих
на предельные тепловые потоки в испарителе, на эффективность ра-
боты трубы с неконденснрующимся газом. В Японии компанией «Кнса
Рис. 1-4. Тепловые трубы,
использовавшиеся в космо-
се на спутнике GEOS-B.
1 — длинная тепловая труба:
2 — крепление трубы; 3 — ответ-
чик дальности и скорости: 4 —
стенка лабораторного отсека:
5 - короткая тепловая труба;
6 — СВ1 и СВ2 ответчики С-диа-
пазона.
2*
19
Сейдзо Кайса» [1-19] была проведена ограниченная эксперименталь-
ная программа исследований. Представляя в апреле 19.68 г. статью
по результатам этой работы инженерам по кондиционированию и
холодильной технике, Нозу описал воздухоподогреватель, в котором
используются пучки оребренных тепловых труб. Такие теплообмен-
ники с тепловыми трубами приобретают особое значение в условиях
современного положения с энергетическими ресурсами, так как они
могут быть использованы для утилизации теплоты уходящих горя-
чих газов и могут применяться в промышленных и бытовых конди-
ционирующих установках. Такие теплообменники сейчас имеются
в продаже, они описываются в гл. 7.
Рис. 1-5. Плоская и круглые тепловые трубы.
Опубликованная в течение 1969 г. литература по тепловым тру-
бам показала, что исследовательские учреждения Великобритании,
в том числе British Aircraft Corporation (ВАС) и Royal Aircraft
Establishment (RAE) все в большей степени начали осознавать по-
тенциальные возможности тепловых труб. В RAE [1-20] была иссле-
дована возможность применения тепловых труб и паровых камер
для теплового регулирования спутников, аналогичные задачи реша-
ла ВАС.
В том же 1969 г. была начата работа в International Research
and Development Co (IRD) первоначально в форме изучения воз-
можных способов применения, за которой последовала эксперимен-
тальная программа, связанная с производством плоских и круглых
тепловых труб. Некоторые примеры изделий показаны на рис. 1-5.
Исследования проводились также под руководством Данна в уни-
верситёте «Ридинг», часть сотрудников которого имела опыт работы
с тепловыми трубами, приобретенный в Харуэлле, о котором гово-
рилось выше. Национальная техническая лаборатория в Ист-Кил-
брайде и Национальный газотурбинный институт в Пайстоке также
включились в работу в этой сфере.
Интерес Советского Союза к тепловым трубам виден из статьи,
опубликованной в выходящем в СССР журнале «Теплофизика вы-
соких температур» [1-21], хотя большая часть содержащейся в ней
информации носит обзорный характер.
В 1969 г. появились дальнейшие работы по тепловым трубам
с переменной проводимостью, причем большой вклад в их разработ-
20
ку был сделан Тернером в RCA [1-22] и Бинертом [1-23] из Dyna-
therm Corporation (DC). Были проведены теоретические исследова-
ния тепловых труб переменной проводимости для определения та-
ких параметров этих устройств, как размер резервуара, рассмотре-
ны практические вопросы его конструирования и чувствительности
к внешним тепловым воздействиям. В это же время в NASA был
разработан новый вид тепловой трубы, в которой отсутствовал
фитиль. Это — вращающаяся тепловая труба, в которой для возвра-
та жидкости от конденсатора к испарителю используется центробеж-
ная сила. Такая труба может быть использована для охлаждения
роторов двигателей и лопаток турбин.
Грей [1-24] предложил также конструкцию кондиционера
(рис. 1-6), который работает по принципу вращающейся тепловой
трубы. (Подробно вращающая теп-,
ловая труба описывается в гл. 5).'
Вращающаяся тепловая труба не
имеет тех капиллярных ограниче-
ний по возврату жидкости, кото-
рые характерны для обычной фи-
тильной тепловой трубы, и ее
передающая способность может
быть во много раз больше. Полу-
чает все большее распространение
применение тепловых труб в си-
стемах охлаждения электронных
приборов в «некосмических обла-
стях». Для охлаждения блоков
интегральных схем Шеппардом
были предложены трубы прямо-
угольного сечения, Калимбасом и
Хьюлеттом из Filco—Ford Corpora-
tion (FFC) [1-26] были описаны
конструкция, расчет и технология
изготовления тепловых труб для
охлаждения мощных 1 бортовых
ламп с бегущей волной.
В большинстве работ по теп-
ловым трубам до сих пор описыва-
лись трубы, у которых в качестве
Рис. 1-6. Компактный конди-
ционирующий агрегат с бес-
фитильной вращающейся теп-
ловой. трубой.
1 — мотор; 2—жидкость; 3 — воз-
дух внутри помещения; 4 — венти-
лятор; 5 — компрессор; 6 — пар;
7 — наружный воздух; 8 — диск.
й жидкости использовались
жидкие металлы, а для более низких температур — вода, ацетон,
спирт и т. д. В связи с необходимостью охлаждения чувствительных
элементов инфракрасных сканирующих систем спутников появилась
еще одна область применения тепловых труб, особое внимание было
уделено криогенным тепловым трубам [1-27, 1-28]. Самой распро-
страненной рабочей жидкостью в них являлся азот, который был
наиболее подходящим в интервале температур от 77 до 100 К- Для
этого же температурного интервала применялся также жидкий кис-
лород. Резерфордовская лаборатория высоких энергий была первой
организацией в Великобритании, где были использованы криогенные
тепловые трубы, причем тепловые трубы с жидким водородом
использовались для охлаждения мишеней. Позднее там была раз-
работана гелиевая криогенная труба, работающая, при температуре
К 1970 г. ряд компаний США приступили к серийному произ-
водству широкого ассортимента тепловых труб. Среди фирм, постав-
21
ляющих на рынок стандартные тепловые трубы, а также разрабаты-
вающих и изготовляющих специальные конструкции трубы для осо-
бых целей, были RCA, Thermo-Elektron (ТЕ), Noren Products (NP).
Позднее появились трубы английских фирм (список фирм, серийно
производящих тепловые трубы, дан в. приложении 4).
Дальнейшее совершенствование тепловых труб и развитие иссле-
дований в этой области, в частности, в Европе, описаны в отдель-
ных разделах этой книги. Достижения в этой сфере за последние
четыре года можно суммировать следующим образом:
1. Были разработаны тепловые трубы переменной проводимости
специально для использования на космических, объектах. В послед-
них моделях этих труб используется принцип регулирования
с активной обратной связью для улучшения времени срабатывания
и чувствительности.
2. Созданы тепловые трубы, работающие в диапазоне от 4 до
2800 К, срок службы которых во всем температурном диапазоне,
кроме экстремальных случаев, в общем приемлем.
3. Европейская организация космических исследований (ESRO)
способствовала развитию работ в Европе путем заключения кон-
трактов на разработку систем на тепловых трубах для европейских
спутников.
4. Состоялась Первая международная конференция по тепловым
трубам (Штутгарт, 1973 г.), на которой были представлены работы
из Голландии, ФРГ, Советского Союза, Чехословакии, Франции,
Италии и Великобритании, а также из Соединенных Штатов.
ГЛАВА ВТОРАЯ
Теория тепловых труб
2-1. ВВЕДЕНИЕ
В данной главе рассмотрена теория тепловой трубы.
Для обеспечения работы тепловой трубы необходимо,
чтобы максимальный капиллярный напор (АРс)макс
превышал полное падение давления в трубе. Это паде-
ние давления складывается из трех составляющих:
а) перепада давлений APi, необходимого для воз-
врата жидкости из конденсатора в испаритель;
в) перепада давления APV, требуемого для обеспе-
чения перетекания пара из испарителя в конденсатор;
с) гравитационной составляющей APg, которая может
быть положительной или отрицательной, а также рав-
ной нулю. Таким образом, должно выполняться соот-
ношение
( АРС) aaKC^-APl-^APv-^APg.
(2-1-1)
22
Если это условие не будет соблюдено, то произойдет
высыхание фитиля в зоне испарения и труба не будет
работать. В настоящей главе будет дано краткое описа-
ние явления поверхностного натяжения и связанных
с ним капиллярных эффектов, а также будет приведено
выражение для капиллярного напора. Затем будут про-
анализированы составляющие ДР/ и ДР„ полного паде-
ния давления. Определение последней составляющей
очень сложно, однако в книге приводится простое вы-
ражение, позволяющее осуществлять приближенный
расчет ДРц, при этом одновременно дается описание
основных положений теории данного вопроса.
При запуске, а также в процессе нормальной эксплу-
атации определенных типов высокотемпературных жид-
кометаллических тепловых труб скорость пара может
достигнуть скорости звука. В этом случае при анализе
процессов следует учитывать эффекты, связанные со
сжимаемостью потока. Возможность достижения скорос-
ти звука является одним из ограничений максимальной
передающей способности тепловой трубы. Другие огра-
ничения связаны: при низких температурах —с дейст-
вием вязкостных сил, а при повышенных температу-
рах^— со срывом капель рабочей жидкости с поверхности
фитиля под действием парового потока, в других слу-
чаях— с недостаточным капиллярным напором и кри-
зисом теплоотдачи в испарительной зоне (запариванием
фитиля).
На рис. В-1 были схематически показаны процессы,
протекающие в тепловой трубе, возможность нарушения
которых обусловливает тот или иной вид ограничения
ее максимальной осевой передающей способности.
Необходимо, чтобы на диаграмме тепловой трубы
выбранная рабочая точка располагалась ниже кривых,
ограничивающих мощность трубы. Действительный ра-
бочий диапазон зависит от рода рабочей жидкости и
материала фитиля и будет существенно отличаться для
различных тепловых труб. Показано, что если потерями
давления в паровой фазе и гравитационным напором
можно пренебречь, то величины, определяющие макси-
мальную передающую способность устройства, можно
объединить в некий критерий качества М:
(2-1-2)
I
23
Рис. 2-1. Зависимость парамет-
ра «качества» М рабочей
жидкости от температуры.
1 — N2; 2 — метиловый спирт; 3 —
NH3; 4 - Н2О; 5 — Na.
где pz — плотйость; о;— по-
верхностное натяжение;
L — энтальпия или скрытая
теплота парообразования;
рг —вязкость рабочей жид-
кости.
Изменение критерия М
с температурой для ряда ра-
бочих жидкостей показано
на рис. 2-1. Кроме тепло-
физических свойств на вы-
бор рабочей жидкости влия-
ет также ее стоимость, по-
следнее обстоятельство /бу-
дет детально проанализиро-
вано в гл. 3.
Несмотря на то что тепловая труба обладает очень
высокой теплопроводностью, в ней существуют радиаль-
ные перепады температур в испарителе и конденсаторе
и аксиальный перепад температур вдоль трубы. В кни-
ге приводятся формулы, которые позволяют оценивать
эти температурные перепады.
2-2. ПОВЕРХНОСТНОЕ НАТЯЖЕНИЕ И ПОВЕРХНОСТНАЯ ЭНЕРГИЯ
2-2-1. Введение. Молекулы жидкости притягиваются друг к дру-
гу. Молекула внутри жидкости будет притягиваться другими распо-
ложенными вокруг нее молекулами. В среднем сила притяжения
оказывается одинаковой по всем направлениям, и, следовательно,
результирующее воздействие будет равно нулю. Когда молекула
расположена на поверхности жидкости или вблизи нее, силы притя-
жения уже не будут уравновешиваться и появится результирующая
сила, направленная внутрь жидкости. Вследствие этого жидкость
будет стремиться принять такую форму, при которой площадь ее
поверхности окажется минимальной, т. е. форма капли, свободно
падающей в вакууме будет сфера. Из-за этого самопроизвольного
стремления к сокращению поверхность жидкости ведет себя подобно
растянутой резиновой мембране.
Рис. 2-2. Иллюстрация действия поверхностного натяжения и раз-
ности давлений у искривленной поверхности.
24
Для увеличения площади поверхности следует совершить работу
над жидкостью. Энергия, затраченная на выполнение этой работы,
известна как поверхностная энергия, а соответствующая величина
свободной поверхностной энергии, приходящейся на единицу площа-
ди этой поверхности, обозначается символом О;. Например, если
мыльная пленка заполняет пространство внутри проволочной рамки,
как это изображено на рис. 2-2,а, и поверхность пленки увеличи-
вается путем перемещения одной из сторон рамки на расстояние dx,
то совершенная работа будет равна Fdx, а приращение поверхност-
ной энергии окажется равным 2cildx.
Рис. 2-3. Смачивающий и несмачивающий контакт жидкости с по-
верхностью.
а — смачивание; б — частичное смачивание; в — несмачивание.
Коэффициент 2 появляется вследствие того, .что пленка имеет
две свободные поверхности. Следовательно, если через Т обозначить
силу, приходящуюся на единицу длины каждой из двух поверхно-
стей, то 2Tldx = 2aildx, или Т = Ог.
Эта сила, приходящаяся на единицу длины, известна как по-
верхностное натяжение. Она численно равна поверхностной энергии,
приходящейся на единицу площади поверхности, в любой согласую-
щейся системе единиц, например, Н/м или Дж/м2.
Значения поверхностного натяжения для ряда жидкостей приве-
дены в приложении 1.
Поскольку скрытая теплота парообразования L является мерой
притяжения между молекулами жидкости, можно ожидать, что по-
верхностная энергия или поверхностное натяжение ср связано с L.
Указанная связь на Самом деле существует. Твердые тела также
обладают свободной поверхностной энергией. Установлено, что ее
значение аналогично значению свободной поверхностной энергии
этого же материала в расплавленном состоянии.
Если жидкость находится в контакте с твердой поверхностью,
то на молекулы жидкости, расположенные вблизи этой твердой по-
верхности, в дополнение к силам, действующим со стороны осталь-
ных молекул жидкости, действуют силы со стороны молекул твер-
дого тела. В зависимости от того, будет ли это результирующее
взаимодействие между жидкостью й твердым телом притягивающим
или отталкивающим, поверхность жидкости у границы твердого тела
изогнется наружу или внутрь, как это показано на рис. 2-2,6. В ка-
честве наиболее хорошо известных примеров действия результирую-
щих сил притяжения и отталкивания соответственно можно упомя-
нуть поведение воды и ртути.
В том случае, когда наблюдается притяжение, говорят о «сма-
чивании» жидкостью твердой поверхности. Угол контакта поверхно-
сти жидкости с твердым телом известен как краевой угол 0. При
смачивании поверхности краевой угол 0 лежит между 0 и л/2,
а при отсутствии смачивания 0>л/2.
?5
Условием смачивания является снижение в результате смачива-
ния полной поверхности энергии системы, т. е. должно выполняться
условие
в котором индексы s, I, v относятся соответственно к твердой, жид-
кой и паровой фазам, как это показано на рис. 2-3. Смачивание не
будет происходить, если '
orsi+orio>ffso (рис. 2-3,в).
Промежуточное состояние или частичное смачивание имеет мес-
то при
orsi+orz0 = aSB (рис. 2-3,6).
2-2-2. Разность давлений иа искривленной поверхности. Одним
из следствий существования поверхностного натяжения является то,
Рис. 2-4. Капиллярное под-
нятие жидкости в трубе.
что давление над вогнутой поверх-
ностью меньше, чем над выпуклой.
Эта разность давлений ДР связана
с поверхностной энергией at и ра-
диусом кривизны поверхности R
(ем. рис. 2-2,в). Соотношение меж-
ду указанными величинами может
быть получено следующим обра-
зом.
Если мы рассмотрим полусфе-
рическую поверхность, то силы по-
верхностного натяжения, действую-
щие по периметру, равны 2л^сгг-
Они уравновешиваются силами дав-
ления, действующими на поверх-
ность полусферы и равными ДРлР2.
Отсюда
ДР=2п/7?.
(2-2-1)
Если поверхность характеризуется двумя радиусами кривизны,
взятыми в двух взаимно перпендикулярных сечениях (7?( и /?2), то
можно показать, что
( 1 1 \
ДР=+/?2)’
Из-за этой разности давлений в вертикальной трубе радиуса г
уровень жидкости, смачивающей материал стенки, устанавливается
на высоте h над уровнем плоской поверхности жидкости (рис. 2-4).
Из баланса давлений следует:
2а/
ftgh^—cosb,
где pi — плотность жидкости, а 0 — краевой угол.
Этот эффект известен как капиллярное поднятие илн капилляр-
ность, именно она является основной движущей силой для переме-
щения жидкости в обычной тепловой трубе.
В случае несмачивающих жидкостей искривленная поверхность
погружается ниже уровня плоской поверхности. В тепловых ’’рубах
всегда используются смачивающие жидкости.
26
2-2-3. Изменение давления пара над искривленной поверхностью.
Из рис. 2-4 видно, что давление паров над вогнутой поверхностью
меньше, чем над плоской поверхностью жидкости на вес столба пара
высотой h. Эта разность давлений
Ро—Pc=gpvh.
Принимаем ро постоянной, что близко к истине. Тогда
(pr— pv)gh — 2oi/r
и окончательно
р р
0 с г pz —р0
Разность давлений Ро—Рс мала по сравнению с полным капил-
лярным напором Ъвг/г и при расчетах тепловых труб ею можно пре-
небречь.
Рис. 2-5. Поднимающийся и опускаю-
щийся столб жидкости в капилляр-
ной структуре.
а — положение поверхности раздела при
подъеме столба жидкости; б— положение
поверхности раздела при опускании стол-
ба жидкости.
2-2-4. Измерение поверхностного натяжения. Существует боль-
шой количество методов измерения поверхностного натяжения
жидкости. Они описываются в хорошо известных работах [2-2] н
[2-3]. Нас интересует величина Огсозй как мера капиллярных сил.
Простейшим методом измерения значений этой величины является
определение высоты капиллярного поднятия h в трубе, после чего
можно рассчитать искомое значение как
й ?lghr
о; cos 0 = —2—,
На практике при проектировании тепловой трубы необходимо
знать также г — эффективный радиус поры. Последний весьма слож-
но определить каким-либо методом, поскольку фитиль тепловой тру-
бы изготовляется из спеченного пористого материала или из не-
скольких слоев высокопористой ткани. Измеряя максимальную вы-
соту поднятия рабочей жидкости, можно получить информацию
о значении капиллярного напора для различных сочетаний рабочая
жидкость — фитиль. Данные по значениям максимального поднятия
в различных структурах опубликованы рядом исследователей, и не-
которые результаты приведены в гл. 3. Результаты экспериментов
для^одной и той же структуры могут отличаться друг от друга
в зависимости от того, происходило поднятие или же опускание ме-
ниска. Причина этого явления становится ясной из рис. 2-5.
Другим используемым простым методом определения ы являет-
ся метод Бера или метод максимального давления в пузырьке, прин-
цип которого иллюстрируется рис. 2-6. Давление в пузыре посте-
27
Рис. 2-6. Метод Егера
для измерения поверх-
ностного натяжения.
пенно увеличивают, пока пузырь нс
оторвется, после чего давление падает.
Когда радиус пузыря оказывается рав-
ным радиусу трубки, давление в нем
достигает максимума Рмакс. В этой
точке справедливо соотношение
2а /
^макс = ?lhg + —~
Этот метод использовался Богдан-
ски и Шинсом для определения поверх-
ностного натяжения жидких металлов
[2-4]. Значения поверхностного натяже-
ния двух жидкостей могут быть сопо-
ставлены путем сравнения массы ка-
пель, падающих из вертикальной трубы
малого диаметра. Если эти массы равны
mi и т? соответственно, то
OTi
т2
° 1г
(2-2-2)
2-2-5. Зависимость поверхностного натяжения от температуры.
Поверхностное натяжение уменьшается с ростом температуры. Этот
эффект впервые был исследован Этвешем [2-3]. Предложенное им
уравнение было позднее модифицировано Рамзаем и Шилдсом, пос-
ле чего оно приобрело следующий вид:
/ М X 2/3
77 = Н(ТС-Ъ-Т), (2-2-3)
\ г / /
где М — молекулярный вес; Тс — критическая температура, К; Т —
рабочая температура, К; Н— константа, равная 2,12 для обычных
неассоциирующих жидкостей (для таких веществ, как вода и спир-
ты, у которых имеются гидроксильные группы, Н имеет пониженное
значение, причем оно также зависит от температуры).
Уравнение Этвеша — Рамзая — Шилдса не согласуется с резуль-
татами экспериментов с жидкими металлами и расплавленными со-
лями. Богдански и Шинсом [2-5] получили следующее выражение
для поверхностного натяжения жидких металлов:
1 т 0,40 Г1 _ t (2-2-4)
которое хорошо согласуется с
опытными результатами, если за
Тс брать значение, на 10% мень-
шее истинного значения критиче-
ской температуры.
2-2-6. Капиллярное давление
APC. Из уравнения (2-2-1) следу-
ет, что перепад давлений на ис-
кривленной жидкой поверхности
равен:
ДР =
2°/
R •
Рис. 2-7. Фитиль и характери-
стики пор в зонах испарения
и конденсации.
1 — испаритель; 2 — конденсатор.
28
Из рис. 2-7 видно, что cos 0 = г, где г — эффективный радиус
поры фитиля, а 0 — краевой угол. Следовательно, капиллярный на-
пор в испарителе будет равен:
cos 6„
ДР'е=2а;—
' е
Аналогично для конденсатора получим:
cos
Д^с = 2а;——с.
Результирующий капиллярный напор будет равен:
/cos 6,, cos 6А
ДР, = 2а; (------------- I .
с 1 \ г. /
(2-2-5)
Максимальное значение напора будет достигаться тогда, когда
cos0e=l, a cos 0С = 0. Следовательно,
2az
(^^>с)макс — г
(2-2-6)
2-3. ПЕРЕПАД ДАВЛЕНИЯ, ОБУСЛОВЛЕННЫЙ СИЛАМИ ТРЕНИЯ
В настоящем параграфе мы рассмотрим перепады давлений
в жидкой и паровой фазах, которые обусловлены действием сил
трения. Здесь удобно будет ввести некоторые определения, которые
позднее будут использованы в данной главе.
2-3-1. Ламинарное течение — уравнение Хагена—Пуазейля.
Стационарное ламинарное течение несжимаемой жидкости с постоян-
ной вязкостью ц в круглой трубе радиуса а описывается уравне-
нием Хагена — Пуазейля. Это уравнение связывает скорость жидко-
сти vr на радиусе г с перепадом давления Pi—Pi на участке трубы
длиной /:
а2 Г / г \ 21 Р2 — Pi
]—г-1--
Скорость по радиусу изменяется по закону параболы от макси-
мального значения на оси трубы
а2 Р2-Р,
Vm = 4р. Z
до нулевого на стенке. Средняя по сечению скорость равна;
а2 Л —Л
й== 8р /
или, переписав это уравнение, имеем:
Р2 — Pt_____8ij.v
I а2 '
(2-3-1)
29
Рис. 2-8. Распределение скорости в круглой
трубе для ламинарного и турбулентного
течений.
/ — турбулентное течение; 2 — ламинарное тече-
ние.
При одномерном описании задач повсю-
ду будет использоваться средняя скорость
V. Объемный расход 3, протекающий через
трубу за секунду, равен:
ла4 Рг — Р,
S = ---Г~
Если р — плотность жидкости, то массовый расход т запишет-
ся как
рпа4’ Р2 — Р.
т =: ?S = '----/----’ (2-3-2)
2-3-2. Аксиальное число Рейнольдса Re. При возрастании ско-
рости происходит переход от ламинарного течения к турбуленгному.
Точка перехода характеризуется определенным значением числа
Рейнольдса:
Re=-^> (2-3-3)
где d—ia— диаметр трубы.
Число Re — безразмерное, и если записать его в форме
v ’
то можно видеть, что оно характеризует соотношение инерционных
и вязкостных сил, действующих на жидкость. При Re>2100 про-
исходит изменение характера течения от ламинарного к турбулент-
ному, соответственно меняется н профиль скорости, переходя от па-
раболического к изображенному на рис. 2-8. Полезно сравнить кине-
тический напор или поток энергии с потерями энергии, связанными
с вязкостным трением в трубе длиной I. Выразим обе эти величины
через эффективный перепад давлений ДР. Член, описывающий ки-
нетический напор, ДРкв==рп2/2. Член, определяющий вязкостные
потери, описывается уравнением (2-3-1)
ptia2 Rea
\PF =1^Л~~32Г>
т. е. полагая, что поток остается все еще ламинарным, кинетический
напор ДРкя будет равен вязкостным потерям на участке длиной
, Rea
/== 32 . (2-3-4)
30
2-3-3. Турбулентное течение — уравнение Фаннинга. Перепад
давлений в турбулентном потоке обычно связывается со средней
скоростью уравнением Фаннинга
где f — фактор трения Фаннинга. Значение f зависит от числа Рей-
нольдса и в области турбулентного течения описывается уравнением
Блазиуса
f=0,0791Re-<>'25; 2100<Re<105. (2-3-6)
Видно, что если для области Re<2100 принять f=16/Re, то
уравнение Фаннинга перейдет в уравнение Хагена — Пуазейля.
2-3-4. Уравнение Навье — Стокса. Представленное выше простое
одномерное рассмотрение задачи обычно адекватно описывает про-
цессы, протекающие в жидкой фазе. Ситуация в паровой фазе ока-
зывается значительно более сложной, поскольку требуется учитывать
радиальные составляющие скорости в испарителе и конденсаторе.
Если выполнить это требование, то окажется, что профиль скорости
в зоне испарения и на адиабатическом участке приближается к про-
филю скорости в случае течения Хагена — Пуазейля, но сильно
отклоняется от него в зоне конденсации. Для того чтобы выполнить
полный анализ, необходимо решить полное уравнение количества
движения. Словесно это уравнение для элементарного объема можно
описать следующим образом:
Масса элемента X ускорение = сумме сил, действующих на эле-
мент, = силе давления + вязкостной силе + гравитационной силе +
+ другим массовым силам (например, магнитной силе).
Это уравнение известно как уравнение Навье — Стокса. Уравне-
' ние Навье — Стокса решается совместно с уравнением сплошности.
Кроме того, если жидкость не являются несжимаемой, то требуется
дополнительно привлечь уравнение состояния.
Уравнение сплошности может быть описано следующим образом:
Масса, поступающая в элемент в единицу времени, — масса, по-
кидающая элемент, = массе, накопленной элементом.
Уравнение состояния связывает плотность жидкости с давле-
нием. Обычно принимается, что пар ведет себя как идеальный- газ,
т. е.
P = P/RT,
где Р — давление; R — газовая постоянная данного вещества, рав-
ная До/g; Т — абсолютная температура.
2-4. ПЕРЕПАД ДАВЛЕНИЙ В ЖИДКОЙ ФАЗЕ
Режим течения в жидкой фазе в тепловой трубе почти
всегда ламинарный. Поскольку каналы для прохода
жидкости в общем случае не будут прямолинейными и
не будут иметь круглое поперечное сечение и, кроме
того, будут соединяться между собой, то уравнение
Хагена — Пуазейля должно быть модифицировано с
учетом этих обстоятельств.
Поскольку массовый расход будет переменным как
В Зоне испарения, так и в зоне конденсации, то для этих
участков следует использовать не их геометрическую,
а некую эффективную длину. Если изменение массы на
единицу длины постоянно, то полный массовый расход
для этих участков будет линейно нарастать или убы-
вать. Поэтому, мы можем заменить длины испарителя
1е и конденсатора /с на /е/2 и Zc/2. Полная эффективная
длина канала для прохода жидкости leff тогда будет
равна:
1еп=1а + ^. (2-4-1)
Извилистость каналов в капиллярной структуре сле-
дует учитывать отдельно. Этот вопрос будет рассмотрен
ниже.
Существуют три принципиальных типа геометрии
фитилей (по характеру капиллярной структуры):
1. Фитиль с пористой структурой и взаимосвязан-
ными порами. Под этот тип подходят тканевые, войлоч-
ные и спеченные фитили. Подобные фитили часто назы-
вают гомогенными фитилями.
2. Фитиль с открытыми канавками,
3. Фитиль с закрытыми каналами, т. е. в данном
случае сечение для прохода жидкости отделено от па-
ровой фазы мелкоячеистой капиллярной структурой.
Тепловые трубы с каналами, прикрытыми тканью, и
артериальные фитили включены в этот тип геометрии.
Фитили этого типа иногда называют составными.
2-4-1. Гомогенные фитили. Если е — пористость фити-
ля, то доля его полного поперечного сечения, доступная
для прохода жидкости, составит n(r2w—r%)s.
Если гс — эффективный радиус поры, то йз уравнения
Хагена — Пуазейля (2-3-2) следует:
(2-4-2)
___ —г20)^гср; ДР;
81-Ч leff
Связывая th с тепловым потоком соотношением
Q=mL, где L — скрытая теплота или энтальпия испа-
рения, и переписывая выражение (2-4-2), получаем:
ДР. = . (2-4-3)
Для пористой среды это уравнение обычно записы-
вается в следующем виде:
ДР ___ eff
1
(2-4-4)
3?
где b — безразмерная постоянная, равная примерно 10—
20 и учитывающая поправку на извилистость каналов.
Это соотношение может быть полезным и для теоре-
тического анализа, но оно содержит три постоянные Ь,
е и гс, каждую из которых трудно измерить. Поэтому
обычно при расчетах ДРг в подобного типа фитилях
используют формулу Дарси, которая записывается как
(2-4-5)
где К—проницаемость фитиля, а А — его поперечное
сечение.
Сравнивая уравнения (2-4-5) и (2-4-2), видим, что
формула Дарси представляет собой уравнение Хагена —
Пуазейля, содержащее поправочные члены, объединен-
ные параметром К, учитывающим размер пор, их рас-
пределение и извилистость каналов. Проницаемость Л
легко поддается измерению.
Иногда в литературе используют уравнение Блейка —
Козени. Это уравнение связывает градиент давления в
пористом теле, выполненном из сфер диаметром D, со
скоростью жидкости. Подобно формуле Дарси это урав-
нение также представляет собой уравнение Хагена —
Рис. 2-9. Поперечные сечения некоторых фитилей.
1 — фитиль из сетки; 2—открытые каналы; 3 — каналы, покрытые сеткой;
4 — волнистая сетка; 5 — артерия; 6 — кольцевой канал за сеткой.
3-129 33
Пуазейля с поправочными коэффициентами. Уравнение
Блейка — Козени может быть записано следующим об-
разом:
др 150^(1—(2-4-6)
1 DW3
Оно справедливо только для ламинарного течения,
т. е. должно соблюдаться условие
₽е'=дгап< >0.
где v=ml\piA — приведенная скорость, аг' — равно отно-
шению объема пор к полному объему тела.
Ряд характерных поперечных сечений фитилей пред-
ставлен на рис. 2-9.
2-4-2. Фитиль, образованный продольными канавками.
В фитилях, образованных продольными канавками,
перепад давлений в жидкой фазе определяется формулой
др (2-4-7)
1 ~r\N?[L > ' '
где N — число канавок, а ге—эффективный радиус ка-
навки, рассчитываемый по формуле
__2 проходное сечение канавки (2 4 8)
Ге смоченный периметр • ' '
При больших скоростях пара касательные напряже-
ния на поверхности жидкости будут препятствовать те-
чению жидкости в открытых канавках. Эта помеха
может быть устранена закрытием' канавки мелкопори-
стой сеткой. В итоге получается составной фитиль.
2-4-3. Составные фитили. Системы с артериальными
или составными фитилями требуют применения вспо-
могательной капиллярной структуры для распределения
жидкости по испарительной и конденсирующей поверх-
ностям
1 w^L *
(2-4-9)
Перепад давлений в фитиле, образованном пористой
сеткой, расположенной на некотором удалении от стен-
ки тепловой трубы и создающей кольцевую щель для
прохода жидкости, может быть найден из уравнения
Хагена—Пуазейля, записанного для канала с параллель-
34
ними стенками, при условии, что ширина кольцевой ще-
ли w мала по сравнению с радиусом парового канала
трубы rv. В этом случае
Др Q^iQl (2-4-10)
Фитили подобной конструкции особенно пригодны
для жидкометаллических тепловых труб.
В тепловых трубах могут использоваться каналы
в форме полумесяца, когда сетка смещается вниз и
касается стенки тепловой трубы, оставляя в верхней
части зазор высотой 2w. В этом случае
ДРг = 2-4^QZ (2-4-11)
1 nrvw3?iL ' '
2-5. ПЕРЕПАД ДАВЛЕНИЯ В ПАРОВОЙ ФАЗЕ
2-5-1. Введение. Полный перепад давлений в паровой
фазе будет представлять собой сумму перепадов давле-
ний в -трех зонах, а именно в испарителе ЛРт, на адиа-
батном участке \Pva и в конденсаторе ДРТС.
Проблема расчета перепада давлений в паровой фа-
зе в зонах испарения и конденсации осложняется нали-
чием радиальных потоков пара, связанных с испарением
и конденсацией. Удобно ввести некоторое дополнитель-
ное число Рейнольдса, а именно радиальное•число
Рейнольдса RT=pvvrv/ij.v, учитывающее радиальную
составляющую вектора скорости v на поверхности фи-
тиля, т. е. при r=rv.
Из соображений удобства число Rr рассчитывается по
радиусу парового канала rv, а не по его диаметру, обыч-
но используемому при 1 определении аксиального числа
Рейнольдса. Число Rr оказывается положительным в зо-
не испарения и отрицательным в зоне конденсации.
В большинстве реальных конструкций тепловых труб
Rr лежит в диапазоне от 1,0 до 100.
Радиальное число Rr связано с радиальной ско-
ростью «вдува» или «отсоса» массы с единицы длины
трубы dmjdz следующим соотношением:
R ==-^—~7Г" (2-5-1)
r 2т^.о dz ' '
При постоянной скорости испарения или конденсации
радиальное и аксиальное число Рейнольдса связаны
3* 35
уравнением
р го
4 z ’
(2-5-2)
где г—расстояние от конца либо зоны испарения, либо
зоны конденсации.
Из уравнения (2-3-4) вйдно, в случае ламинарного
течения перепад давлений на участке длиной I, обуслов-
ленный действием вязкостных сил, равен кинетическому
напору в том случае, когда
- J _Rea__Re
1 32 32 •
Если подставить в это выражение Re=4Rr//r„, то
для зоны испарения или конденсации получим, что
указанное условие сводится к соотношению
Rr=8. (2-5-3)
На рис. 2-10, заимствованном из работы Буссе [2-6],
представлена зависимость Rr от мощности тепловой
трубы на единицу длины для различных жидкометалли-
ческих рабочих жидкостей.
2-5-2. Несжимаемое течение (простая одномерная тео-
рия). В последующем анализе мы будем рассматривать
Рис. 2-10. Зависимоств радиаль-
ного числа Рейнольдса от коли-
чества теплоты на единицу дли-
ны тепловой трубы (рабочая
жидкость — жидкий металл).
пар как несжимаемую
жидкость. Это допущение
подразумевает, что ско-
рость течения v мала по
сравнению со скоростью
звука С в паре, т. е. чис-
ло Маха ц/С<0,3, или
иными словами, мы рас-
сматриваем тепловые
трубы, в которых ДР®
мало по сравнению с
Pv— средним давлением
пара в трубе. Это допу-
щение несправедливо
при описании процессов,
сопровождающих запуск
тепловых труб, оно также
не всегда справедливо
применительно к высоко-
температурным жидко-
металлическим тепловым
36
трубам. Влияние сжимаемости Пара будет рассмотрено
ниже.
В зоне испарения градиент давления в паровой фазе
будет выполнять две функции:
1. Разгонять пар, поступающий в зону испарения, до
осевой скорости v, поскольку этот пар первоначально
обладает только радиальной составляющей вектора ско-
рости. Эту долю градиента давлений мы будем назы-
вать инерционной составляющей &P'V.
Рис. 2-11. Изменение давления пара по длине трубы, вызванное дей-
ствием инерционных сил.
а — изменение давления вдоль испарителя; б — восстановление давления за
счет уменьшения инерционной составляющей (адиабатный участок опущен);
1 — расчет по теории Коттера; 2 — полное восстановление давления.
2. Преодолевать силы трения на поверхности фитиля,
т. е. при ri=rv. Соответствующая доля градиента назы-
вается вязкостной составляющей ДР%.
Значение инерционной составляющей можно оценить
следующим образом. Если массовая скорость парового
потока (на единицу поперечного сечения) в испарителе
равна pv, то тогда соответствующая плотность потока
импульса (также на единицу поперечного сечения) будет
равна рц><ц или рц2. Этот поток импульса в осевом
направлении «обеспечивается» инерционной составляю-
щей градиента давления. Следовательно
ДР'„=рц2. (2-5-4)
Заметим, что ДР'В не зависит от длины зоны испаре-
ния. Характер изменения ДР'^ по длине испарителя
показан на рис. 2-11,а.
Вязкостную составляющую полного перепада давле-
ний в испарителе можно оценить путем интегрирования
уравнения Хагена — Пуазейля. Если расход массы, по-
ступающей в испаритель на единицу длины dm/dz
постоянный, то, интегрируя уравнение (2-3-2) по длине
зоны испарения, получим:
37
Др"«=^--Т- (2-5-5)
Таким образом, полный перепад давлений в зоне
испарения ДР„е определится как сумма этих двух со-
ставляющих:
ДРце5= ДР'О + ДР"0= рог+ (2-5-6)
Аналогичным путем может быть выполнен соответст-
вующий анализ для зоны конденсации, однако в этом
случае аксиальный поток импульса уме гшается по мере
торможения потока пара. В итоге инерционная состав-
ляющая оказывается отрицательной, т. е. в зоне конден-
сации будет происходить восстановление давления.
В рамках простой теории эти два инерционных члена
скомпенсируют друг друга и полный перепад давлений
в паровой фазе будет связан исключительно с наличием
вязкостных составляющих. В дальнейшем будет пока-
зано, что «восстановление» инерционной составляющей
падения давления в зоне конденсации не всегда оказы-
вается возможным.
На адиабатном участке полный перепад давлений
содержит только вязкостный член, который определяется
либо уравнением Хагена — Пуазейля, либо уравнением
Фаннинга в зависимости от типа течения. Для ламинар-
ного течения
= Re <2100. (2-5-7)
Для турбулентного течения
&Ра = 1-№la; Re>2100 (2-5-8)
'v х
где f=0,0791/Re1/4.
Следовательно, полный перепад давлений АРВ запи-
шется как
+ ЬРос + ДРаа = р*2 + Ц^+d (2-5-9)
у * J
для случая ламинарного течения и отсутствия восста-
новления инерционной составляющей и как
Д^^гЧЦ^+Ц (2-5-10)
™ v L z J
38
для ламинарного течения при полном восстановлении
инерционной составляющей.
Уравнения (2-5-9) и (2-5-10) позволяют рассчитывать
перепад давлений в паровой фазе в тепловых трубах
простой конструкции и широко используются на прак-
тике.
2-5-3. Несжимаемое течение — одномерные теории
Коттера и Буссе. В дополнение к допущению несжимае-
мости течения в приведенном выше анализе принято
существование в потоке полностью развитого профиля
скорости и полного восстановления давления. Для боль-
шого числа ситуаций эти допущения справедливы. Одна-
ко имеется значительное количество статей, содержащих
более детальный анализ задачи. Результаты некоторых
из этих статей будут приведены в данном и последую-
щем параграфах.
Первый теоретический анализ тепловой трубы при-
надлежит Коттеру. Для случая Rr<Cl им использовано
следующее соотношение, выведенное Юанем и Финкель-
штейном для ламинарного несжимаемого течения в ци-
линдрическом канале при постоянном вдуве или отсосе
через пористую стенку [2-1]:
dPv____ 8^,42
dz лр0г40 .
Коттер получил выражение
др ___________________
которое идентично уравнению (2-5-5).
При 1 Коттер использовал соотношение для
градиента давления, полученное Найтом и Макинтиром
для случая течения с вдувом или отсосом через прони-
цаемые параллельные плоские стенки. Результирующее
выражение для градиента давления имеет вид:
ДР —_____.
ve 8Por%
Если его переписать в следующем виде:
др =_И^-=,^Р1,»
8Рог% — 8 Р^’
то можно обнаружить, что оцо несильно отличается от
полученного ранее соотношения (2-5-4)
ДР ve—
Q Н
^Rr- 270
’(2-5-11)
(2-5-12)
39
Однако в зоне конденсации Коттером использовался
иной профиль скорости, и полученное им значение вос-
становления давления равняется
(2-5-13)
что составляет всего лишь 4/л2 от ДРте, т. е. восстанов-
ление давления оказывается лишь частичным.
На адиабатном участке Коттером принималось нали-
чие полностью развитого течения, и, следовательно, для
этого участка было справедливо соотношение
^Pva = -8-^- (2-5-14)
'W V
Результирующее выражение Коттера имеет вид:
ДР„= — fl— ----------------(2-5-15)
V its J 8р.аг40 v '
В работе Буссе также рассмотрена одномерная зада-
ча. На основе модифицированного профиля скорости
Хагена — Пуазейля, решалось уравнение Навье — Сток-
са для длинной тепловой трубы. Результаты анализа
Буссе описываются следующими соотношениями:
др ____ 1е . । п ( 7_______8Л ! 23 Л2 \ 1. /9 е
Л ж пр„/% 2 [J+'ve (9 27 "г 405 /]’ (2'5’1Ь)
др 8р. йг /с Г । р ( 7 8а j 23я2 \ . /9 с 17ч
Л к пр^-% 2 \ 9 27 + 405 Jj’ (2-Ь'17)
ДР —______8рга/д Г Re гц 8 . .____ ___ 23_ ___ г
ПрЛ 1 + 8ta 27 И а> 405^
(2-5-18)
Из этих выражений видно, что первый член в каж-
дом из вышеприведенных уравнений дает вязкостную
составляющую градиента давления в ламинарном пото-
ке. Оставшиеся члены учитывают инерционные эффекты.
Рассмотрим эти члены для APve, т. е.
__ 8p.t,w le 1 т 7 8Л . 23А21
лрц/^р 2 2лр0 1е . 9 27 । 405 J’
7 8Л 23-42
Множитель -д— Ifr“405- изменяется от 0,78 при
Rr=0 до 0,61 при Rr=po. Видно, что выражение в цтр-
40
Гё tto структуре оказывается Тйкйм же, как й уравиеийё
(2-5-4), и несильно отличается от него.
Полная разность давлений в паровой фазе состав-
ляет:
(2-5-19)
Рис. 2-12. Натриевая тепловая труба, сконструированная Кемме [2-7].
а инерционные составляющие взаимно уничтожаются,
т. е. подразумевается полное восстановление давления.
2-5-4. Восстановление давления. Мы видели, что пере-
пад давлений в зонах испарения и конденсации состоит
из двух членов: инерционно-
го и вязкостного. В простой
теории предполагается, что
инерционные составляющие в
зонах конденсации и испаре-
ния противоположны по зна-
ку и взаимно уничтожа-
ются, как это показано на
.рис. 2-11,6. Имеются экспе-
риментальные доказательства
этого восстановления давле-
ния. Например, выполненные
Кемме фотографии работаю-
щей натриевой тепловой тру-
Рис. 2-13. Восстановление давления
в тепловой трубе [2-8].
/ — давление в паровой фазе; 2— давле-
ние в жидкой фазе; 3 — разность между
падением давления в жидкой фазе и вос-
становлением давления в паровой фазе;
4 —падение давления в жидкой фазе
меньше восстановления давления.
41
бы в этом плайе Служат ВеСьМа впечатляющей иллю-
страцией (рис. 2-12). В этих экспериментах Кемме до-
стигалось 60%-ное восстановление давления. Радиаль-
ное число Рейнольдса было больше десяти. Для просто-
ты на рис. 2-11,6 опущена вязкостная составляющая
перепада давлений. На рис. 2-13,а показан также пере-
пад давлений в жидкой фазе. Эрнст отмечал, что, если
-Рис. 2-14. Сравнение по-
терь давления в симмет-
ричных тепловых трубах
с расчетами при допу-
щении течения Пуазейля.
1 — полностью развитое те-
чение Пуазейля, 16/Re; X —
L/R = IO; □ —L/R=40; О —
L/R-400.
восстановление давления в конденсаторе больше паде-
ния давления в жидкой фазе в этой зоне (рис. 2-13,6),
мениск в фитиле будет выпуклым. Хотя подобная ситуа-
ция в принципе возможна, все же при нормальной ра-
боте тепловой трубы в конденсаторе имеется избыток
жидкости, так что это условие не может быть выполне-
но. По этой причине, если АР,;с>АР;,-, то обычно пре-
небрегают восстановлением давления и считают, что
результирующая потеря или выигрыш давления в кон-
денсаторе отсутствует (рис. 2-13,в).
Рис. 2-15. Распределение падения давления вдоль тепловой трубы.
О — опыт № 1; V — опыт №2; Д — опыт № 3; П — опыт № 1; О — опыт № 5.
42
2-5-5. Двумерное несжимаемое течение. Предшеству-
ющий анализ был ограничен одномерным течением.
В реальных тепловых трубах температура и давление
не остаются постоянными в поперечном сечении. Это из-
менение особенно важно в зоне конденсации. Указанная
двумерная задача рассматривалась рядом авторов.
Бэнкстон и Смит, а также Роухани и Тьен получили
Рис. 2-16. Распределение падения температуры вдоль трубы.
Q — опыт № 1; V— опыт № 2; Д — опыт № 3; □ — опыт № 4; О — опыт № 5.
Рис. 2-17. Изменение температуры вдоль трубы на различных ра-
диусах.
/ — опыт № 3; 2 — опыт № 5; О—г/гв = 1; □ —г/г 0 =0,55; Д — г/го — 0.
43'
решение уравнения Навье—Стокса численными мето-
дами. Бэнкстон и Смит показали, что при больших ин-
тенсивностях испарения и конденсации в конце участка
конденсации наблюдается обратное течение. Обратное
течение наблюдается при Rr<—2,3. Несмотря на нали-
чие этих обратных течений простой одномерный анализ
Буссе хорошо согласуется с результатами Бэнкстона и
Смита вплоть до Rr>10 в зоне конденсации [2-9]
(рис. 2-14).
Рис. 2-18. Профили температу-
ры в различных сечениях
вдоль трубы.
Опыт № 3; О —*=10 см; □ — *=
=25 см; А —*=45 см.
Рис. 2-19. Профили темпера-
туры н различных сечениях
вдоль трубы.
Опыт № 5; О —*=10 см; □—*=
=25 см; А — *=45 см; V — *=
=56 см.
В работе Роухани и Тьена рассматривается натрие-
вая тепловая труба следующих размеров: /=0,6 м;
Ze=0,2 м; 1с=0,3 м; rv=0,0086 м. Были проанализиро-
ваны [2-10] случаи, описанные в табл. 2-1 и 2-2. Ре-
зультаты анализа показаны на рис. 2-15—2-20.
Рис. 2-20. Сравнение данных расчета перепадов давления в допуще-
нии эллиптического и параболического течений, а также по простой
теории.
О —г/го-1; А — г/го=0; О — решение в предположении параболического те-
чения; Г j опыт № 3; 2— опыт № 5; 3 —уравнение (2-5-10),
44
Таблица 2-1
Первичные данные по характеристикам натриевых
жидкометаллических тепловых труб
№ опыта т , ас’ К Т , г НС’ Вт-м'а*К"х не’ Втн-аК"‘ RC т0,к Ро. Н/м
1 800 805 17 106 2851 2 1,33 804 946
2 800 810 17 106 2851 4 2,66 808 1023
3 800 820 17 106 2851 8 5,33 816 1203
4 800 830 17 106 2851 24 16,00 824 1398
5 800 845 17 106 2851 36 24,00 836 1633
2-5-6. Сжимаемое течение. До сих пор мы пренебрега-
ли влиянием сжимаемости пара на работу тепловой
трубы. Сжимаемость может играть существенную роль
при запуске трубы, а также в высокотемпературных
жидкометаллических трубах. Этот вопрос будет рас-
смотрен в настоящем параграфе.
Таблица 2-2
Сравнение действительных и расчетных значений Q и ReMaKC
№ опыта Q„.Bt Кемаксл' Q, Вт ^емакс
1 185 186 162 163
2 370 372 289 292
3 740 744 610 614
4 1120 1126 906 911
5 1665 1674 1265 1283
В цилиндрической тепловой трубе аксиальный поток
массы возрастает по длине зоны испарения и достигает
максимума в конце испарителя, по длине зоны конден-
сации поток массы уменьшается. В испарителе скорость
течения будет возрастать, достигая максимального зна-
чения в конце зоны испарения, а давление упадет до
минимума. Деверолл с соавторами обратили внимание
на подобие течений газа в такой тепловой трубе и в
сопле Лаваля. В первом случае поперечное сечение
остается постоянным, но меняется массовый расход,
тогда как во втором массовый расход остается неиз-
менным, а меняется поперечное сечение. Прежде чем
вернуться к тепловой трубе, целесообразно проанализи-
45
ровать характеристики сопла Лаваля более детально.
Пусть давление газа на входе в сопло будет поддержи-
ваться постоянным. Рассмотрим, к чему будет приводить
в этом случае уменьшение давления на выходе. Обра-
тимся к кривой А на рис. 2-21. В данном случае раз-
ность давлений между входом и выходом мала. Скорость
газа в суживающейся части будет увеличиваться до
максимального значения в минимальном сечении, или,
как его называют, в горле, и уменьшаться в расширя-
ющейся части сопла. Скорость течения не будет дости-
гать скорости звука. На кривой распределения давления
Рис. 2-21. Профили давления в сопле Лаваля.
/ — суживающая часть; 2 — горло; 3 — расширяющаяся часть; 4 — дозвуковое
течение; 5 — звуковой предел; 6 — фронт скачкообразного восстановления дав-
ления; 7 — сверхзвуковая скорость.
в горле сопла наблюдается минимум. Если теперь сни-
зить давление на выходе из сопла, то придем к ситуа-
ции, описываемой кривой В. В данном случае в сужи-
вающейся части сопла будет происходить увеличение
скорости течения, которая достигает в горле сопла ско-
рости звука. Как и ранее, по мере продвижения через
расширяющуюся часть сопла скорость течения будет
падать и будет наблюдаться некоторое восстановление
давления [2-11].
Если продолжать снижать давление на выходе до
состояния, описываемого кривой С, то газ будет продол-
жать ускоряться и после входа в расширяющуюся часть
сопла течение станет сверхзвуковым. Восстановление
давления в данном случае происходит скачком.
Кривая D указывает на то, что при определенном
давлении газа на выходе ускорение газа может быть
реализовано на протяжении всей расширяющейся части
сопла. Дальнейшее снижение давления на выходе уже
не приведет к изменению характера течения в сопле.
46
Следует Отметить, Что снижение давления на выходе йй-
же Рс не влияет на характер течения в суживающейся
части сопла, следовательно, массовый расход через соп-
ло после достижения в его горле скорости звука уже
не будет возрастать. Это состояние носит название «за-
пирания» канала.
Кемме очень наглядно показал, что режим работы
тепловой трубы может быть очень схожим с режимом
работы сопла Лаваля. Его экспериментальное устрой-
ство показано на рис. 2-22. В качестве рабочей жидкости
Кемме использовал натрий. Подводимая тепловая мощ-
J—дозвуковое течение пара; 2 — звуковой предел; 3 — сверхзвуковое тече-
ние пара.
ность поддерживалась постоянной и равной 6,4 кВт.
Измерялось распределение температуры вдоль трубы.
На рис. 2-22 показаны номера термопар, расположен-
ных по длине трубы. Поскольку температура непосред-
ственно связана с давлением, полученный им темпера-
турный профиль может рассматриваться как аналогич-
ный профилю давления. В своих опытах Кемме
с помощью газового зазора регулировал отвод теплоты
в конденсаторе. Термическое сопротивление зазора мог-
ло меняться в зависимости от соотношения аргона и
гелия в смеси, заполняющей зазор. Результаты опытов
Кемме показаны на том же рис. 2-22. Кривая А отве-
чает случаю дозвукового течения с восстановлением
давления. Кривая В, полученная в результате пони-
жения температуры в конденсаторе, соответствует
варианту достижения скорости звука в конце ис-
парителя и, следовательно, работе трубы в ус-
ловиях запирания течения. Дальнейшее уменьшение тер-
47
мического сопротивления между конденсатором и сто-
ком теплоты просто ведет к снижению температуры
в зоне конденсации, но не увеличивает количество пе-
редаваемого тепловой трубой теплоты, которое оказы-
вается ограниченным условиями запирания течения и
фиксированным перепадом температур вдоль испари-
теля [2-13].
Следует заметить, что при этих условиях ограниче-
ния мощности по скорости звука в тепловой трубе будет
наблюдаться значительное изменение температуры и
давления вдоль ее оси и труба будет работать в усло-
виях, далеких от изотермических.
Деверолл с соавторами показали, что простая одно-
мерная модель хорошо описывает сжимаемое течение
[2-11]. Рассмотрим участок испарения. Перепад давле-
ний в испарителе описывается уравнением (2-5-4)
Ро—Pi =ро2.
Запишем уравнение состояния
P=pRT, (2-5-20)
а также выражения для скорости звука и числа Маха
С = -]/у7?Т; 1 (2-5-21)
М=»/С. j
Подставляя их в уравнение (2-5-4), получим:
1 = ^-=-М^?1 = уМ2, (2-5-22)
где То может рассматриваться как температура тормо-
жения.
Следовательно,
тСрТо= m (CpTt
или
Л = (2-5-23)
Отношение плотностей записывается следующим об-
разом:
48
И, наконец, баланс энергии й зоне испарения дает:
(?=р1)ДпЛ=р0ЛМСЛ. (2-5-25)
Заметим, что С — скорость звука, соответствующая
Т\. Иногда Q записывают через скорость звука Со, со-
ответствующую То- В этом случае
Q= зС+п (2’5’26>
Это выражение впервые было получено Леви. Вы-
ражения для отношения давлений, отношения темпера-
тур и плотностей в условиях запирания течения полу-
чаются подстановкой М = 1 в уравнения (2-5-22) — (2-
5-24) соответственно
1 + у = 2,66; (2-5-27)
^-=Цр=1,33; (2-5-28)
-^-=2, (2-5-29)
где у = 1,66 для одноатомных паров.
2-6. ГРАВИТАЦИОННЫЙ НАПОР
Разность давлений, обусловленная гидростатическим
напором жидкости, может быть как положительной, так
и отрицательной или нулевой в зависимости от взаим-
ного расположения в пространстве испарителя и кон-
денсатора. Эта разность давлений APg определяется
выражением
APg=pzg/ sin ср, (2-6-1)
где р/ — плотность жидкости; g — ускорение свободного
падения; I — длина тепловой трубы; ф — угол между
осью тепловой трубы и горизонталью-(ф— положитель-
ный, если конденсатор расположен ниже испарителя).
2-7. СРЫВ ЖИДКОСТИ
В тепловой трубе пар течет в направлении от испа-
рителя к конденегйрру, а жидкость возвращается по
фитилю. На поверхности раздела фитиль — паровой по-
4—129 49
ток на жидкость действуют касательные напряжения.
Их значение будет зависеть от свойств пара и его ско-
рости. Результатом действия касательных напряжений
будет срыв (унос) капель жидкости и их перемещение
к концу конденсатора. Указанной тенденции к срыву
капель противодействуют силы поверхностного натяже-
ния в жидкости. Унос капель будет препятствовать
нормальной работе трубы и является одним из лимити-
рующих факторов при ее работе. Кемме наблюдал унос
в натриевой тепловой трубе и засвидетельствовал, что
во время опытов можно было слышать звуки ударов
капель о торец конденсатора трубы.
Удобным параметром, определяющим интенсивность
срыва жидкости, является число Вебера We*, которое
характеризует соотношение между инерционными сила-
ми в паре и силами поверхностного натяжения:
We = p^, (2-7-1)
где р„ — плотность пара; и — скорость пара; щ— по-
верхностное натяжение; z— размер, характеризующий
поверхность раздела фаз.
В тепловой трубе с фитилем значение z связано с га-
баритами фитиля. Принято, что унос будет иметь место,
если We = l (это допущение фактически определя-
ет z). Тогда предельная скорость пара vc будет опре-
деляться формулой
(2-7-2)
г Ро-
Поскольку аксиальный поток энергии
Q — PvI-'V,
предельный по условиям срыва капель аксиальный по-
ток энергии запишется как
?=/ 2-p-fX (2-7-3)
Значение произведения pvL2$i является своего рода
«мерой» склонности данной рабочей жидкости к уносу.
* и pntTZ
Некоторые авторы определяют число Вебера как We = g
50
Чунг [2-14] представил
зависимость этого произве-
дения от температуры для
некоторых жидких метал-
лов (рис. 2-23).
Рядом авторов приво-
дятся опытные данные по
предельной мощности теп-
ловых труб по условиям
уноса.
Эти авторы обычно вы-
бирают величину z таким
образом, чтобы хорошо
описывались их собственные
опытные данные, при этом
общая зависимость сохра-
няется в виде (2-7-3). Неко-
торые из полученных ре-
зультатов обсуждаются в
§ 2-9.
Рис. 2-23. Зависимость пара-
метра устойчивости границы
раздела от температуры [2-14].
2-8. ТЕПЛОПЕРЕДАЧА И РАЗНОСТЬ ТЕМПЕРАТУР
В ТЕПЛОВЫХ ТРУБАХ
2-8-1.. Введение. В настоящем параграфе рассматри-
ваются вопросы теплопередачи и соответствующие пе-
репады температур в тепловой трубе. Последний может
быть выражен через термические сопротивления соот-
ветствующей цепи (рис. 2-24). Как подвод, так и отвод
теплоты от тепловой трубы может осуществляться те-
плопроводностью, конвекцией и тепловым излучением.
Труба может также обогреваться индукционным спо-
собом, электронной бомбардировкой, а охлаждаться
в результате эмиссии электронов. Дополнительные пе-
репады температур появятся как в зоне, испарения, так
Рис. 2-24. Перепады температур и эквивалентные термические со-
противления в тепловой трубе.
4*
51
и в зоне конденсации вследствие передачи теплоты те-
плопроводностью через стенки тепловой трубы. Пере-
пады температур в фитилях обусловлены несколькими
причинами, и они будут детально проанализированы
в настоящем параграфе. Установлено, что термическое
сопротивление существует на границах раздела жид-
кость— пар, а также в паровом ядре. Для определения
соответствующих эффективных термических сопротив-
лений и нахождения пределвных значений интенсив-
ности передачи теплоты в зонах испарения и конденса-
ции рассматриваются некоторые детали процессов ис-
парения и конденсации.
В заключение дается итоговая сводка термических
сопротивлений и предельной интенсивности теплопере-
дачи, необходимая для выполнения конструкторских
работ.
2-8-2. Теплопередача в зоне испарения. При низких
тепловых потоках теплота будет переноситься к поверх-
ности жидкости частично теплопроводностью через фи-
тиль и заполняющую его жидкость и частично в ре-
зультате естественной конвекции. Испарение будет осу-
ществляться с поверхности жидкости. По мере
увеличения теплового потока жидкость, находящаяся
в контакте со стенкой, постепенно достигает перегрето-
го состояния и в центрах парообразования будут обра-
зовываться пузыри. Они будут поглощать и уносить
часть энергии от поверхности в виде скрытой теплоты
парообразования и одновременно сильно интенсифици-
ровать конвективный процесс теплоты. При дальнейшем
увеличении теплового потока будет достигнуто его кри-
тическое значение (наступит кризис теплоотдачи), пои
котором произойдет осушение Фитиля и тепловая труба
потеряет свою работоспособность.
Прежде чем перейти к анализу работы пористых по-
верхностей (фитилей), будут рассмотрены результаты
исследований теплоотдачи на плоских поверхностях, не
покрытых пористой структурой. После этого будут опи-
саны опыты, выполненные с пористыми поверхностями,
и приведены расчетные соотношения, позволяющие
определить перепад температур в фитиле и установить
значение критического теплового потока. Рассматрива-
емая проблема достаточно сложная, и для понимания
механизма процесса необходимы дальнейшие исследо-
вания.
52
2-8-3. Теплоотдача на плоских поверхностях [2-15, 2-16]. Рас-
смотрим плоскую теплоотдающую поверхность, погруженную
в объем жидкости, поддерживаемой при температуре Ts, т. е. при
температуре кипения, соответствующей давлению в системе. Пусть
Тт — температура греющей поверхности. На рис. 2-25 показана за-
висимость плотности теплового потока q от разности температур
Tw—Т.. Эта кривая впервые была получена для воды Нукияма
[2-17]. Установлено, что подобная зависимость характерна для всех
жидкостей.
Участок АВ соответствует естественной конвекции жидкости
около поверхности испарения. С ростом теплового потока на тепло- .
Рис. 2-25. Режимы кипения
в большом объеме.
теплоотдающей поверхности ста-
отдающей поверхности начинают
образовываться паровые пузыри,
при этом очень большие плотно-
сти теплового потока могут быть
достигнуты при весьма малых
разностях температур. Эта об-
ласть ВС известна как область
пузырькового кипения или как
область кипения в большом объ-
еме. Пузыри переносят теплоту
в виде скрытой теплоты парообра-
зования, а также интенсифициру-
ют теплоотдачу конвекцией.
Тепловой поток при пузырь-
ковом кипении не может увеличи-
1 ваться бесконечно, в точке С коли-
чество пузырей становится столь
большим, что доступ жидкости к
новится затрудненным и на ней образуется сплошная паровая плен-
ка. При этом разность температур резко возрастает и наступает
ситуация, известная как кризис кипения (достигается критическая
плотность теплового потока). Участок кривой CD известен как
область переходного режима кипения. В этой области кипение не-
устойчивое и теплоотдающая поверхность попеременно покрыта то
паром, то жидкостью. На участке DE паровая пленка устойчива.
Это зона устойчивого пленочного кипения. Точка Е определяется
температурой плавления материала теплоотдающей поверхности.
Пузырьковое кипение и образование пузырей '(2-18]. Из уравне-
ния (2-2-1) следует, что перепад давлений на искривленной поверх-
ности радиуса R равен:
_ 2а/
Развитию пузыря предшествует его зарождение в центре паро-
образования, наличие такого центра обеспечивает конечное значение
начального радиуса пузыря. Кроме того, жидкость должна быть пе-
регрета для обеспечения разности давлений ДР.
Требуемое значение перегрева ДТ8 может быть связано с АР
уравнением Клаузиуса — Клапейрона
(2-8-1)
dP L
dT^ Т (о„ — ш) ’
где — удельный объем пара, a i>i — удельный объем жидкости.
53
Обычно Следовательно,
dP L
dT ~Tvv '
Комбинация уравнений (2-2-1) и (2-8-1) дает:
дГ=^=1^. (2-8-2)
Механизм образования пузыря сильно зависит от характеристик
смачивания греющей поверхности. Вопрос о смачивании поверхности
5
Рис. 2-26. Образование пузыря на греющей поверхности.
а — влияние смачивания: 1 — полное смачивание, 2— частичное смачивание;
3— отсутствие смачивания, 4 — твердая поверхность 5 — жидкость; б—об-
разование пузыря в коническом центре.
уже рассматривался в § 2-2 и иллюстрировался рис. 2-3. Влияние
смачивания на процесс образования пузыря можно проследить иа
рис. 2-26,а. Образование пузырей болев' вероятно в случае несмачи-
ваемой поверхности. Кроме смачивания для образования пузырей
необходимо существование центров парообразования.1
Центрами парообразования служат царапины и элементы шеро-
ховатости поверхности, а также пузырьки вькяобождающегося
абсорбированного газа. На рис. 2-26,6 показана последовательность
стадий образования пузыря в углублении поверхности. Как и ожи-
далось, для образования пузырей на чистой гладкой поверхности
потребуются существенно более высокие перегревы. На рис. 2-27
показано измеиеиие температуры в жидкости с расстоянием от по-
верхности иагрева в условиях
пузырькового кипения воды на по-
верхности из нержавеющей стали
при атмосферном давлении. В ра-
боте Шииса [2-19] приведены дан-
ные аналогичных измерений для
натрия, кипящего при температуре
785—875°С в испарителе из не-
Рис. 2-27. Изменение температуры
с расстоянием от греющей поверх-
ности при пузырьковом кипении
[2-15].
АГ — превышение температуры жидко-
сти над температурой насыщения; °C;
)г — расстояние от греющей поверхно-
сти, . мм; 1 — граница раздела
жидкость — пар; А, В, С — соответст-
венно тепловой поток 42,9; 0,32;
5l>5 кВт/м2 (поверхность гладкая);
54
ржавеющей стали. Шине обнаружил, чтб йЗ-за Смачйваййя ййтрйем
нержавеющей стали зарождение пузырьков оказывается затруднен-
ным и для его осуществления необходимы перегревы около 100°С.
По прошествии некоторого времени поверхность «прирабатывается?'
и перегревы падают примерно до 20°С. Последний результат оказы-
вается неожиданным, поскольку можно было ожидать обратной
тенденции.
Сю [2-20] получено выражение, аналогичное по форме уравне-'
нию (2-8-2):
12,8а/7’„
Д7, = —^пг
или в системе единиц СИ
ДТ
3,06^
р0ЛЗ >
(2-8-3)
где б — толщина теплового слоя жидкости. В качестве первого при-
ближения можно взять средний диаметр углублений в поверхности.
Для характерных поверхностей он равен 2,5- 10 :л см.
В табл. 2-3 приведены значения ДГ для некоторых жидкостей
при атмосферном давлении (6 = 2,5-10-3 см).
. Таблица 2-3
Расчетные значения перегрева ДТ для ряда жидкостей
при атмосферном давлении (расчет по формуле Сю [2-20])
Жидкость ! Точка кипения, К Плотность’’ пара, кг/м8 S § и к ЙО Поверхностное натяжение, ~ Н/м дг, °C
Аммиак (NH3) ....... 239,7 0,3 1350 0,028 2,0
Этиловый спирт (С2Н6ОН) . . 338 2,0 840 0,021 0,51
Вода 373 0,60 2258 0,059 1,9
Калий 1047 0,486 1938 0,067 8,9
Натрий 1156 0,306 3913. 0,113 26,4
Литий 1613 0,057 19 700 0,26 44,8
Обобщающие соотношения для опытных данных по пузырьково-
му кипению. Характеристики пузырькового кипения в значительной
степени зависят от свойств греющей поверхности [2-21]. Такие фак-
- торы, как количество абсорбированного газа, шероховатость поверх-
ности, степень ее окисления и смачиваемость, сильно влияют на раз-
иость температур греющей поверхности и объема жидкости. Свой-
ства греющей поверхности (поверхностные условия) могут изменять-
ся во времени — этот процесс известен как приработка (старение)
поверхности. Влияние давления также существенно. По указанным
причинам воспроизведение’ опытных данных зачастую затруднено.
Тем йе менее рядом авторов были предложены расчетные соотноше-
ния для теплоотдачи при пузырьковом кипении, часть из которых
является эмпирическими, а другие опираются иа физические модели.
55
Пузырьковое кипение воды и органических жидкостей. РозеИау
была предложена полезная расчетная формула, применимая для
этих жидкостей [2-22]. В своей модели Розенау рассматривает кон-
вективный перенос теплоты, обусловленный образованием пузырей.
Из анализа размерностей найдена следующая зависимость безраз-
мерных параметров:
Nub=f(Rei„ Ргг),
где Nu;, — число Нуссельта, определенное по диаметру пузыря и
равное отношению количества теплоты q, переданного конвекцией,
к соответствующему значению, обусловленному теплопроводностью,
, Х1 Фь СрМ , „
RiA.1, т. е. Ми/, = — ; рг, = —-------число Прандтля жидкости.
kiaJ ‘ ki
Оно представляет собой отношение кинематической вязкости к тем-
пературопроводности; Reb = psoIZ)b/p.i — число Рейнольдса, рассчи-
танное по диаметру пузыря Ё>ь-
Розенау эмпирическим путем нашел следующую связь между
указанными параметрами:
ReftPr;_
Nu/,
CRe%Prmz.
тт 1
На основании данных по кипению дистиллированной воды на
платиновой проволоке диаметром 0,61 мм им получено следующее
соотношение:
Cpi^T
£—= 0,013
1/ Sc ° [°
F g pi — p0J
'CpZ^Z 11,7
(2-8-4)
где член g/g?— отнесенное к стандартным условиям ускорение сво-
бодного падения, g-c = 9,81 м/с2. Его следует вводить, например, при
расчете характеристик кипения в космических условиях.
Формула Розенау хорошо согласуется с опытными данными для
других сочетаний жидкость — поверхность, для этого коэффициент
0,013 следует заменить соответствующим значением из табл. 2-4.
Таблица 2-4
Значения коэффициента С в формуле Розенау для различных
сочетаний поверхность — жидкость
Сочетание поверхность — жидкость с Сочетание поверхность — жидкость с
Вэда — никель Ьода — платина Вода — медь Вода — бронза Вода — никель и нержа- веющая сталь Вода — нержавеющая сталь 0,006 0,013 0,013 0,006 0,013 0,014 Четыреххлористый угле- род — медь Бензол — хром и-Пентан — хром Этилозый спирт — хром Изопропиловый спирт — медь н-Бутиловый- спирт—медь 0,013 0,010 0,015 0,0027 0,0025 0,0030
56
Некоторыми авторами предложены соотношения, позволяющие
рассчитывать критический тепловой поток qc. Одной из таких фор-
мул является формула Розенау — Гриффитса [2-23]
L?v
0,012
Pf — Р»
Р»
(2-8-5)
Другое соотношение представлено Кесвелом и Балшизером
[2-24]. Оно применимо как для металлических, так и для неметал-
лических теплоносителей
Г2р„йг
Рг-о.л = 1,02-10-6
PZ — Ppl°’6S
Ра ]
(2-8-6)
Данные по кипению жидких металлов можно найти также в ра-
ботах Субботина [2-25] и Двайера [2-26].
Расчетные соотношения для кризиса теплоотдачи. Как и тепло-
отдача при пузырьковом кипении, значение критического теплового
потока также сильно зависит от поверхностных условий. Для воды
при атмосферном давлении максимум теплового потока лежит
в пределах от 0,95 до 1,3 МВт/м2, что в 3—8 раз превышает соот-
ветствующие значения, полученные для органических жидкостей.
Соответствующие -критические разности температур для воды и
органических жидкостей лежат в пределах 20—50°С.
Преимуществом жидких металлов является их малая вязкость
и , большая теплопроводность. Критические тепловые потоки для ще-
лочных металлов в диапазоне давлений 0,01—1 МПа составляют
1—3 МВт/м2, соответствующая разность температур равна пример-
но 5°С.
2-8-4. Кипение на пористых поверхностях (фитилях).
В настоящее время имеется достаточно обширная ли-
тература по кипению на пористых поверхностях (фити-
лях). Рассматриваемые в настоящем параграфе работы
включают измерения на плоских пористых поверхностях
и в трубах, при этом греющие поверхности могут быть
расположены как горизонтально, так и вертикально.
Они могут быть полностью погружены в жидкость или
же испарение будет происходить со свободной поверх-
ности фитиля (ситуация характерная для тепловой тру-
бы). Исследовались вода, органические жидкости и
жидкие металлы. Наличие пор в теплоотдающей по-
верхности ведет к дальнейшему усложнению процесса
кипения, поскольку в дополнение к вышеизложенным
факторам, определяющим кипение на гладких поверх-
ностях, в фитиле имеются дополнительные центры
парообразования и существенно изменяется характер
движения жидкой и паровой фаз в направлении поверх-
ности нагрева и от нее.
При низких тепловых потоках теплота передается
в оснонном теплопроводностью по смоченному фитилю.
57
Это положение доказывается опытами Филипса и Хин-
дермана [2-27] с фитилем из пенообразного материала,
выполненного из никеля 220,5 толщиной 0,14 см и с одно-
слойной нержавеющей сеткой, прикрепленной к гори-
Рис. 2-28. Теплоотдача с погру-
женного в жидкость фитиля при
атмосферном давлении [2-27].
Толщйна слоя: О — 3,2 мм; А—
12,7 мм; □— 25,4 мм; 1 — кривая, рас-
считанная по модели теплопроводно-
сти через фитиль; 2 — формула Розе-
нау (кипение в большом объеме); 3 —
обыкновенное кипение в большом объ-
еме (гладкая поверхность без пор).
зонтальной пластине. В качестве рабочей жидкости ис-
пользовалась дистиллированная вода. Результаты ука-
занных экспериментов представлены на рис. 2-28.
Сплошная линия отвечает теоретической кривой для слу-
чая передачи , теплоты теплопроводностью через слой
воды высотой, равной толщине фитиля.
Рис. 2-29. Сравнение данных по кипению на погруженном фитиле из
никелевой ваты и на гладкой поверхности при давлении 2,8 кПа
[2-28].
Подпор жидкости: 0 — 0 мм; □ — (—12,7) мм; А — (—25,4) мм; / — момент
возникновения пузырькового кипения; 2 —расчет в предположении передачи
теплоты теплопроводностью через пленку воды высотой в толщину фитиля.
При более высоких тепловых потоках возникает пу-
зырьковое кипение. Феррел и Олливитч [2-28] исследо-
вали теплоотдачу горизонтальной поверхности, покры-
той. слоем шариков из монеля. Данные приводятся для
случая кипения воды при атмосферном давлении на ело-
53
ях с ячеистостью 30—40 и 40—50 меш1, погруженных
на глубину 7,5 см.' Толщина пористого слоя изменялась
от 3 до 25 мм. Авторы пришли к заключению, что пе-
ренос теплоты осуществляется теплопроводностью через
Рис. 2-30. Испарение воды
с гладких и пористых поверх-
ностей [2-30].
а — кипение воды на испаритель-
ной трубе; Л — медь, □ — медь,
V — нержавеющая сталь; б — ки-
пение воды на трубе, покрытой
фитилем: Л — нержавеющая сталь
325-4, □ — нержавеющая сталь
325-11, V —РВ 325-4, О — FM; в —
нспаренне воды в фитиле: ф — не-
ржавеющая сталь 150-4, Л — не-
ржавеющая сталь 325-4, □ — не-
ржавеющая сталь 325-Ц, V— не-
ржавеющая сталь 325-4, О- —FM.
насыщенную жидкостью структуру фитиля к поверхности
раздела жидкость — пар, которая располагалась в пер-
вом слое шариков. Согласование опытных данных с рас-
четами по этой модели хорошее (рис. 2-29).- Пузырь-
кового кипения в пористой структуре не наблюдалось.
1 Меш — число проволочек, образующих сетку, на 25,4 мм
(1 дюйм). Поскольку диаметр проволочки приблизительно равен
размеру ячейки, то ориентировочно размер ячейки равен 25,4 мм,
деленных на удвоенное число меш. (Пр и<м. п ер.).
59
На рис. 2-28 полученные результаты представлены
вместе с опытными данными по теплоотдаче при кипе-
нии на гладкой горизонтальной поверхности. Видно,
, что при больших температурных напорах имеется хоро-
шее согласие с формулой Розенау, однако при малых
температурных напорах тепловой поток на пори-
стой поверхности значительно выше, чем на глад-
кой. Аналогичный эффект наблюдался и - другими
исследователями, например Корменом и Уэлметом
[2-29]. При больших значениях Д71 кривые пересе-
каются, что, возможно, связано с возрастающими труд-
ностями удаления пара от теплоотдающей поверхности.
Эбхет и Себан [2-30] представили данные исследо-
ваний теплоотдачи к воде, этиловому спирту и ацетону
на вертикальных трубах. В этих экспериментах полу-
чены данные для гладких поверхностей, погруженных
в объем жидкости фитилей, и для случая испарения из
фитиля. Результаты, полученные на воде, представлены
на рис. 2-30. На рис. 2-30, а данные приведены для трех
различных труб при атмосферном давлении. Для одной
трубы представлены результаты при давлении 6 мм
рт. ст. (0,8 кПа). Эти точки обозначены квадратиками.
При тепловой нагрузке примерно 2-104 Вт/м2 визуально
наблюдалось появление пузырей. На рис. 2-30, б крести-
ками обозначены данные для фитиля из нержавеющей
стали 150-4 при давлении 800 Па, все остальные данные
получены при атмосферном давлении. Пузырьковое ки-
пение начиналось при тепловой нагрузке около
4> 103 Вт/м2. При тепловых потоках 6-Ю4—105 Вт/м2
для нержавеющей стали 150-4 наблюдался прогресси-
рующий рост температуры. На рис. 2-30, в все данные
приведены при атмосферном давлении. Значения I изме-
няются от 37,5 до 100 мм.
Авторы приходят к заключению, что при плотности
теплового потока до 150 кВт/м2 коэффициент теплоот-
дачи для. покрытой сеткой или войлоком трубы такой
же, как и для голой трубы, этот коэффициент теплоот-
дачи также не очень сильно отличается от коэффициен-
та теплоотдачи при испарении с поверхности фитиля.
Марто и Мостеллер [2-31] использовали в своих опы-
тах горизонтальную трубу, обмотанную четырьмя слоями
сетки из нержавеющей стали с ячейками 100 меш Опы-
ты были выполнены с водой. Наружный сосуд был
стеклянным, что позволяло вести визуальные наблюде-
60
нйя за поверхность^) фйтйля. В опытах измерялась за*
висимость перегрева от плотности теплового потока.
Обнаружилось, что рассчитанный по опытным данным
критический радиус зародыша составляет 0,013 мм, тог-
да как эффективный радиус капиллярной структуры
был равен 0,6 мм. , »
Имеются свидетельства того, что критический тепло-
вой поток для пористых поверхностей (фитилей) может
Вт/смг
ЮК
10s
10 10^ 103ммркст.
~500 800 700 800 ' 1000 °C
Рис. 2-31. Сравнение критиче-
ских плотностей теплового по-
тока при кипении натрия
в большом объеме и в тепло-
вых трубах с канавками
[2-33].
— Нойс; О — Карбон; А — Суб-
ботин; □ — Субботин; X — Суббо-
тин; + — Кэсуелл; А — тепловая
труба.
превышать соответствующие
значения для гладких по-
верхностей. Например, в ра-
боте Костелло и Фреа [2-32]
указывается, что критиче-
ский тепловой поток на по-
верхности фитиля может
оказаться на 20% выше, чем
на поверхности гладкой
трубы.
В работе Райса и Шрай-
тцмана [2-33] сообщается
об очень высоких значениях
критических тепловых по-
токов для натрия в тепло-
вых трубах с канавками.
В указанной работе они в
2—10 раз превышали кри-
тические' тепловые потоки,
полученные Балшизером
[2-34] при температурах
примерно 550°С. По наблюдениям авторов канавки
выглядели как темные полосы на наружной поверхно-
сти тепловой трубы, на основании чего ими было сде-
лано заключение о том, что испарение происходит толь-
ко из канавок. Полученные ими данные приведены на
рис. 2-31, причем тепловой поток рассчитывался в допу-
щении испарения только из канавки.
Мосс и Келли [2-35] сконструировали плоский испа-
ритель, используя фитиль из нержавеющей стали тол-
щиной 6,35 мм. Рабочей жидкостью служила вода. Для
измерения толщины слоя воды в фитиле применялся
метод нейтронной радиографии. Для объяснения ре-
зультатов эксперимента авторами предложены две мо-
дели. Согласно первой из них испарение происходит
с поверхности раздела жидкость — пар. Во второй моде-
61
ли принято, что в корйе фитиля имеется паровая про-
слойка.
Обе модели Мосса и Келли могут быть использова-
ны для объяснения большей части опубликованных
опытных данных. Эти модели рассмотрены в статье Фер-
релла, Девиса и Уинстона [2-36], в которой они исполь-
зованы для классификации различных экспериментов.
Вышеупомянутые модели описываются следующим об-
разом.
Первая модель. Теплота передается теплопро-
водностью через слой жидкости, заполняющей фитиль
у греющей поверхности. На поверхности этого слоя про-
исходит испарение жидкости. Согласно модели жид-
кость должна поступать в зону, прилегающую к теплоот-
дающей поверхности, под действием капиллярных сил.
Вторая модель. Непосредственно у теплоотда-
ющей поверхности в фитиле имеется тонкий слой пара.
Теплота передается теплопроводностью через этот слой
к жидкости, заполняющей фитиль и находящейся при
температуре насыщения. Согласно данной модели испа-
рение жидкости происходит на границе этого парового
слоя и образующийся пар «отыскивает» себе выходы
из фитиля, перемещаясь вдоль теплоотдающей поверх-
ности с последующим истечением через каналы крупно-
го размера в фитиле. Эта модель аналогична обычной
модели пленочного кипения.
Использованная Ферреллом с соавторами установка
показана на рис. 2-32. Она предназначена для испыта-
ния плоских прямоугольных материалов для фитилей
размером 44,2x305 мм. Грею-
щая поверхность (зона испа-
рения) имеет размеры 44,4Х
Х305 мм. Диаметр сильфо-
на 89 мм. Подавая в каме-
ру сильфона давление, мож-
но прижать одну сторону ма-
териала фитиля к греющей
Рис. 2-32. Схема установки Феррелла
с сотр. [2-36].
1 — вспомогательные > нагреватели: 2 —
уровень жидкости; 3 — ось вращения; 4 —
матрица, приваренная к сильфону для
передачи прижимных усилий фитилю; 5 —
сильфон; 6 — конденсатор; 7 — графитовый
нагреватель: 3 — нагревательный элемент
15П50,8 мм; 9 —термопары; 10 — фитиль
~ шириной 45 мм, длиной 305 мм.
62
поверхности. Другой конец фитиля погружен в объем
жидкого калия, поддерживаемого с помощью вспомога-
тельных нагревателей при температуре насыщения. Зо-
на между греющей поверхностью и объемом металла
представляет собой адиабатический участок. В конден-
саторе фитиль отсутствует. Сам конденсатор размещен
таким образом, что обеспечивается естественный слив
конденсата и тем самым в конденсаторе поддержива-
ется постоянное давление независимо от теплового по-
тока.
Во время работы тепловой трубы графитовый на-
греватель передаёт теплоту излучением к тыльной сто-
роне греющего блока, изготовленного из нержавеющей
стали 304. Эта теплота передается затем теплопровод-
ностью фитилю, где происходит испарение. Шесть тер-
.мопар, по три в двух сечениях, фиксируют стационар-
ный линейный градиецт температур в блоке. Произве-
дение этого градиента на коэффициент теплопроводно-
сти стали дает среднее значение плотности теплового
потока. Экстраполяция профиля температуры на поверх-
ность блока дает среднее значение температуры грею-
щей поверхности. Шесть термопар, расположенных в пре-
делах 10 мм слоя от поверхности фитиля, фиксируют
любое отклонение температуры, которое может возник-
нуть в фитиле. Три дополнительные термопары, разме-
щенные в объеме жидкости и в паровом пространстве,
измеряют температуру насыщения в установке.
Порядок проведения эксперимента обычно был сле-
дующим. С помощью вспомогательных нагревателей ра-
бочая жидкость доводилась до состояния насыщения,
и фитиль пропитывался жидким калием примерно в -те-
чение 3 ч. Затем подавалась мощность к графитовому
нагревателю и записывались показания термопар. По
достижении стационарного состояния с помощью по-
тенциометра точно фиксировались все температуры.
После этого осуществлялось ступенчатое изменение мощ-
ности, подводимой к нагревателю. Указанная процеду-
ра повторялась вплоть до достижения критического
теплового потока или максимальной расчетной тепло-
вой мощности установки. Достижение критического теп-
лового потока (предельного по условиям смачивания
фитиля)- фиксировалось по отклонению температуры на
отдельных участках фитиля, вызванному исчезновени-
ем в этих местах рабочей жидкости.
63
^Опыты проводились с фитилем из нержавеющего
войлока FM1308, при этом в качестве рабочих жидко-
стей применялись как вода, так и калий. Хотя получен-
ные результаты не являлись окончательными, авторы
Рис. 2-34. Кипение калия иа
горизонтальном фитиле FM1308
[2-37].
A ~В=0°, f/L=25,9 мм; - — В=
= 0°, Яь=30,5 мм; О-В-31,5 мм.
полагали, что из двух опи-
санных выше моделей вторая
была более вероятной. Фер-
релом и Девисом [2-37] были
Рис. 2-33. Кипение калия на
вертикальном фитиле из ме-
таллического войлока FM 1308
[2-37] (L—высота фитиля над
объемом жидкости).
▲ — £-62,2 мм; Д — £=76,2 мм;
— £-81,8 мм; (J-£=106 мм;
о — £=109 мм; £) — £ = 128 мм;
0 — £-153 ММ; a —£ = 187 мм;
—> — критический тепловой поток.
продолжены эксперименты на той же установке с ка-
лием в качестве рабочей жидкости и с фитилями из не-
ржавеющего войлока FM1308 и из спеченого стального
порошка Lamipore 7,4. Свойства этих фитилей приведе-
ны в табл. 2-5.
Таблица 2-5
Размеры и свойства материалов фитилей
Материал Толщина, мм Пористость Проницаемость ХЮ10» ма Высота капил- лярного подня- тия, м
FM 1308 3,2 0,58 0,55 0,26
Lamipore 7,4 1,5 0,61 0,48 0,35
' Для обоих фитилей данные для вертикальной тепло-
вой трубы отличаются от результатов экспериментов
на горизонтальной трубе. На рис. 2-33 и 2-34 представ-
лены опытные данные соответственно для вертикального
и горизонтального положений трубы.
§4
В случае вертикального расположения фитиля коэф-
фициент теплоотдачи для фитиля FM1308 возрастает
с увеличением теплового потока, выходя на уровень
10,2 кВт/(м2-К). Для фитиля Lamipore 7,4 коэффициент
теплоотдачи с ростом теплового потока уменьшается
с 18,2 до 14,8 кВт/(м2-К).
Эффективная теплопроводность двух испытанных по-
ристых структур рассчитывались согласно моделям па-
раллельно (2-8-10) и последовательно (2-8-11) распо-
ложенных слоев. Результаты, расчетов представлены
в табл. 2-6, там же указаны значения коэффициентов
теплоотдачи для этих структур.
Таблица. 2-6
Коэффициенты теплоотдачи для калия
(вертикальная тепловая труба)
Фитиль Модель парал- лельных слоев kw Модель последо- вательных слоев Опытные данные Л, кВт/(№-К)
FM 1308 Lamipore 7,4 9,6 19 8,5 18 10,2 18,2—14,8
Совпадение рассчитанных по этим двум моделям
предельных значений проводимости и опытных данных
для FM1308 весьма хорошее. Для Lamipore хорошее
согласие опытных и расчетных данных наблюдается при
низких тепловых потоках. Причиной возникших рас-
хождений опытных и расчетных данных при больших
тепловых потоках может служить ухудшение теплового
контакта во время эксперимента.
Коэффициенты теплоотдачи для горизонтальной теп-
ловой трубы оказались значительно меньше, чем для вер-
тикальной [1,1—5 кВт/(м2-К)]- Они совпадают со зна-
чениями, полученными для голой горизонтальной поверх-
ности при отсутствии кипения. Предполагается, что
в случае горизонтального расположения пористой по-
верхности появляется дополнительный перепад темпера-
тур, связанный с передачей тепла теплопроводностью
че^ез избыточный слой жидкости над фитилем (при нор-
мальной работе тепловой трубы подобная ситуация мо-
жет н не возникнуть).
При работе с водой коэффициенты теплоотдачи со-
ставляли 11,3 кВт/(м2-К) в случае как горизонтального,
так и вертикального расположения труб (рис. 2-35),
5-19 с»
Рис. 2-35. Кипение воды при
горизонтальном и вертикаль- ‘
ном расположении фитиля s
FM1308 [2-37].
А — горизонтальное: □ — верти-
кальное, Да — 102 мм; — крити-
ческий тепловой поток.
Авторы приходят к за-
ключению, что механизм
переноса теплоты для
жидких металлов, с од-
ной стороны, и воды й
других неметаллических
жидкостей, с другой, ока-
зывается различным. Они
неметаллических рабочих
жидкостей испарение происходит внутри пористой
структуры. Это испарение, возможно, инициируется на-
личием захваченных пористым материалом пузырей
инертного газа или зарождением пузырьков пара в ак-
тивных центрах парообразований на греющей поверх-
ности. Возникнув, паровая фаза в дальнейшем распро-
страняется вдоль поверхности, образуя устойчивый па-
ровой слой.
Приведенные на рис. 2-35 данные для воды свиде-
тельствуют о том, что высокие тепловые потоки имеют
место при очень малых разностях температур. В то же
время в случае обычного пленочного кипения следовало
бы ожидать существенно больших разностей температур.
Возможно, что в действительности в пористой структуре
реализуется пузырьковое кипение на центрах парообра-
зования греющей поверхности или в прилегающих к ней
зонах фитиля. Учитывая неопределенность данных по ме-
ханизму парообразования в пористой структуре и распо-
ложению зоны возникновения паровой фазы, необходимо
проведение дополнительных исследований в этих направ-
лениях.
В жидких металлах возникновение пузырей затруд-
нено, и опытные данные работы [2-38] убедительно сви-
детельствуют о том, что при работе с металлами фитиль
полностью насыщен жидкостью и испарение происходит
с ее поверхности на наружной стороне фитиля. Следова-
тельно, для жидких металлов коэффициент теплоотдачи
может быть точно рассчитан по уравнениям (2-8-10) и
(2-8-11).
66
Одним из ограничений плотности радиального поФока
теплоты в испарителе является «смачивание» фитиля,
т. е. достижение состояния, при котором капиллярные
силы оказываются недостаточными для подачи требуемо-
го количества жидкости в испаритель. Предельный теп-
ловой поток qcrit будет определяться соотношением
mL
Яеги площадь испарителя
где поток массы связан с движущим напором ДР выра-
жением типа (2-4-5).
Феррелл с сотрудниками [2-39] получили подобного
типа соотношение для гомогенного фитиля и плоской по-
верхности
[, \
S \ hco<?loT,-
L?lkd [ 2
где hc0 — высота капиллярного поднятия жидкости в фи-
тиле, измеренная при некоторой номинальной темпера-
туре; KJio, рю — соответственно поверхностное натяжение
и плотность жидкости, измеренные при той же номиналь-
ной температуре; щ, pi, ц;— соответственно поверхност-
ное натяжение, плотность и вязкость жидкости при рабо-
чей температуре. Все остальные обозначения сохраняют
свой обычный смысл.
Феррелл и Девис [2-36] усовершенствовали свою рас-
четную формулу, включив в нее поправку на термическое
расширение фитиля:
ЧсгИ
g рсор/о sin ₽ (1 + «ДО
?№i
Lfikd (1 аДГ)
(2-8-8)
где а—коэффициент линейного расширения материала
фитиля; АТ— разность между рабочей и «номинальной»
температурами.
На рис. 2-36 дается сравнение измеренных значений
с рассчитанными по уравнению (2-8-8) для воды и калия.
Уравнение позволяет успешно рассчитывать предельные
тепловые потоки для калия вплоть до значений q—
= 315 кВт/м2. Оно также дает хорошо согласующиеся
с опытными результаты для воды при тепловых потоках
5* 67
до 130 кВ т/м2. При более высоких тепловых потоках
опытные точки ложатся ниже рассчитанных по уравне-
нию (2-8-8) значений, что свидетельствует о том, что
в этой ситуации тепловой поток ограничивается уже дру-
гими факторами. В роли такого ограничивающего факто-
ра может выступать затрудненный отвод образующегося
на греющей поверхности водяного пара через толщу "фи-
тиля. Снижение опытных значений предельных тепловых
Рис. 2-36. Сравнение изме-
ренных и расчетных зиаче-_
ний предельных тепловых
потоков для воды и калия
[2-37].
дт — измеренный тепловой по-
ток; qe — рассчитанный тепло-
вой поток; калий: ф — FM1308;
А — Lamipore 7,4; Кормен и
Уолмет, вода; ф — Р—
=0,035 МПа; — Р-0,105 МПа;
Александер, вода: □ — 1845—
138; V — 1845—139; А — FM1005
(FM — металлический войлок);
£)— FM1211; О —FM1210; О —
FM1308.
потоков по сравнению с расчетными при работе с водой
служит дополнительным свидетельством справедливости
тезиса об испарении неметаллических рабочих жидкостей
внутри фитиля.
2-8-5. Перепад температур на поверхности раздела
жидкость — пар. Рассмотрим поверхность жидкости.
Пусть на ней существует непрерывный поток молекул,
покидающих эту поверхность в -результате испарения.
Если жидкость находится в равновесии с" паром, то к ее
поверхности будет возвращаться поток молекул, равный
потоку испаряющихся молекул, результирующий поток
массы при этом будет равен нулю. Однако если резуль-
тирующая потеря массы с поверхности жидкой фазы
в результате испарения существует, то, естественно, дав-
ление, а следовательно, и температура пара над поверх-
ностью раздела должны быть ниже равновесных значе-
ний. Аналогично в случае конденсации, когда результи-
рующий поток молекул направлен к поверхности разде-
ла, давление пара и температура должны быть выше
равновесных. Значение перепада температур может быть
найдено следующим образом.
68
Средний скорость Движения молекул Vav в паровой
фазе при температуре Tv согласно кинетической теории
равна:
Т7 __1
YaV~y пт >
где т— масса молекулы, a k — постоянная Больцмана.
Средний поток молекул в любом заданном направле-
нии на единицу площади равен nVav/4, тогда плотность
соответствующего теплового потока составит:
mLnVav/4,
где п —число молекул в единице объема, a L — скрытая
теплота парообразования.
Для идеального газа Pv—nkTv. Отсюда тепловой по-
ток равен
У luki f)
Этот тепловой поток направлен к поверхности жидкой
фазы. Тепловой поток в обратном направлении будет
Рг£1/
1 г 2~kT i
Следовательно, результирующий тепловой поток от
поверхности раздела фаз составит:
(2-8-9а)
При этом полагают, что = То = Tt. Некоторые из
значений -р — р для жидкостей вблизи точки кипения
г I ~‘а
приведены в табл. 2-7 [2-40].
Таблица 2-7
Значения q/(Pi— Р») вблизи точки кипения
Жидкость тй.к кВт/(см“-МПа) Жидкость гук <?/(₽;--V кВт/(сма-МПа)
Литий 1613 550 Вода 373 215
Цинк 1180 180 Этиловый спирт 351 135
Натрий 1156 390 Аммиак 238 152
69
Подставляя (2-8-1) в (2-8-9а), можно записать:
ДУЛ2/3 1
Ч~~ (2^TS)1^
(2-8-96)
2-8-6. Теплопроводность фитиля. Знание эффективной
теплопроводности фитиля, насыщенного рабочей жид-^
костью, необходимо для расчета термического сопротив-
ления фитиля в зоне конденсации, а также и в зоне ис-
парения в том случае, если фазовый переход осуществ-
ляется испарением с поверхности фитиля.
В литературе используются две расчетные модели
(см. также § 3-3).
1. Модель параллельных слоев. В данной модели при-
нимается, что фитиль и рабочая жидкость образуют слои
параллельные направлению теплового потока. Если
ki — коэффициент теплопроводности рабочей жидкости,
ks — коэффициент теплопроводности материала фитиля,
а е — пористость материала, равная отношению объема
рабочей жидкости в фитиле к полному объему фитиля,
то
fe„=(l—е) ks+skt. (2-8-10)
2. Модель последовательно расположенных слоев.
Если принять, что слои из двух материалов располага-
ются последовательно друг за другом в направлении теп-
лового потока, то
~k~s
Наличие конвективных токов в рабочей жидкости
внутри фитиля ведет к росту эффективной теплопровод-
ности.
2-8-7. Теплопередача в конденсаторе. Пар в конденса-
торе будет конденсироваться на поверхности жидкости.
Механизм данного процесса аналогичен рассмотренному
в § 2-8-5 механизму испарения с поверхности раздела,
т. е. у поверхности будет существовать небольшой пере-
пад температур, а следовательно, и некоторое термиче-
ское сопротивление. Дополнительно к этому перепады
температур будут иметь место в жидкой пленке, в насы-
щенном жидкостью фитиле и в стенке тепловой трубы.
Перепад температур на поверхности раздела может
быть рассчитан с помощью. (2-8-96). Существуют два ти-
па конденсации, при этом конденсирующийся пар обра-
70
Рис. 2-37. Пленочная конденсация на вертикаль-
ной поверхности.
1 _ профиль скорости; 2 — пленка конденсата; 3 —
стенка.
зует либо сплошную жидкую поверх-
ность, либо большое число капель. В пер-
вом случае в тепловой трубе происходит
так называемая пленочная конденсация,
и именно она будет рассмотрена в на-
стоящем параграфе. На процессе кон-
денсации сильно сказывается присут-
ствие неконденсирующегося газа. Одна-
ко в тепловых трубах поток газа в осе-
вом направлении будет оттеснять этот
гдз к концу конденсатора, где ои будет
концентрироваться. Эта часть конденсатора будет прак-
тически «выключена» из работы. Указанный эффект ле-
жит в основе принципа работы газорегулируемых теп-
ловых труб.
Перепад температур в насыщенном жидкостью фити-
ле может быть найден таким же образом, как и в испа-
рителе.
Пленочная конденсация—теория Нуссельта. Впервые
анализ пленочной конденсации был выполнен Нуссель-
том. Он приводится в обычных учебниках [2-15, 2-16].
Теория Нуссельта рассматривает случай конденсации на
вертикальной поверхности, в результате по этой поверх-
ности под действием силы тяжести стекает пленка жид-
кости, причем течение пленки считается ламинарным.
Касательными напряжениями, обусловленными действи-
ем паровой фазы на жидкую пленку, пренебрегают. Мас-
совый расход в жидкой пленке нарастает с расстоянием
от вершины пленки. Профиль течения изображен на
рис. 2-37.
Средний коэффициент теплоотдачи h на участке дли-
ной х, начиная с вершины пленки, описывается форму-
лой
h=0,943
Г Wigk'i 11/4
L »V4(TS ~~ Та!) ] ’
”[(2-8-12)
где Ts— Tw — перепад температур в пленке.
Теория Нуссельта была усовершенствована примени-
тельно к случаю конденсации во вращающихся тепловых
трубах (см. § 5-7).
71
2-8-8. Полный перепад температур. На рис. 2-25 пока-
заны составляющие полного перепада температур-в теп-
ловой трубе и эквивалентные термические сопротивле-
ния:
и — обычные термические сопротивления пере-
дачи теплоты к твердой поверхности, их расчет ведется
традиционными способами;
R2 и R3 — термические сопротивления стенки тепловой
трубы;
Rs и R? учитывают термические сопротивления струк-
туры фитиля, они включают в себя любую разность тем-
ператур между внутренней стенкой трубы и жидкостью
и передачу теплоты теплопроводностью по насыщенной
жидкостью структуре. И,з приведенного в § 2-8-4 анали-
за видно, что расчет R3 затруднителен, если внутри фи-
тиля происходит кипение жидкости. Верхний предел зна-
Таблица 2-8
Сравнение термических сопротивлений тепловой трубы
Сопротив- ление К-м’/Вт Сопротив- ление К-м’/Вт Сопротив- ление К-м’/Вт
10s—10 R< ю-‘ R, 10 10->
Rt ю-1 Rt io-» Rs 10s—10
R3 10 Rt 10-‘ R,
чений R3 может быть получен с -помощью уравнений
(2-8-10) и (2-8-11). R7 определяется в основном сопро-
тивлением насыщенной жидкостью пористой структуры
фитиля, однако, если в фитиле наблюдается заметный из-
быток жидкости, то к значению термического сопротив-
ления следует ввести необходимые поправки (§ 2-8-7);
Rt и R6 — термические сопротивления фазового пере-
хода. Они могут быть рассчитаны с помощью уравнения
(2-8-96), однако обычно ими можно пренебречь;
Rs связано с перепадом температур вдоль парового
канала. Последний вызван наличием перепада давления
вдоль канала ЛР„. Для расчета перепада температуры
вдоль канала по АЛ, используют уравнение Клапейрона
(2-8-1 в)
dP_ L
dT TVv
7?
Таблица 2-9
Эквивалентные термические сопротивления
Номер со- противле- ния Расчетное соотношение для теплопередачи Термическое сопротивление Примечание
1 Qi = hcAetJ\ р 1
” heAe
2 Плоская стенка
qe = kbTt/t
Цилиндрическая стенка —

3 2яйД/ Яе - г 1П7Г Уравнение (2-8-10) или (2-8-11) d. Справедливо для жидких метал-
^-k^e лов. Дает верх- ний предел для неметалличес- ких рабочих жидкостей См. § 2-8-4
4 А2РОД74 а RT^nRT)1/2 Обычно можно
qe~~ (гл/??)1/2^ L2P0Ae пренебречь
5 дГ Д/б“ LP„ &Р„ берется согласно § 2-5 RT*b.p0 Ri~ QLp0 Обычно можно пренебречь
6 М\1АР„ RT2(2r.RT)1'2 Обычно можно пренебречь
qc (гпрг)1^2/??2
7 Уравнение (2-8-10) или (2-8-11) Если имеется избыток рабочей жидкости, то необходимо вве- сти поправку на наличие допол- нительного тер- мического со- противления слоя жидкости
8 Плоская стенка Для тонкостен- ных цилиндров
73
Ьродолжение табл. 2-9
Номер со- ] противле- ния Расчетное соотношение для теплопередачи Термическое сопротивление Примечание
*дг8 Фе— t
Цилиндрическая стенка 2nkM\ 1 In— р , гг d
^~Аеде
9 п R’~hcAc
_ _ разность температур
Примечание. Термическое сопротивление =------------г-------, полный
- полный тепловой поток
тепловой поток = Q + Qs: плотность теплового потока * = Q/Л; Q^. Q и Qs~ука-
заны на рис. 2-25; АГ,—ДГ,; Л, и также указаны на рис. 2-25.
Остальные использованные в табл. 2-9 обозначения: Ае и — площади поверх-
ности стенок испарителя и конденсатора; he и hc — коэффициенты теплоотдачи к на-
ружной поверхности стенки в зоне испарения н конденсации; и — плотности теп-
лового потока через стенки испарителя и конденсатора; к — коэффициент теплопровод-
ности материала стенки тепловой трубы; t — толщина стенки тепловой трубы; г, и г,—
внутренний и наружный радиусы стенки цилиндрической тепловой трубы; d — толщина
фитиля; кф — эффективная теплопроводность фитиля; Рд — давление пара; L — скры-
тая теплота парообразования; R — Ro/M — газовая постоянная; Г — абсолютная темпе-
ратура пара; кРо — полный перепад давления в трубе.
или вытекающие из него с учетом уравнения состояния
газа соотношение
LP
dT КГ1
Следовательно,
ДТ, = ^-ДР„, (2-8-13)
где ДР® — находятся согласно § 2-5. Обычно AT5 можно
пренебречь;
Re — термическое сопротивление тепловой трубы
в осевом направлении. Обычно им в расчетах пренебре-
гают. Однако оно может играть существенную роль при
расчетах процесса запуска газорегулируемых тепловых
труб- _ _ _____
74
Для наглядности сопоставления относительных зна-
чений отдельных термических сопротивлений они сведе-
ны в табл. 2-8, которая заимствована из работы Эссель-
мена и Грина [2-40]. Приведенные в таблице значения
определены для воды и отнесены к поперечному сечению
в 1 см2. Формулы для расчета термических сопротивле-
ний даются в табл. 2-9.
2-9. ПРЕДЕЛЫ ТЕПЛОПЕРЕДАЮЩЕЙ СПОСОБНОСТИ
ТЕПЛОВЫХ ТРУБ
Верхний предел теплопередающей способности тепло-
вой трубы может определяться одним или несколькими
факторами. Рассмотрим ограничения, опираясь на изо-
браженную на рис. В-1 физическую картину процессов,
протекающих в тепловой трубе.
2-9-1. Ограничение мощности тепловой трубы по вяз-
кости. При низких температурах преобладающими явля-
ются силы вязкости в паровом потоке тепловой трубы.
Буссе показал, что тепловой поток в осевом направлении
быстро возрастает при снижении давления в конденсато-
ре, максимум теплового потока достигается при сниже-
нии давления до нуля. Буссе выполнил анализ двумерно-
го течения и установил, что радиальная составляющая
вектора скорости оказывает существенное влияние на
характеристики течения. Буссе получено следующее вы-
ражение:
(2-9-1)
где Pv и р„ относятся к зоне испарения.
Это уравнение хорошо согласуется с опубликованны-
ми данными.
2-9-2. Звуковой предел. При повышенных температу-
рах может произойти запирание канала в зоне испаре-
ния, что приведет к ограничению передаваемой трубой
мощности. Этот вопрос был проанализирован в § 2-5.
Предел мощности по скорости звука рассчитывается
по формуле
<7=0,474/. (рЛ)'/2. (2-9-2)
Эта формула хорошо согласуется с эксперименталь-
ными результатами. На рис. 2-38 приведены кривые Бус-
се для некоторых щелочных металлов, дающие значения
температуры, при которой звуковой предел мощности
75
Рис. 2-38. Границы перехода от
вязкостного к звуковому ограни-
чению теплопередающей способно-
сти трубы.
Tot — температура перехода, °C; / —
область звукового ограничения; 2 —
область вязкостного ограничения.
будет равен вязкостному.
Кривые построены в
функции параметра
leffld2, где d=2rt> —диа-
метр парового канала.
2-9-3. Ограничение
мощности по устойчиво-
сти границы раздёла жид-
кость — пар (уносу жид-
кости). Этот вопрос был
рассмотрен в § 2-7. Урав-
нение (2-7-3) дает значе-
ние предельного по усло-
виям устойчивости грани-
цы раздела теплового по-
тока.
yf 2n?„L2<3i
Из опытов Кемме можно установить приблизительное
соотношение между пределом мощности по нарушению
устойчивости границы раздела и шагом проволочек всет-
ке г. Опыт показывает, что наличие очень тонкой сет*ки
предотвращает срыв влаги с поверхности раздела.
2-9-4. Капиллярное ограничение (ограничение по
смачиванию фитиля). Для того чтобы тепловая труба
работала, необходимо, чтобы удовлетворялось уравнение
(2-1-1), а именно, чтобы
АЛмакс^АА+А^+Д^.
Соответствующие выражения, необходимые для рас-
чета указанных величии, приведены в § 2-2—2-6.
Выражение для максимального потока массы тмакс
можно легко получить, если принять следующие допу-
щения:
1) свойства жидкости не меняются вдоль трубы;
2) фитиль является однородным;
3) перепадом давления в паровом потоке можно пре-
небречь.
Тогда

^макс'
&Л]Г 2 o/gl . 1
-7-------
1 JI 1
(2-9-3)
76
и соответствующий тепловой поток будет равен:
Фмакс ^макс^*
®Z T]
(2-9-4)
Комплекс зависитТтолько от свойств рабочей
жидкости и известен как критерий или параметр «каче-
ства» М. Этот критерий представлен на рис. 2-1 в функ-
ции температуры для ряда рабочих жидкостей. Комплекс
кА [ге определяет геометрические характеристики фитиля.
Экспериментальные пределы мощности трубы при вы-
соких температурах, приведенные на рис. 2-1, по-види-
мому, отвечают капиллярному пределу.
2-9-5. Кризис теплоотдачи. Кризис теплоотдачи на-
ступает в испарителе при высоких радиальных тепловых
потоках. Аналогичное ограничение или максимум ради-
ального теплового потока может быть достигнут также и
в конденсаторе. Эти ограничения рассмотрены в § 2-8.
Для испарителя уравнение (2-8-8) дает значение qcrit,
которое должно удовлетворяться в случае гомогенного
фитиля. Это- соотношение, отвечающее капиллярному
ограничению мощности, как показано в§ 2-8-4, применимо
для калия при тепловых потоках до 315 кВт/м2. Возмож-
но оно применимо и при более высоких тепловых потоках
для калия и других жидких металлов. В случае воды и
других неметаллических жидкостей существенную роль
играет образование пара внутри фитиля, происходящее
при сравнительно низких тепловых потоках (130 кВт/м2
для воды). Для этих жидкостей простое соотношение для
q„u отсутствует и следует пользоваться приведенными
в табл. 3-2 опытными данными по максимально достижи-
мой плотности теплового потока.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
Анализ практики конструирования
тепловых труб
Тепловая труба состоит из трех основных элементов:
1) рабочей жидкости;
2) фитиля или капиллярной структуры;
3) корпуса.
При выборе соответствующей комбинации этих эле-
ментов неизбежно может возникнуть ряд противоречий.
Ниже рассматриваются принципы подобного отбора.
3-1. РАБОЧАЯ ЖИДКОСТЬ
Выбор соответствующей рабочей жидкости осуществ-
ляется прежде всего, исходя из диапазона рабочих тем-
ператур парового пространства. Основные данные, необ-
ходимые для этой цели,-содержатся в табл. 3-1. Для' не-
которого ориентировочного температурного диапазона
может существовать несколько приемлемых рабочих
жидкостей, и для выбора наиболее подходящий из них
следует проанализировать весь комплекс их физических
свойств. Основные требования, предъявляемые к рабо-
чим жидкостям, следующие:
1) совместимость рабочей жидкости с материалом
фитиля и корпуса;
2) высокая термическая стойкость жидкости;
3) смачиваемость жидкостью фитиля и материала
корпуса трубы;
4) давление паров жидкости в рабочем диапазоне
температур не должно быть излишне высоким или слиш-
ком низким;
5) большая скрытая теплота парообразования;
6) высокая теплопроводность жидкости;
7) низкое значение вязкости жидкой и паровой фаз;
8) высокое поверхностное натяжение;
9) приемлемое значение точки замерзания или за-
твердения.
Выбор рабочей жидкости должен также опираться на
термодинамические соображения, связанные с различ-
ными ограничениями мощности тепловой трубы, которые
были рассмотрены в гл. 2. Это — вязкостное, звуковое,
капиллярное ограничения, ограничение по устойчивости
78
Таблица 3-1
Рабочие жидкости для тепловых труб
(Эффективный интервал рабочих температур указан
ориентировочно. Полный комплект данных по физическим
свойствам большинства проведенных жидкостей
дается в приложении 1)
Рабочая жидкость Точка плавления, “С Точка кипения при атмосферном давления, °C Рабочий диапазон
Гелий —272 —269 —271-?- —269
Азот —210 —196 —203-?- —160
Аммиак — 78 — 33 — 60-?- 4-100
Фреои-11 —111 24 — 40-?- 4-120
Пеитаи —130 28 — 20-5- 4-120
Фреои-113 — 35 48 — 10-?- 4-100
Ацетон — 95 57 0— 120
Метиловый спирт — 98 64 10— 130
Флутек РРг* — 50 76 10— 160
Этиловый спирт —112 78 0— 130
Гептан — 90 98 0— 150
Вода 0 100 • 30— 200
Флутек РР,* — 70 160 0— 225
Термекс 12 257 150— 395
Ртуть — 39 ' .361 250— 650
Цезий 29 670 450— 900
Калий 52 774 500— 1000
Натрий 98 892 600— 1200
Литий 179 1340 1000— 1800
Серебро 960 2212 1800— 2300
• Используются в тех случаях, когда необходимо обеспечить электрическую изо-
ляцию.
поверхности раздела (срыву жидкости) и по кризису пу-
зырькового кипения.
Многие из проблем, связанных с продолжительностью
срока службы тепловой трубы, являются прямым след-
ствием несовместимости используемых в ней материалов,
при этом следует иметь в виду все три основных элемен-
та тепловой трубы. Этот вопрос более полно будет рас-
смотрен ниже. Необходимо отметить лишь один специ-
фический для тепловой трубы аспект — это возможность
термического разложения рабочей жидкости. Рабочую
температуру ряда органических жидкостей следует под-
держивать ниже определенного значения для предотвра-
щеция разложения жидкости на отдельные компоненты.
Тем самым высокая термическая стойкость жидкости
в предлагаемом рабочем диапазоне температур являет-
ся ее необходимым свойством.
79
Поверхность жидкости ведет себя подобно растяну- /
той оболочке, разница состоит в том, что натяжение жид-
кой поверхности не зависит от ее площади. По всей пло-
щади поверхности жидкости действует стягивающая ее
сила, обусловленная притяжением молекул и препятст-
вующая их отделению от основной массы. Поверхност-
ное натяжение изменяется с изменением температуры и
. давления, однако зависимость от давления обычно слаба.
Эффективное значение поверхностного натяжения мо-
жет существенно меняться при концентрации инородного
вещества на поверхностях раздела жидкость — пар, жид-
кость — жидкость или же на твердых поверхностях. Рас-
- чет поверхностного натяжения рассмотрен в гл. 2.
При проектировании тепловой трубы желательно, что-
бы поверхностное натяжение было большим с тем, чтобы
труба могла работать против силы тяжести й развивать
при этом значительный движущий капиллярный напор.
В дополнение к большому значению поверхностного
натяжения необходимо, чтобы рабочая жидкость смачи-
вала фитиль и материал корпуса трубы, краевой угол
должен быть нулевым или по крайней мере очень малым.
Давление паров жидкости в рабочем диапазоне тем-
ператур должно быть достаточно большим с тем, чтобы
избежать высоких скоростей пара, приводящих к появ-
лению больших градиентов температуры вдоль от трубы,
срыву возвращающегося конденсата в условиях противо-
тока пара и жидкости или возникновению неустойчиво-
сти течения связанной со сжимаемостью потока. Однако
давление пара не должно быть слишком высоким, так 1
как в последнем случае придется использовать трубу
с толстостенным корпусом.
Для обеспечения большой теплопередающей способ-
ности трубы при минимальном расходе рабочей жидко- 1
сти, а следовательно, при минимальном падении давле-
ния вдоль трубы желательно использовать жидкость
с большой скрытой теплотой парообразования. Жела-
тельно, чтобы теплопроводность рабочей жидкости
(в жидкой фазе) также была высокой с тем, чтобы све-
сти к минимуму радиальные градиенты температур и
уменьшить вероятность “возникновения пузырькового ки-
пения на границе фитиля со стенкой корпуса.
Гидравлическое сопротивление течению жидкости бу-
дет сведено к минимуму выбором жидкости с малой вяз-
костью паровой и жидкой фаз.
80
Удобной характеристикой длй быстрого сопбстайле-
ния рабочих жидкостей служит введённый в гл. 2 «кри-
терий качества», определяемый как cnLpz/ptz, где а;— по-
верхностное натяжение; L — скрытая теплота парообра-
зования; pi — плотность жидкости; щ — вязкость.
На рис. 3-1 приведены значения «критерия качества»
М для различных жидкостей при температуре насыще-
ния в диапазоне температур 200-
вода имеет несомненное преиму-
щество благодаря высоким зна-
чениям скрытой теплоты парооб-
разования и поверхностного на-
тяжения по сравнению со всеми
органическими жидкостями, та-
кими как ацетон и спирты. При
окончательном выборе рабочей
жидкости, безусловно, учитыва-
ются также ее стоимость, доступ-
ность, совместимость с другими
материалами, используемыми в
тепловой трубе, и другие указан-
ные выше факторы.
Как указывали Эссельмен и
Грин [3-1] , высокое значение
«критерия качества» не является
единственным критерием при вы-
боре рабочей жидкости. В кон-
кретной ситуации другие факторы
могут играть более сущест-
венную роль. Например, если
исходить из стоимости рабочей
жидкости, то предпочтение следует отдать калию по срав-
нению с цезием и рубидием, которые в 1000 раз дороже.
Аналогично в диапазоне температур 1200—1800 К литий
обладает более высоким значением «критерия качества»
по сравнению с большинством других металлов, включая
натрий. Однако при использовании лития корпус трубы
должен быть изготовлен из дорогого сплава, химически
стойкого по отношению к литию, тогда как натрий может
находиться в трубе из нержавеющей стали. Поэтому мо-
жет, оказаться дешевле и удобнее использовать тепловые
трубы с несколько худшими эксплуатационными харак-
теристиками, в которых рабочей жидкостью служит нат-
рий, а сами трубы выполнены из нержавеющей стали.
Видно, что
Вт/см1
to3

ios
to7
/Ое
Он?
Zn
° OLi
OCd°M*
О Na
Он2о Ок
ORb
' ONHj OCS
- OCHjOH
_ Q^zHgOH *
OF^ , , T
0 500 1000 1500 H
Рис. 3-1. Параметр ка-
чества для ряда рабочих
жидкостей при темпера-
туре, равной точке . ки-
пения.
6—129
81
йспользуеМыё в тепловых трубах рабочих жиДкбстй
весьма разнообразны, начиная с гелия для температур
4 К и кончая литием для температур 2300 К. Из рис. 3-1
видно преимущество воды в диапазоне температур 350—
500 К, где конкурирующие с ней органические жидкос-
ти имеют существенно меньшие значения «критерия ка-
чества». При несколько меньших температурах (270—
350 К) целесообразно применять аммиак, хотя послед-
ний требует весьма аккуратного’обращения с целью со-
хранения его высокой чистоты. Конкурентоспособны
в этом диапазоне ацетон и спирты, имеющие более низ-
кое по сравнению с аммиаком давление паров. Эти жид-
кости обычно используются в тепловых трубах для кос-
мических целей. Вода и метиловый спирт совместимы
с медью, поэтому обе эти жидкости часто используются
для охлаждения электронного оборудования.
В диапазоне температур 500—650 К могут быть ис-
пользованы высокотемпературные органические тепло-
носители, такие как термекс и даутерм А. Обе эти жид-
кости представляют собой эвтектические смеси дифенила
и дифенилоксида с точками кипения при атмосферном
давлении около 260°С. Однако эти жидкости обладают низ-
ким поверхностным натяжением и невысокой скрытой
теплотой парообразования. Как и многие другие орга-
нические соединения, дифенил легко разлагается по до-
стижении температуры, превышающей некоторое крити-
ческое значение. Однако две данные эвтектические сме-
си в отличие от многих других, имеющих тот же самый
рабочий диапазон температур, характеризуются точкой
кипения, а не областью кипения.
Двигаясь дальше по температурной шкале, мы при-
ходим к жидким металлам. Для диапазона 500—950 К
очень хороша ртуть, которая обладает подходящими тер-
модинамическими свойствами. Она находится в жидком
состоянии при комнатной температуре, что упрощает ее
перегрузку, а также заполнение и запуск тепловой
трубы.
Если отвлечься от токсичности ртути, то основным
теневым моментом, препятствующим ее использованию
в качестве рабочей жидкости в тепловых трубах (в от-
личие от термосифонов), являются трудности, связан-
ные с обеспечением смачиваемости фитиля и стенки
корпуса. Работ, специально посвященных этому вопро-
су, немного, и, пожалуй, только Довероллу [3-2] из
82
Лос-Аламосской лаборатории и Рею [3-3] принадлежат
публикации по проблеме смачивания ртутью.
Бинерт [3-4] при создании тепловых труб «ртуть —
нержавеющая сталь» для концентраторов солнечной
энергии использовал методику Деверолла и достиг в этом
направлении определенных успехов для труб, работаю-
щих при содействии гравитационной силы. Бииерт ука-
зывает, что отсутствие смачивания в зоне конденсации
тепловой трубы стимулирует возникновение капельной
конденсации, что ведет к росту коэффициента теплоот-
дачи в этой зоне по сравнению со случаем пленочной
конденсации.'
Двигаясь далее в зону еще более высоких темпера-
тур, мы приходим к цезию, калию и натрию как к наи-
более приемлемым рабочим жидкостям. Необходимые
для расчета тепловых труб физические свойства этих
теплоносителей хорошо исследованы (см. приложение 1).
В области температур свыше 1400 К выбор обычно
прежде всего падает на литий, однако использовалось
также и серебро [3-5].
3-2. ФИТИЛЬ ИЛИ КАПИЛЛЯРНАЯ СТРУКТУРА
Выбор фитиля для тепловой трубы определяется мно-
гими факторами, часть из них тесно связана со свойст-
вами рабочей жидкости. Основное назначение фитиля,
несомненно, состоит в создании капиллярного напора
для перемещения жидкости из конденсатора в испари-
тель. Фитиль должен также обеспечить должное рас-
пределение жидкости по всей зоне испарения, т. е. ко
всем ее точкам, где к тепловой трубе может быть осу-
ществлен подвод теплоты. Зачастую решение этих двух
задач требует использования фитилей различной формы,
в частности в тех случаях, когда возврат конденсата
должен быть осуществлен на расстояние, скажем, в 1 м
при отсутствии гравитационных сил.
Из приведенных в 2 гл. данных можно видеть, что
максимальный капиллярный напор, развиваемый фити-
лем, увеличивается с уменьшением размеров пор в фи-
тиле. Другая важная характеристика фитиля — его про-
ницаемость, напротив, увеличивается с ростом размеров
пор. Для гомогенных фитилей существует оптимальный
с точки зрения удовлетворения этих противоположных
требований размер пор. В этой связи возможны три
6* 83
основных варианта. Фитили, развивающие небольшой
напор и применяемые в горизонтальных тепловых тру-
бах или в трубах с использованием силы тяжести, долж-
ны обеспечивать протекание максимальных расходов
жидкости и имеют сравнительно большие поры, пример-
но в 100—150 меш (150—100 мкм). Если подача рабо-
чей жидкости осуществляется против сил тяжести, то
используются фитили с малыми порами. Если речь идет
об использовании труб в космосе, то ограниченность
Таблица, 3-2
Измеренная плотность радиального теплового
потока в испарителях тепловых труб (приведенные
значения не обязательно являются предельными)
Рабочая жидкость ФИТИЛЬ Темпера- тура, пара. Радиальный тйтовой по- ток, Вт/см«
Гелий [3-6] 'Нержавеющая сетка —269 0,09
Азот [3-6] То же —163 1,0
Аммиак [3-7] Различный 20—40 5—15
Этиловый спирт [3-8] Нержавеющая сетка 4Х 90 1,1
XI00 меш
Метиловый спирт 3-9 Пенистый никель 25—30 0,03—0,4
Метиловый спирт 3-9] Никелевый войлок 30 0,24—2,6
Метиловый спирт 3-9] Сетка 1X200 меш (гори- 25 0,09
зонтальный)
Метиловый спирт [3-9] Сетка (—2,5 см. подпор) 25 0,03
Вода 3-7] Различный 140—180 25—100
Вода 3-8 Сетка 90 6,3
Вода 3-8 Нержавеющая сетка 90 4,5
100 меш
Вода [3-9] Никелевый войлок 90 6,5
Вода [3-10 Спеченая медь 60 8,2
Ртуть 3-6 Нержавеющая сетка 360 180
Калий 3-6 То же 750 180
Калий [3-7 Различный 7004-750 150—250
Натрий 3-6] Нержавеющая сетка 760 230
Натрий 3-7] Различный 850—950 200—400
Натрий 3-11] Нержавеющая сетка ЗХ 925 214
Х65 меш
Натрий [3-12] Нержавеющая саржевая 775 1250
ткань 508X3500 меш
Литий [3-6] Ниобий —1°/в циркония 1250 205
Литий [3-13] Ниобий —1% циркония 1500 115
Литий [3-13] SGS-тантал — 3»/0 воль- 1600 170
Литий [3-14] фрама W-26 Re, каиавки 1600 120
Литий [3-14] W-26 Re, канавки 1700 120
Серебро [3-6] Тантал —5% вольфрама — 410
Серебро [3-14] W-26 Re, каиавки 2000 155
84
размеров и необходимость обеспечения высокой тепло-
передающей способности трубы приводят к использова-
нию негомогенных или артериальных фитилей с мелко-
цористой структурой.
Другой подлежащей оптимизации характеристикой
фитиля является его т'олщина. Теплопередающая способ-
ность тепловой трубы увеличивается с ростом толщины
фитиля. Однако при этом, увеличивается термическое
сопротивление фитиля в радиальном направлении, что
будет препятствовать росту теплопередающей способ-
ности трубы в целом и снижать допустимую -максималь-
Рис. 3-2. Формы фитилей, используемых в тепловых трубах.
а —полая артерия; б —спиральная артерия; в—каналы; г —сетка; д —
кольцевой концентрический канал; е — серповидный кольцевой канал; яс —
канады—И—сетка; / — паровой канал; 2 — сетчатый фитиль для возврата
Жидкости; 3 — радиальные канавкн; 4 — продольные канавки для возврата
жидкости; 5 — сетка с продольными проволоками, прижатая к стейке; 6 —
сетка с продольным проволочным каркасом; 7 —каналы для возврата жидко-
сти; 8 — сетчатые фитили с дистанцноиирующей вставкой; 9 — вставка из
нержавеющей стали, припаянная к трубе; 10— серповидный канал для воз-
врата жидкости; 11 — сетчатый фитиль, припаянный к трубе; 12 — сетчатый
фитиль, прижатый к трубе.
85
ную плотность теплового потока в испарителе. Суммар-
ное термическое сопротивление испарителя зависит
также и от теплопроводности рабочей жидкости, запол-
няющей фитиль. (В табл. 3-2 приведены измеренные
значения плотности теплового потока в испарителе для
различных сочетаний фитиль — рабочая жидкость.) Дру-
гими существенными характеристиками фитиля являют-
ся его совместимость с рабочей,, жидкостью и смачивае-
мость. Фитиль должен легко принимать надлежащую
форму, с тем чтобы следовать за изменениями формы
корпуса тепловой трубы, при этом геометрическая фор-
ма фитиля должна обеспечивать получение воспронз-'
водимых характеристик. Фитиль должен быть дешевым.
Так называемые гомогенные фитили могут быть раз-
ного типа. Это — сетки, пенистые Структуры, войлок, во-
локна и спеченные материалы. Другой тип фитиля об-
разуют канавки и артериальные фитили, которые могут
сочетаться с гомогенными для обеспечения распределе-
ния жидкости по периметру. Формы используемых
в тепловых трубах фитилей представлены на рис. 3-2.
3-2-1. Гомогенные структуры. Из всех располагаемых
типов гомогенных фитилей наиболее часто используют-
ся фитили, выполненные из сетки и ткани саржевого
плетения. Они изготовляются с различными размерами
пор и из разных материалов, включая нержавеющую
сталь, никель, медь и алюминий. В табл. 3-3 приводятся
данные по измеренным размерам пор и значениям про-
ницаемости для ряда сеток и саржевых материалов. Все
более часто применяются гомогенные фитили, изготов-
ленные из металлической ваты, в частности войлочные.
Изменяя степень сжатия войлока в процессе сборки тру-
бы, можно варьировать размер полученных пор. Исполь-
зуя удаляемые металлические оправки, можно образо-
вать в теле войлока систему артерий.
В тепловых трубах широко используются также во-
локнистые материалы, которые обычно имеют поры ма-
лого размера. Основной недостаток керамических воло-
кон заключается в их малой жесткости, вследствие чего
они обычно требуют применения несущего каркаса, на-
пример металлической сетки. В итоге, если сами по себе
волокна совместимы с рабочими жидкостями, с материа-
лом каркаса в этом плане могут возникнуть проблемы.
Для обеспечения большого расхода жидкости дела-
ют из спеченных из разных материалов в виде шариков
86
Таблица
Данные по размерам пор фитилей и их проницаемости
Материал и размер сетки, меш Высота капил- лярного подня- тия1. см Радиус пор, см Проницаемость, м* Порис- тость, %
Стекловолокно 13-15] ..... 25,4 —. 0,061.10-** —
Плетеное керамическое волок-
но Рефрасил (втулка) [3-15] 22,0 — 0,104-10-*» —
Рефрасил (масса) [3-16] .. . . — —— 0,86.10-10 ——
Рефрасил (слой) [3-16] .... — — 1,00.10-*» —
Монель—шарики (3-17]:
30—40 . . 14,6 0,052s 4,15.10-*» 40
70—80 39,5 0,019s 0,78.10-*» 40
100—140 64,6 0,013s 0,33.10-*» 40
140—200 75,0 0,009 0,11.10-*» 40
Металлический войлок [3-18]:
FM 1007 10,0 0,004 1,55-10-*» —
. FM 1205 —. 0,008 2,54.10-*» —
Никелевый порошок [3-15]:
200 мкм 24,6 0,038 0,027-10-*» —-
50 мкм >40,0 0,004 0,081.10-** —-
Никелевое волокно диаметром
0,01 мм [3-15] >40,0 0,001 0,015.10-** 68,9
Никелевый войлок [3-19] . . . — 0,017 6,0-10-*» 89
Никель пенообразный (ампор-
ник 220.5) [3-19) 0,023 3,8.10-’ 96
Медь пенообразная (ампоркоп
220.5) [3-19] — 0,021 1,9.10-’ 91
Медиый порошок (спеченый)
[3-18] 156,8 0,0009 l,74.10-*s 52
То же [3-20]:
45—56 мкм 0,0009 — 28,7
100—125 мкм 0,0021 — 30,5
150—200 мкм — . 0,0037 -— 35
Никель 50 [3-15] 4,8 — 62,5
Никель 50 [3-21] — 0,0305 6,635.10-*» —
Медь 60 [3-18] . . 3,0 — 8,4.10-*» —
Никель:
60. 3-20] 0,009 —
100 [3-21] —. 0,0131 1,523-10-*» —
100 3-22] — 2,48-10-*»
120 [3-18] 5,4 6,00.10-*» —
120s [3-18] 7,9 0,019 3,50.10-*» —
2sX120 [3-23] —. — 1,35-10-*» —
120 [3-24] — .0,0102 '— —
Нержавеющая сталь:
180 (22°С) [3-25] 8,0 — 0,5-10-*» —
2X180 (22°С) [3-25] . . . 9,0 — 0,65-10-*» —
200 [3-21] — 0,0061 0,771-10-*» —
200 [3-1^ — — 0,520-10-*» —
87
Продолжейие табл. 3-3
Материал и размер сетки, меш Высота капил- лярного ПОДНЯ- ТИЯ1, см Радиус пор, см Проницаемость, м2 Порис- тость, %
Никель:
200 [3-15] 23,4 0,004 0,62-Ю-1» 68,9
2X200 [3-23] — ». .— o.si-io-1» —
Фосфористая бронза [3-26] . . — 0,003 0,46-10-'» 67
Титан:
2X200 [3-20] —. 0,0015 — 67
4X200 [3-20] — 0,0015 —- 68,4
250 [3-22] 0.302- IO-1*» .,
Никель’: -
2X500 [3-20] — 0,002 —- 66,4
4X250 [3-20 — 0,002 — 66,5
325 [3-24] — 0,0032 — —-
Фосфористая бронза [3-26] . . — 0,0021 0,296-Ю-1» 67
Нержавеющая сталь, саржевая
ткаиь:
80* [3-27] 0,013 2,57.10-'» —-
90* [3-27] — 0,011 1,28-Ю-1» ——
120* [3-27] — 0,008 0,79,-Ю-,(> —.
250 3-24] —. 0,0051 —.
270 3-24 — 0,0041 —. ,
400 3-24 —. 0,0029 —
450 [3-27] — 0,0029 —• —
Примечания: 1. Получены в опытах с водой (если не сделаво специальной
оговорки). 2. Диаметр частиц. 3. Окисленный. 4. Проницаемость измерена в направле-
нии нитей основы. 5. Обозначает число слоев.
порошков мелкопористую структуру, при необходимости
дополняя ее артериями с повышенными проходными се-
чениями. При изготовлении тонких продольных каналов
используется метод выщелачивания. Такие тепловые
трубы с корпусами из меди и алюминия и с канавками
на стенке применяются в условиях невесомости. В об-
щем случае канавки не обеспечивают необходимый ка-
пиллярный напор в гравитационном поле. Теплопереда-
ющая способность таких труб может ограничиваться
устойчивостью поверхности жидкой пленки — срывом
влаги. Закрытие канавок сеткой предотвращает этот эф-'
фект.
3-2-2. Артериальные фитили. Артериальные фитили
следует 'применять в высокоэффективных тепловых тру-
бах для космоса, когда градиенты температур в тепло-
вой трубе должны быть сведены к минимуму с целью
88
Рис. 3-3. Артериальный фитиль, разра-
ботанный IRD.
1 — фрезерованный нержавеющий каркас; 2 —
сетка 400 меш, выстилающая корпус и арте-
рию.
компенсации неблагоприятных
последствий обычно низкой теп-
лопроводности рабочих жидко-
стей. На рис. 3-3 изображен арте-
риальный фитиль, разработанный
фирмой IRD. Внутренний диаметр
ставляет всего лишь 5,25 мм. Данная
тепловой трубы со-
тепловая труба, раз-
работанная для Европейской космической организации
(ESRO), была рассчитана на передачу 15 Вт мощности
на расстояние 1 м при полном перепаде температур, не
превышающем 6°С. Корпус был изготовлен из алюми-
ниевого сплава, рабочей жидкостью служил ацетон (см.
приведенный в конце настоящей главы пример А).
Конструкция фитиля, использованная в данной трубе,
была предназначена для перекачки жидкости вдоль тру-
бы с минимальным перепадом давления. Высокий дви-
жущий напор достигался закрытием шести артерий мел-
кой сеткой. Для полной реализации передающей способ-
ности артериального фитиля артерия должна быть
полностью отгорожена от парового пространства. Макси-
мальная капиллярная движущая сила в этом случае
определяется размером ячеек сетки. Таким образом,
в процессе производства требовался высокоэффективный
контроль качества изготовления трубы с тем, чтобы ар-
терия была действительно хорошо закрыта, а сетка не
имела повреждений.
Далее при проектировании тепловых труб с артери-
альными фитилями следует обращать внимание на за-
купорку, артерий паром или газом. Если в артерии об-
разуется или. в нее засасывается паровой либо газовый
пузырь,“то ее передающая способность существенно сни-
жается. Действительно, в том случае, когда пузырь
полностью перегораживает артерию, теплопередающая
способность трубы оказывается" зависящей от эффектив-
ного капиллярного радиуса артерии, т. е. для трубы бу-
дет существовать некое эффективное состояние свобод-
ной артерии. Если исходить из этого условия, то для
того, чтобы артерия вновь заполнилась, нужно снизить
тепдовую н»грузку до значений, меньших максимально

возможной при состоянии свободной артерии (см. так-
же гл. 6).
При разработке конструкции фитиля и выборе рабо-
чей жидкости для артериальных тепловых труб необхо-
димо иметь в виду следующее:
1. Рабочая жидкость перед заполнением тепловой
трубы должна быть тщательно дегазирована с тем, что-
бы гвести к минимуму опасность закупорки артерии
неконденсирующимися газами.
2. Артерия не должна находиться в контакте с обо-
греваемой стенкой для того, чтобы предотвратить обра-
зование в ней пузырьков.
3. Должно быть предусмотрено наличие нескольких
запасных артерий с тем, чтобы допустить некоторую
страховку от вероятного возникновения аварийной си-
туации в отдельных артериях.
4. Успешное восстановление заполнения артерии
в конструкциях, предназначенных для космоса, должно
определяться экспериментально при перегрузке в одно
g, так как ожидается, что повторное заполнение в усло-
виях нулевого g окажется более легким.
3-3. ТЕРМИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ФИТИЛЕЙ,
НАСЫЩЕННЫХ ЖИДКОСТЬЮ
Одной из важных характеристик, упомянутых в про-
цессе анализа требуемых свойств фитиля и рабочей
жидкости, является теплопроводность. Имеются форму-
лы для расчета теплопроводности насыщенных жид-
костью фитилей различных типов. Они обсуждаются
ниже. Теплопроводность является весьма важным факто-
ром для определения допустимой толщины фитиля.
3-3-1. Сетки. Горрингом и Черчиллем [3-28] представ-
лены решения для определения теплопроводности гете-
рогенных материалов, которые подразделяются автора-
ми на три категории: дисперсии или свободные упаков-
ки, плотно упакованные структуры и пары сплошных
однородных элементов. Для сеток удовлетворительное
решение не достигается, поскольку они представляют со-
бой предельный случай дисперсий, в котором частицы
хотя и контактируют друг с другом, но не являются
плотно упакованными. Однако поскольку теплопровод-
ность дисперсий меньше теплопроводности плотно упа-
кованных структур, оценки теплопроводности сеток мож-
90
йо Осуществить с помощью уравнения Релея для эф-
фективной теплопроводности дисперсий, образованных
правильными рядами однородных цилиндров:
(34>
где р=^14-^Д1 —ka—коэффициент тепло-
проводности твердой фазы; ki — коэффициент теплопро-
водности жидкой фазы; е — объемная концентрация
твердой фазы.
В конце данной главы в конструктивном расчете А
дается пример использования этого уравнения.
3-3-2. Спеченные фитили. Точная геометрическая кон-
фигурация спеченного фитиля неизвестна из-за случай-
ного характера распределения частиц в нем, различной
степени их деформации и оплавления в процессе спека-
ния (см. гл. 4). По этой причине полагают, что спечен-
ный фитиль можно представить в виде некоей сплошной
твердой фазы, содержащей случайное распределение
сферических частиц жидкости случайного размера.
Максвелл [3-29] вывел соотношение, с помощью ко-
торого можно найти теплопроводность подобного рода
гетерогенного материала:
h _ ь Г 2 + V^-2e(l-vfe)
® ~ s I 2 + k[/ks + е (1 - kt/ks)
(3-2)
Горринг и Черчилль показывают, что это выражение
приемлемо согласуется с опытными данными.
3-3-3. Канальные фитили. Термическое сопротивление
канавок в радиальном направлении в зонах испарения
и конденсации будет существенно различным. Это связа-
но с различиями в механизмах теплопередачи в этих
зонах. В испарителе торец ребра не играет активной
роли в процессе теплопередачи. Теплота, по-видимому,
передается теплопроводностью вдоль ребра, затем также
теплопроводностью через жидкую пленку к поверхности
мениска и испарением с поверхности жидкость — пар.
В зоне конденсации канавки будут затоплены жид-
костью и торец ребра будет играть активную роль в про-
цессе передачи теплоты. Образующаяся на торце ребра
жидкая плевка явится основным фактором, определяю-
щим термическое сопротивление процессу передачи теп-
лоты. Толщина этой жидкой пленки зависит от интен-
91
сйвности процесса конДенсацйи й характеристик смачи-
вания рабочей жидкости.
Поскольку механизм теплопередачи в зоне испарения
менее сложный и, с другой стороны, термическое сопро-
тивление передаче теплоты в этой области наиболее вы-
сокое, то проводимый анализ будет сосредоточен именно
на этой области.
Джоем [3-30], а также Эггерсом и Серкицем [3-31]
предложены идентичные модели, в которых рассматри-
ваются одномерная теплопроводность вдоль ребра и од-
номерная тецлопроводность у его вершины через жид-
кость к поверхности раздела жидкость — пар, на кото-
рой происходит испарение. В жидкой фазе средняя
длина пути взята равной четверти ширины канала,
а площадь теплопередающей поверхности равной произ-
ведению половины ширины канала на длину участка
подвода теплоты. Таким образом,
— а I 1 .1. I (3 31
Q ksNfle Т 4ktleN ^henble ’ '°
где N — число каналой; а — глубина канала; b — поло-
вина ширины канала; f — толщина ребра.
Косовски и Коссон [3-32] измерили максимальную
теплопередающую способность и радиальное термиче-
ское сопротивление алюминиевой тепловой трубы с ка-
навками, работавшей на фреоне-21, фреоне-113 и аммиа-
ке. Использованные трубы имели следующие геометри-
ческие характеристики: (V=30; а=0,89 мм; 26=0,76 мм;
наружный диаметр трубы—12,7 мм. В тепловой трубе
№ 1: 4=304,8 мм; 4=477,6 мм, а в тепловой трубе № 2:
4=317,5 мм; 4=503 мм.
В опытах были получены следующие значения коэф-
фициентов теплоотдачи (отнесенные к наружной поверх-
ности) :
Жидкость he, Бт/(м»-К) Вт/(м“-К)
Фреон-21 (тепловая труба № 1} ... . 1134 1700
Фреон-113 (тепловая труба № 2) . . . . 652 1134
Аммиак (тепловая труба № 3).............. 2268 2840 -
Преобразуя с учетом геометрических характеристик
трубы полученные значения коэффициентов теплоотда-
чи в термические сопротивления, имеем:
Жидкость /?, K/Вт (нспапение) R, К/Вт (конденсация)
Фреон-21................ 0,0735 0,031
Фреон-ИЗ................... 0,122 0,044
Аммиак......................- 0,035 0,0175 _
92 .
Термическое сопротивление ребра составляет
0,0018°С/Вт, [[=0,25 мм,^ю=220 Вт/(м-К)], и им. мож-
но пренебречь. Эти данные подтверждают наблюдения
Косовски и Коссона, что процент заполнения канавок
оказывает слабое влияние на термическое сопротивле-
ние.
Член, учитывающий испарение, также мал, и наибо-
лее существенный вклад в суммарное термическое со-
противление вносит член, связанный с теплопроводностью
через жидкость. Результаты сравнения теории и экспе-
римента говорят о том, что теория значительно завыша-
ет термическое сопротивление передачи теплоты тепло-
проводностью (на 50—300%)- Поэтому боЛее точно бу-
дет Использовать интегральную длину пути теплового
потока -----j-'jb вместо Ь]4. В итоге:
(К \
1 4 /
(3'4>
Зная требуемую мощность и допустимый темпера-
турный напор по отношению к паровому пространству,
можно рассчитать число канавок при различных геомет-
риях последних и разных рабочих жидкостях.
В конденсаторе тепловой трубы, а также в случае
покрытия каналов сеткой торцы ребер играют активную
роль в процессе переноса теплоты, при этом сами кана-
лы оказываются полностью заполненными жидкостью.
В этом случае следует использовать уравнение для теп-
лопроводности параллельных слоев
е(1--*0], (3-5)
где е — доля объема, приходящаяся на жидкость, кото-
рая для канальной конструкции равна:
w e=2&/(2&+f),
здесь f — толщина ребра.
3-3-4. Концентрические кольцевые каналы. В данном
случае капиллярный эффект определяется узким кана-
лом, заполненным рабочей жидкостью, т. е.
kw—Jst. (3-6)
Этот вариант может также использоваться при ана-
лизе случая, нарушения прижатия сетки и спеченного
фитиля к корпусу.
93
5-4. КОРПУС ТРУБЫ
Назначение корпуса — изолировать рабочую жид-
кость от окружающей среды. Поэтому корпус должен
быть герметичным, выдерживать перепад давлений меж-
ду внутренней его полостью и окружающим пространст-
вом, а также обеспечивать подвод теплоты к рабочей
жидкости и отвод теплоты от нее.
Выбор материала корпуса определяется следующими
факторами:
1) его совместимостью с рабочей жидкостью и окру-
жающей средой;
2) отношением предела прочности к плотности;
3) теплопроводностью;
4) технологичностью, включая свариваемость, прос-
тоту механической обработки, пластичность;
5) пористостью;
6) смачиваемостью.
Большинство из этих характеристик не требует спе-
циальных разъяснений. Высокие значения отношения
предела прочности к плотности более важны для косми-
ческих приложений. Отсутствие пор в материале необ-
ходимо для предотвращения диффузии газа в тепловую
трубу. Высокая теплопроводность обеспечивает мини-
мальный перепад температур между источником тепло-
ты и фитилем.
Теплопроводность некоторых материалов приведена
в приложении 2.
3-5. СОВМЕСТИМОСТЬ МАТЕРИАЛОВ
Проблема совместимости уже рассматривалась ра-
нее в связи с выбором рабочей жидкости, материалов
фитиля и корпуса тепловой трубы. Однако это пробле-
ма первостепенной важности и поэтому заслуживает
специального рассмотрения в данной главе.
Два основных эффекта являются следствием несовме-
стимости материалов: коррозия и выделение неконденси-
рующегося газа. Если материал стенки или фитиля рас-
творяется в рабочей жидкости, то в тепловой трубе воз-
никает перенос массы между конденсатором и
испарителем, при этом твердая фаза будет откладывать-
ся в последнем. В результате этого процесса либо по-
явятся местные горячие пятна, либо произойдет заку-
порка пор фитиля. Выделение неконденсирующегося
94
газа, по-видимому, является наиболее типичным инди-
катором повреждения тепловой трубы. Неконденсирую-
щиеся газы стремятся сосредоточиться в зоне конденса-
ции тепловой трубы, которая постепенно «выключается»
из работы, что легко зафиксировать из-за наличия в этом
случае резкого скачка температур на границе газ — пар.
Хотя некоторые данные по совместимости материа-
лов, безусловно, содержатся в обычных научных публи-
кациях, а также в торговых проспектах по химическим
веществам и материалам, тем не менее, повсеместно
применяемой практикой стало проведение ресурсных
испытаний характерных конструкций тепловых труб,
основной целью которых является установление совмес-
тимости материалов в условиях длительной эксплуатации
при рабочих параметрах. В конце этих ресурсных испы-
таний могут проводиться газовый анализ, металловедче-
ское исследование, а также химический анализ рабочей
жидкости (см. также § 4-2).
Ресурсные испытания тепловых труб проводились
многими лабораториями, в результате опубликовано
большое число данных. Однако при этом важно пом-
нить, что данные ресурсных испытаний, получен-
ные в одной лаборатории, могут свидетельство-
вать об удовлетворительной совместимости каких-то ма-
териалов, тогда как иная технология сборки, применяе-
мая в другой лаборатории, включая, например, нестан-
дартные способы обработки материалов, могут в других
случаях привести к появлению коррозии или выделению
газа. Тем самым появляется необходимость проводить
испытания по совместимости материалов всякий раз,
когда меняется технология очистки или сборки тепловой
трубы.
Нержавеющая сталь является с позиций совместимос-
ти подходящим материалом для изготовления фитилей
и корпусов труб при использовании таких рабочих жид-
костей, как ацетон, аммиак или жидкие металлы. Недо-
статком нержавеющей стали является ее низкая тепло-
проводность, поэтому там, где важно последнее свойство,
используют медь или алюминий. Медь особенно привле-
кательна для серийных изделий с водой в качестве рабо-
чей жидкости. В качестве материала корпуса были
использованы пластмассы, а при очень высоких темпера-
турах обстоятельному рассмотрению подвергались кера-
мика и тугопларкие металлы, такие как тантал. Для того
95
чтобы обеспечить определенную эластичность стенки теп-
ловой трубы, были использованы сильфоны из нержаве-
тощей'стали, а в тех случаях, когда требовалась хорошая
электроизоляция, примеряли керамические или стеклян-
но-металлические прокладки. В последнем случае, естест-
венно, использовались неэлектропроводные рабочие жид-
кости и фитили.
Сравнительный обзор различных комбинаций мате-
риалов для диапазона умеренных температур выполнен
Бёйсьюлисом и Филлером [3-3-3], его основные резуль-
таты приводятся ниже. Приведенные в указанной статье
данные получены для более широкой, нежели указанная
в табл. 3-4, гаммы органических жидкостей, большая
часть которых выпускается фирмой Dow Chemicals
(DC).
Таблица 3-4
Данные по совместимости материалов
(низкотемпературные рабочие жидкости)
Материал фитиля Рабочая жидкость
Вода Аце- тон Аммиак Мети- лоаый спирт Dow-A Dow-E
Медь РИ РИ HP РИ РИ РИ
Алюминий ВГЛТ РЛ РИ HP н HP
Нержавеющая сталь ВГПТ ВС РИ ВГПТ РИ РИ
Никель ВС ВС РИ РЛ РИ РЛ
Плетеное керамическое волокно (рефрасил) РИ РИ РИ РИ РИ РИ
Примечание. РИ—рекомендуется на основе осуществленного успешного
применения; РЛ—рекомендуется на основе литературных данных; ВС—вероятная сов-
местимость; HP —не рекомендуется; Н—неизвестна; ВГЛТ—выделение газа при лю-
бых температурах; ВГПТ—выделение газа при повышенных температурах» когда проис-
ходит окисление материала.
Испытания на совместимость пары алюминий — ам-
миак продолжались свыше 8000 ч, тогда как для пары
алюминий — ацетон было достигнуто лишь 1008 ч. Для
указанных испытаний Бейсьюлисом не приводится об-
ласть рабочих температур. Тем не менее в настоящее
время другими исследователями последняя комбинация
проверена в течение более чем 16 000 ч работы.
Позднее в материалах Штутгартской конференции
[3-34] были опубликованы результаты ресурсных испы-
таний, выполненных в IKE на более чем 40 тепловых
трубах. Опыты показали, что тепловые трубы медь — bq-
96
да могут работать без ухудшения их характеристик й те-
чение длительного времени (в настоящее время превзойт
дены 20 000 ч), однако в тепловых трубах нержавеющая .
сталь.— вода наблюдалось сильное газовыделение. Фир-
ма IKE высказала некоторые оговорки относительно ис-
пользования ацетона в паре с медью и нержавеющей
сталью. Хотя эти пары и совместимы, но было подчерк-
нуто, что необходимо обращать должное внимание по
обеспечению надлежащей чистоты как ацетона, так и
металла. Аналогичные оговорки сделаны и для метило-
вого спирта.
Всесторонние испытания тепловых труб нержавею-
щая сталь — вода были также выполнены в Испре
[3-35], где опыты проводились до 250°С.
Обнаружилось, что ни изменения условий изготовле-
ния, ни добавление большого процента кислорода в га-
зовую пробку не приводили к существенному снижению
интенсивности выделения водорода при 250°С. В неко-
торых случаях водород выделялся в течение двух стар-
товых часов. В указанных опытах использовалась не-
ржавеющая сталь 316, при этом в плане предотвраще-
ния выделения газа оказались неэффективными такие
операции, как пассивация стали и дегазация. Все же
было найдено, что образование окисного слоя на поверх-
ности стали предотвращает в дальнейшем выделение
водорода.
Джеррелс и Ларсон [3-36] также провели обширные
ресурсные испытания тепловых труб, явившиеся частью
исследования условий применения этих устройств для
спутников. Цель этих исследований состояла в опреде-
лении совместимости широкой гаммы рабочих жидкос-
тей с алюминием (сплав 6061) и нержавеющей сталью
321. Использованный набор рабочих жидкостей включал
в себя аммиак, который был признан приемлемым. Важ-
но, однако, обеспечить очень низкое содержание воды
в аммиаке. В паре с алюминием и нержавеющей сталью
допустимая концентрация воды. составляет всего лишь
несколько миллионных частей.
Основные выводы Джеррелса и Ларсона по совмес-
тимости материалов приводятся ниже. Данные получены
для следующих жидкостей: «-пентана; «-гептана, бензо-
ла, толуола, воды (с нержавеющей сталью 321), фрео-
на-11, фреона-113, СР-32 и СР-34 (экспериментальные
жидкости фирмы Монсанто), этилового спирта, метило-
7-129 97
вого спирта, аммиака и н-бутана. В паре с водой ис-
пользовалась нержавеющая сталь 321.
Все ресурсные испытания проводились с трубами,
обеспечивающими возврат конденсата под действием си-
лы тяжести, причем отвод теплоты происходил за счет
обдува трубы потоком воздуха, а подвод — путем погру-
жения ее испарительной части в масляную ванну с регу-
лируемой температурой.
Предварительная подготовка алюминиевого сплава
состояла в следующем: предварительное отмачивание
в горячем отмывающем щелочном растворе с последую-
щей отмывкой от окислов раствором 112 г сульфита нат-
рия и 150 мл концентрированной азотной кислоты
в 850 мл воды в течение 20 мин при температуре 60°С.
Кроме того, алюминий либо обтачивался, либо шлифо-
вался в области сварных швов. В тепловые трубы встав-
лялся сетчатый фитиль из технически чистого алюминия.
Корпуса сваривались дуговой сваркой под гелием в спе-
циальной сварочной камере, отвакуумированной и про-
дутой инертным газом. После сварки проводилась про-
верка на отсутствие течей, корпуса также опрессовыва,-
лись на давление до 7 МПа. Испытания на давление,
также сопровождались контролем утечек,
Корпус из нержавеющей стали 391 перед дальней-
шей обработкой также отмачивался в горячем отмываю-
щем щелочном растворе и травился в течение 15 мин
при 58°С раствором, содержащим концентрированную
азотную кислоту (объемная доля 15%), соляную кисло-
ту (5%) и 80% воды. Кроме того, нержавеющая сталь
пассивировалась погружением на 15 мин при 65°С
в 15%-ный раствор азотной кислоты. В качестве матери-
ала фитиля использовалась нержавеющая сталь 316.
Корпус сваривался аргонодуговой сваркой *.
Дегазация корпуса осуществлялась кипячением.
При применении метилового спирта в процессе за-
полнения трубы было замечено протекание химической
реакции, что безусловно сделало нецелесообразным
проведение последующих ресурсных испытаний.
1 В обеих сериях выполненных в США экспериментов исполь-
зовались сочетания различных конструкционных материалов. В прин-
ципе применительно к ресурсным испытаниям это не очень хорошо,
так как любое ухудшение характеристик не может быть соотнесено
с использованием какого-либо конкретного материала.
98
Герметизация корпусов капсул осуществлялась об-
жатием с последующим погружением сжатого конца
в эпоксидную смолу для окончательной заделки.
В опытах были получены следующие результаты.
н-Пентан: испытан в течение 750 ч при 150°С. За-
мечены эпизодические пульсации температуры со слу-
чайными отклонениями в 0,2°С. При осмотре капсулы
на внутренней стенке обнаружены места измененного
цвета (слегка коричневатые), однако сетка фитиля вы-
глядела чистой. Никаких свидетельств коррозии не было
найдено. Удаленная из капсулы жидкость была слегка
коричневатого цвета.
«Тептан: испытан в течение 600 ч при температу-
ре 160°С. После 465 ч работы было замечено некоторое
увеличение внутренних сопротивлений, однако после
вскрытия капсулы в конце испытаний её внутренность,
включая сетку, была чистой, также чистой оставалась
рабочая жидкость.
Бензол: испытан в течение 750 ч при 150°С (с крат-
ковременным повышением температуры). Давление па-
ров 0,67 МПа. На стенке обнаружены места с очень сла-
бым изменением цвета, фитиль был чистым, свидетельст-
ва коррозии отсутствовали, жидкость была чистой.
Сделан вывод о высокой стойкости бензола в сочетании
с выбранным алюминиевым сплавом.
Толуол: опыты проводились в течение 600 ч при
температуре 160°С. В течение первых 200 ч испытаний
наблюдалось постепенное снижение температуры в кон-
. денсаторе, однако в последующий период изменения тем-
пературы не наблюдались. При вскрытии капсулы на
стенке корпуса обнаружены места слегка измененного
цвета. По-видимому, это были поверхностные отложе-
ния, без каких-либо признаков воздействия на алюми-
ний. По окончании испытаний материал сетки был чис-
тым, а рабочая жидкость прозрачной.
Вода (в контакте с нержавеющей сталью): испыта-
на в течение 750 ч при температуре 150°С (с кратковре-
менным повышеийем температуры). Давление паров
0,67 МПа. При анализе испытанной трубы обнаружена
большая концентрация водорода. Частично это было
связано с плохой технологией очистки трубы, поскольку
в ней наблюдалось изменение цвета в местах сварки, и
авторы полагают, что возникло окисление поверхности.
7* 99
В испытанной тепловой трубе обнаружен также коричне-
вый осадок.
Ф.реон-1 1: испытаны две капсулы: одна в течение
500 ч при температуре 68°С, другая в течение 500 ч при
95°С. При вскрытии первой капсулы на внутренней ее
стенке обнаружены небольшие площадки измененного
цвета. Сетка выглядела чистой, а жидкость — прозрач-
ной. Внутренность второй капсулы была совершенно
чистой, а жидкость — прозрачной.
,Ф р е о н -1 13: испытаны две капсулы при тех же
температурах и в течение того же отрезка времени, что
и образцы с фреоном-И. По окончании испытаний внут-
ренность камер была чистой, а жидкость — прозрачной.
СР-3 2: испытана в течение 550 ч при температуре
158°С. Местами на внутренней поверхности обнаружены
коричневые отложения. Сетка чистая, однако рабочая
жидкость помутнела.
СР-34: испытана в течение 550 ч при температуре
158°С. Было обнаружено выделение газа. Имелось так-
же обширное местное изменение цвета стенки капсулы
вблизи поверхности жидкости. Цвет сетки не изменился.
Жидкость сильно потемнела.
Аммиак: испытан в течение 500 ч при температуре
70°С. После опытов обнаружено некоторое изменение
цвета стенки и сетки. Эти изменения были связаны с за-
грязнением аммиака некоторыми нелетучими примеся-
ми, которые могли попасть в капсулу при ее заполнении.
В частности, в рабочую жидкость могла попасть смазка
вентиля, когда он находился в положении на заполнение
капсулы. (Это была единственная испытанная труба,
заполнение которой осуществлялось через вентиль.)
н- Бутан: испытан в течение 500 ч при 68°С. Счи-
талось, что в данном случае могло происходить выделе-
ние неконденсирующегося газа, однако ухудшение харак-
теристик было связано с некоторым загрязнением «-бу-
тана перед заполнением. Авторы полагают, что загряз-
няющим веществом мог быть изобутан. Последующие
опыты с более чистым н-бутаном дали лучшие результа-
ты, однако полностью от загрязнения избавиться не уда-
лось.
При анализе надежности результатов приведенных
ресурсных испытаний Джеррелс и Ларсон приводят сле-
дующие соображения: «Следует подчеркнуть, что дан-
ные опыты ставили своей целью исследовать совмести-
100
МоСТь определенных сочетаний рабочая жидкость — Ма-
териал в условиях длительной (пять лет) работы
в радиаторе паровой камеры при заданных условиях.
Исходные условия следующие: стационарная температу-
ра греющей жидкости на входе в радиатор 143°С с крат-
ковременными повышениями ее до 160°С. Действитель-
ная температура рабочей жидкости в паровой камере
должна быть несколько ниже температуры греющей
жидкости, поскольку между последней и поверхностью
испарения паровой камеры должен существовать неко-
торый перепад температур. Согласно оценкам при испы-
таниях капсул высокотемпературные рабочие жидкости
находились при температурах, примерно на 10°С превы-
шающих расчетные максимальные и примерно на 20°С
превышающих расчетные стационарные температуры,
при которых жидкости будут работать в реальных ра-
диаторах. Длительность работы жидкостей во время ис-
пытаний капсул составила всего лишь примерно 1%
планируемого срока службы радиатора, однако условия
их работы были существенно тяжелее расчетных. Поэто-
му представляется разумным принять, что если испыта-
ния в капсулах определенного сочетания жидкость — ма-
териал не дали отрицательных результатов, то это соче-
тание может считаться потенциальным кандидатом на
его использование в радиаторах со сроком службы пять
лет».
На основании описанных выше испытаний Джеррелс
и Ларсон выбрали следующие рабочие жидкости:
для алюминиевого сплава 6061 при температурах не
более 150°С — бензол, w-гептан, «-пентан;
для алюминиевого сплава 6061 при температурах не
более 94°С —фреон-11 и фреон-113;
для алюминиевого сплава 6061 при температурах не
более 65°С — аммиак и «-бутан.
Согласно данным фирмы Dupon скорость коррозии
алюминия во фреоне-11 составляет 1,25-10—6 см/мес при
115°С. Другие исследования [3-37], проведенные на фре-
оне-113, показали отсутствие коррозии алюминия при его
100 часовых испытаниях при температуре кипения. Фре-
он-113 содержался в сосудах из различных металлов
в течение двух лет при 150°С, при степени разложения
фреона 0,3—0,4%.
Следующие рабочие жидкости, по-видимому, являют-
ся непригодными: вода (с нержавеющей сталью 321);
101
CP-32; CP-34; метиловый спирт; толуол (с алюмйнйевЫМ
сплавом 6061).
Джеррелс и Ларсон указывают, что в Лос-Аламос-
ской лаборатории достигнут срок службы тепловой тру-
бы, работающей на воде, превышающий 3000 ч без ухуд-
шения характеристик трубы. Труба изготовлена из не-
ржавеющей стали 347.
Согласно другим источникам [3-38] спирты в общем
случае непригодны для работы с алюминием.
По результатам анализа Джеррелса и Ларсона для
паровых камер с корпусом, изготовленным из алюминия,
при температуре менее 65°С, в качестве наиболее подхо-
Таб.шца 3-5
Данные по совместимости материалов (ресурсные
испытания высокотемпературных тепловых труб)
Рабочая Материал Температура
жидкость Стенка Фитиль пара, °C работы, ч
Цезий Ti 400 >2000
Nb -|- 1»/о Zr 1100 184
Калий Ni 600 >6000
Ni 600 16 000
Ni 600 >24 500
Натрий Хастеллой X 715 >8000
Хастеллой X 715 >20 000
Нержавеющая сталь 316 771 >4000
Nb + 1»/о Zr 8bU >10 000
Nb + 1»/о Zr 1100 1000
Висмут Та W 1600 1600 39 118
Литий Nb + I»/» Zr . 1100 4300
Nb + l»/o Zr 1500 >1000
Nb + 1% Zr Ta 1600 1600 132 17
W 1600 1000
SGS — Ta 1600 , 1000
TMZ 1500 9000
Свинец Nb + l»/o Zr 1600 19
SGS-Ta 1600 1000
W 1600 • 1000
Ta 1600 >280
Серебро Ta ' 1900 100
W 1900 338
W 1900 1000
Re w 2000 300
102
дящей рабочей жидкости был рекомендован аммиак,
а для температур более указанной — н-пентан.
На другом конце температурной шкалы большие сро-
ки службы тепловых-труб были достигнуты при работе
с литием или серебром в качестве рабочих жидкостей
[3-5]. При изготовлении корпуса из сплава вольфрам-
рений (W-26Re) полагали, что длительность работы теп-
ловой трубы на литии составит много лет при тем-
пературе 1600°С. При 1700°С значительная коррозия
наблюдалась после одного года эксплуатации, а при
1800°С срок службы составил всего лишь один месяц.
Полагали, что тепловые трубы W-26Re-Ag могут рабо-
тать при 2000°С в течение 1000 ч. Некоторые другие дан-
ные приведены в табл. 3-5.
Специально должен быть рассмотрен вопрос о мето-,
дике ресурсных испытаний и правомерности экстраполя-
ции полученных данных на период в несколько лет. На-
пример, для труб, устанавливаемых на спутниках, где
ремонт в случае аварии затруднен, если не невозможен,
семилетний срок службы согласно требованиям Европей-
ской космической исследовательской организации явля-
ется стандартным минимумом. Поэтому необходимо
уменьшить длительность проведения ресурсных испыта-
ний, но так, чтобы надежность работы труб в течение
длительного времени могла быть определена с высокой
степенью точности.
Ресурсные испытания тепловых труб обычно прежде
всего связаны с определением любой несовместимости
рабочей жидкости с материалом фитиля или корпуса.
Кроме того, полные ресурсные испытания должны вклю-
чать в себя длительные исследования характеристик
трубы в условиях, близких к рабочим. При выполнении
подобных работ, однако, трудно добиться ускорения
ресурсных испытаний, скажем, путем увеличения тепло-
ного потока в испарителе, поскольку любое существен-
ное увеличение этого параметра может привести к осу-
шению фитиля из-за,работы трубы в режиме, сущест-
венно превышающем ее расчетные возможности.
Поэтому 'любое ускоренное ресурсное испытание, кото-
рое предусматривает, скажем, четырехкратное увеличе-
ние теплового потока относительно номинального, долж-
но выполняться в условиях обеспеченного за счет естест-
венного слива возврата конденсата и сопровождаться
систематическим -определением характеристик трубы
103
с тем, чтобы иметь уверенность, что ее расчетная мощ-
ность все еще достигается.
Другая возможность уменьшения времени ресурсных
испытаний заключается в ускорении любого процесса,
ведущего к ухудшению характеристик трубы. Например,
можно поднять рабочую температуру трубы, если кон-
струкция испарителя допускает подобную операцию.
Одной из теневых сторон этого метода’.является возмож-
ность термического .разложения самой рабочей жидкое-,
.ти. Например, в присутствии окислов металлов может
произойти крекинг ацетона с образованием диацетоно-
вого спирта, имеющего значительно более высокую точ-
ку кипения, нежели чистый ацетон.
Несомненно, что многие факторы должны быть учте-
ны при подготовке программы ресурсных испытаний,
включая такие вопросы, как наличие клапанов в опыт-
ной установке или обеспечение ее полной герметичности,
характерной для реальных устройств. Этот вопрос пер-
востепенной важности. Методика ресурсных испытаний
более детально обсуждается в гл. 4.
3-6. КОЛИЧЕСТВО РАБОЧЕЙ ЖИДКОСТИ В ТРУБЕ
Одной из важных конструктивных характеристик
тепловой трубы, если рассматривать небольшие трубы,
а также устройства, предназначенные для работы в кос-
мосе, является степень их заполнения рабочей жид-
костью. Обычно трубу заполняют с небольшим избытком
относительно количества, необходимого для насыщения
фитиля. Однако если объем парового пространства мал,
то в конденсаторе может возникнуть существенный гра-
диент температур, аналогичный тому, который появляет-
ся в нем в присутствии неконденсирующегося газа. В ре-
зультате эффективная длина конденсатора уменьшается
и тем самым ухудшаются его характеристики.
Другой недостаток, связанный с наличием избытка
рабочей жидкости, специфичен для труб, работающих
в космосе. В этом случае из-за нулевой гравитации жид-
кость может перемещаться по паровому пространству,
,что скажется на динамике космического корабля.
При дефиците рабочей жидкости аварийная ситуа-
ция может возникнуть из-за невозможности обеспечить
заполнение артерии. Эта ситуация не столь опасна при
использовании гомогенных фитилей, поскольку в этом
104
случае Часть пор все еШ,е способна развйть капилляр-
ный напор.
Маркусом [3-39] детально проанализированы эти эф-
фекты и трудности, связанные с определением действи-
тельно необходимого для заполнения трубы количества
рабочей жидкости. •
Одним из путей решения этой проблемы является
устройство специального резервуара для избыточной
Жидкости, который ведет себя подобно губке, впитыва-,
ющей излишек рабочей жидкости.
3-7. ЗАПОЛНЕНИЕ ТРУБЫ
В тепловых трубах, имеющих артериальный фитиль
того или иного вида, необходимо обеспечить «автома-
тическое» восстановление заполнения артерий рабочей
жидкостью при их опорожнении по' какой-либо причине.
Максимальный диаметр артерии, обеспечивающий ее
повторное заполнение, может быть- рассчитан.
Максимальная высота заполнения под действием
капиллярных сил описывается уравнением
h^hc = ~l sos.9— < —+-Ц, (3-7)
' С (?l — ?v)g \ГР1 Грг /’
где h — расстояние по вертикали до начала артерии;
h'c — высота артерии, отсчитываемая по вертикали; гр\ —
первый главный радиус кривизны мениска при заполне-
нии: гР2 — второй главный радиус кривизны мениска
при заполнении.
При заполнении рторой главный радиус кравизны
мениска очень велик (он приблизительно равен ZsinO).
Для цилиндрической артерии hc=da, a rPi=da/2, где
da — диаметр артерии.
Отсюда приведенное выше уравнение примет вид:
h + da = 2gzcos9' (3.^
1 ° (Pz~ ?v)gia ' 1
Решая это квадратное уравнение относительно da,
получаем:
d0 = 4"[]Z h2 + ,83zCO^--/i]. (3-9)
2 | Г J (pz — p0) g J ' >
3-8. ЗАПУСК ТЕПЛОВОЙ ТРУБЫ
Работу тепловой трубы в процессе запуска трудно
рассчитать, и она может существенно меняться в зави-
симости от многих факторов. В работе [3-40] качествен-
105
йо было Исследовано влияние рода рабочей жидкости,
а также свойств и конфигурации фитиля на запуск теп-
ловой трубы и было получено общее описание процесса
запуска тепловой трубы. Во время запуска для передачи
теплоты от испарителя к конденсатору пар должен
течь с относительно высокой скоростью, в итоге перепад
давления вдоль оси канала оказывается большим. По-
скольку осевой градиент температуры в тепловой трубе
определяется перепадом давления в паровом канале, то
в начальный момент температура в испарителе будет
значительно выше, чем в конденсаторе. Уровень темпе-
ратур, достигаемых в испарителе, безусловно, зависит
от рода используемой рабочей жидкости. Если количе-
ство подводимой теплоты достаточно велико, то фронт
Температуры будет постепенно перемещаться в направ-
лении зоны конденсации. Во время нормального запус-
ка тепловой трубы температура в испарителе возраста-
ет, пока фронт не достигнет конца конденсатора. Начи-
ная с этого момента, будет возрастать температура,
в конденсаторе, пока вся труба не придет в приблизи-
тельно изотермическое состояние (при использовании'
в качестве рабочей жидкости лития или натрия этот про-
цесс протекает при таких температурах, когда стенка
трубы нагрета докрасна, в этих условиях степень изотер-
мичности трубы видна на глаз).
Тепловые трубы с каналами, покрытыми сетками,
обычно ведут себя нормально во время запуска, если
только подвод теплоты не осуществляется слишком ин-
тенсивно. Кемме обнаружил, что запуск тепловых труб
с открытыми каналами оказывается сложным процессом.
Были зафиксированы очень большие градиенты темпе-
ратуры, и изотермическое состояние достигалось доволь-
но специфическим образом. На начальной стадии под-
вода теплоты температура в испарителе была на уровне
525°С (рабочей жидкостью был натрий) и фронт с тем-
пературой 490°С захватывал только короткий участок
зоны конденсации. Для того чтобы выйти на прибли-.
зительно изотермические условия, увеличивали коли-
чество подводимой теплоты. Однако при этом темпера-
тура в испарителе возрастала неравномерно: на наи-
более удаленном от конденсатора конце испарителя тем-
пература достигала 800°С. Температура большей части
испарителя оставалась равной 525°С, и между двумя
температурными зонами существовал резкий перепад.
106
При достаточном количестве подводимой теплоты
фронт с температурой 490°С в конце концов достигал
конца конденсатора. Однако перед тем, как это проис-
ходило, на значительной части испарителя наблюдались
температуры, превышающие 800°С. После достижения
конденсатором почти изотермического состояния его тем-
пература быстро возрастала, а очень горячая зона ис-
парителя быстро охлаждалась, это говорило о том, что
возврат рабочей жидкости в трубе действительно имел
место. С этого момента тепловая труба работала нор-
мально.
В ряде случаев в процессе запуска, когда плотность
пара мала, а его скорость высока, возврат жидкости
в испаритель может оказаться затрудненным. В кон-
струкциях с открытыми каналами это происходит более
часто по сравнению с трубами с пористыми фитилями.
В более поздней работе Ван' Анд ел а [3-41] были
установлены некоторые количественные соотношения, по-
могающие определить условия, при которых успешный
запуск трубы может быть осуществлен. Эти соотноше-
ния исходят из того, что кризис теплоотдачи из-за пре-
кращения подпитки жидкостью не возникает, т. е. давле-
ние насыщения в зонах нагрева не будет превышать
максимальный капиллярный напор. Если кризис тепло-
отдачи сможет произойти, то это приведет к осушению
фитиля, препятствуя возврату рабочей жидкости.
Соотношение, определяющее максимально допусти-
мую плотность подводимого теплового потока в процес-
се запуска, записывается следующим образом:
Фмакс = 0>4лг2с-0,73Л(РЕрЕ)1/2) (3-16)
где гс — радиус парового канала; L — скрытая теплота
парообразования; Ре, Ре — давление и плотность пара
в зоне испарения.
Особенно важно, чтобы критерии надежного запуска
были удовлетворены в тех случаях, когда тепловая труба
используется в устройствах, работа которых сопряжена
с многократными включениями и отключениями, как,
например, в системах охлаждения элементов электрон-
ного оборудования либо тормозных устройствах. Один
из возможных путей решения этой проблемы состоит
в использовании дополнительного источника теплоты,
связанного при помощи небольшого ответвления с ос-
новной тепловой трубой, тем самым поддерживая ее все
время в разогретом состоянии. В результате число за-
107
пусков, уменьшается. Время запуска газорегулируемых
тепловых труб (см. гл. 6) меньше.
В недавней работе Буссе [3-42] выполнен обстоя-
тельный анализ характеристик тепловых труб. Им пока-
зано, что прежде чем будет достигнуто ограничение по
скорости звука, т. е. прежде чем произойдет запирание
трубы, можно столкнуться с вязкостным ограничением,
которое в принципе отвечает области значительно менее
интенсивных нагрузок. Детально этот вопрос обсужден
в гл. 2.
3-9. ПРИМЕР КОНСТРУКТИВНОГО РАСЧЕТА А
Техническое задание. Проектируемая тепловая труба должна
передавать как минимум 15 Вт при температуре пара от 0 до 80°С
на расстояние 1 м в условиях отсутствия гравитации (применение
на спутниках). Конструктивные ограничения: длина зон испарения
и. конденсации не более 8 см каждая, они располагаются по концам
тепловой трубы. Максимально допустимый перепад температур меж-
ду наружной стенкой испарителя и наружной стенкой конденсатора
6°С. Из-за массовых и габаритных ограничений поперечное сечение
парового пространства не должно превышать 0,197 см2. Тепловая
труба должна также выдерживать воздействие температур, связан-
ных с технологией ее крепления к другим элементам конструкции.
3-9-1. Выбор материала трубы и рабочей жидкости. Выбор ма-
териала фитиля и корпуса основывается на критериях, рассмотрен-
ных в настоящей главе, при этом существенным параметром являет-
ся масса конструкции.
В качестве материала корпуса выбран алюминиевый сплав 6061
(/77-30), фитиль изготовляется из нержавеющей стали.
Набор рабочих жидкостей, совместимых с этими материалами
включает: фреон-11 (английский эквивалент — арктон-11), фреои-113
(английский эквивалент — арктон-113), ацетон, аммиак.
Для каждой рабочей жидкости должны быть оценены различ-
ные виды ограничений передаваемой мощности.
Ограничение по скорости звука. Значение максимального осевого
теплового потока, определяемого ограничением по скорости звука,
находится при минимальной рабочей температуре 0°С. Оно может
быть рассчитано по уравнению
2(г+ 1) m ‘
Все свойства рабочих жидкостей рассчитывались при 0°С. Были
получены следующие значения, кВт/см2:
Фреои-11................................... 0,69
Фреои-113................................... 3,1-
Ацетон..................................... 1,3
Аммиак.....................................86
Предельные тепловые потоки 'значительно 'превышают требуемый
/ 15 _ \
I Q ig?—76 Вт/см21, 'поэтому звуковое ограничение не будет рас-
108
сматриваться в качестве параметра, определяющего выбор рабочей
жидкости.
Ограничение по устойчивости границы раздела жидкость — пар.
Максимальное количество теплоты, которое может быть передано
в условиях ограничения по устойчивости границы раздела фаз (по
условиям срыва жидкости), находят с помощью уравнения
1 /Г2лроог cosT
Qent —Tzr VL у »
где X—характерный размер для поверхности раздела жидкость —
пар, для тонкой сетки его можно взять равным 0,036 мм (сетка
400 меш).
Определим Qent Для ацетона при 80°С. Физические свойства
ацетона при этой температуре следующие: £.=495 кДж/кг; cq=
= 0,0162 Н/м; р„=4,05 кг/м3; радиус канала rv=2,5 мм. Тогда
имеем:
./2л-4,05-0,0162
(?а = л(2,5.10-’)’.495.10’У 0)0зб.10-5-----
= 1,04-10s Вт = 1,04 кВт,
т. е. предельное значение мощности по условиям устойчивости гра-
ницы раздела Существенно превышает заданную расчетную мощ-
ность.
Проделав подобные расчеты для других рабочих жидкостей,
придем к аналогичным выводам.
Ограничение по передающей способности фитиля. На данной
стадии расчета форма фитиля еще не определена, однако качествен-
ное сопоставление возможностей четырех выбранных рабочих жид-
костей может быть осуществлено путем оценки их параметров «ка-
чества» pi, csiL/р,| в рабочем диапазоне температур. Результаты по-
добной оценки представлены на рис. 3-4. Они свидетельствуют
о преимуществе аммиака и
(в меньшей степени) ацетона
над фреонами.
Радиальный тепловой по-
ток. Кипение в фитиле может
привести к блокированию па-
ровыми образованиями досту-
па жидкости . по всем частям
испарителя. В артериальных
тепловых трубах появление пу-
зырей в артерии может привести
даже к еще более серьезным
проблемам (см. гл. 6). Поэто-
му желательно использовать
рабочую жидкость с высоким
перегревом ДТ с тем, чтобы
уменьшить вероятность обра-
зования пузырьков. Значение
перегрева, необходимого для
образования пузырей, опреде-
ляется соотношением
3,067>
ATs - W >
Рис. 3-4. Параметр «качества»
для выбранных рабочих жидко-
стей.
/ — аммиак; 2 —ацетон; 3 — фреон-П;
4 — фреон-113.
109
где 6 — толщина теплового слоя. Для целей настоящего расчета 6
берется равной 0,15 мм [3-43].
Ts соответствует 80°С, поскольку наименьшее значение допусти-
мого перегрева будет при максимальной рабочей температуре.
В итоге получим следующие значения Л7\, С°:
Фреон-11.....................................0,025
Фреон-113...................................0,04
Ацетон......................................0,58
Аммиак......................................0,002
Из приведенных цифр следует, что-дли фреонов и аммиака при
80°С для возникновения кипения необходим очень малый перегрев.
С этой точки зрения наиболее подходящей рабочей жидкостью
является ацетон.
Заполнение фитиля. Следующим фактором, определяющим вы-
бор рабочей жидкости, являются ее способность к заполнению фити-
ля (см. гл. 3). Сравнение жидкостей по этому параметру может
быть выполнено путем сопоставления значений отношения di/pi. Со-
ответствующие кривые представлены на рис. 3-5. Видно, что ацетон
и аммиак превосходят фреоны по этому параметру во всем рабочем
мЗ/с*
Рис. 3-5. Значения параметра di/pi,
характеризующего эффективность
заполнения фитиля, от температу-
ры пара.
1 — аммиак; 2 —
4 — фреон-113; 5
ацетон; 3 — фреон-11;
— температура
°C.
пара,
диапазоне температур.
Толщина стенки. Техниче-
ское задание на данную тепло-
вую трубу предусматривает
возможность ее соединения с
плитой радиатора. В зависимо-
сти от используемого типа со-
единения температура трубы
в процессе данной операции
может достигнуть 170°С, поэто-
му для определения толщины
стенки трубы важно значение
давления паров при этих усло-
виях.
При указанной температу-
ре давление паров аммиака и
ацетона составляет 11,5 и
1,7 МПа соответственно. При-
нимая значение 0,1% предела
текучести для алюминиевого
сплава НТ-30 равным
46,3 МН/м2 (с учетом некото-
рого ухудшения свойств в об-
ласти шва), по формуле для
тонкостенного цилиндра нахо-
дим, что минимальная толщина
стенки при использовании аммиака составит 0,65 мм, а при работе
с ацетоном 0,1 мм, т. е. использование аммиака сопряжено с неко-
торым проигрышем в массе.
Заключение по выбору рабочей жидкости. Как ацетон, так и
аммиак обеспечивают передачу необходимой мощности, причем
аммиак в этом плане превосходит ацетон. Возникновение зародышей
пара более вероятно в тепловой трубе, работающей на аммиаке, при
использований аммиака больше окажется также н масса трубы.
Проведение технологических операций с аммиаком (заправка и т. п.)
НО
б Сохранением его высокой чистоты затруднительно (см. гЛ. 4). По-
этому, несмотри на более низкие технические характеристики, в ка-
честве рабочей жидкости для проектируемой трубы выбран ацетон.
3-9-2. Детальное проектирование. Для данной тепловой трубы
предложены два типа фитильных структур: гомогенный и артериаль-
ный. Гомогенный фитиль может быть изготовлен из сетки, саржевой
ткани или войлока. Артериальный фитиль обычно дополняется сет-
кой для распределения жидкости по периметру трубы. Гомогенные
сетчатые фитили просты в изготовлении, но их характеристики как
устройства передающего жидкость хуже по сравнению с артериаль-
ными. Поэтому сразу же возникает вопрос, сможет ли гомогенный
фитиль передать требуемое количество жидкости на заданное рас-
стояние в 1 м?
Для определения минимального проходного сечении по жидко-
сти, обеспечивающего передачу 15 Вт мощности, нужно приравнять
максимальный капиллярный напор сумме гидравлического сопротив-
ления течению жидкости и гравитационного напора (перепадом дав-
лений в паровом канале пренебрегаем)
ДР, + APg= ДРС,
где
С r f
1 с
ьрв ~ sin Ф;
1 ~ л;,к
Свойства жидкости берутся при 80°С. Выбирается сетка 400 меш
(размер пор примерно 0,036 мм). Полагая, что Zsin Ф=1 см (раз-
ность уровней концов плюс диаметр трубы), /е// = Ю0 см, cos 0 = 1,
и рассчитывая А по уравнению Блейка —Козени,
s)8
Л 66, бе2 »
где е —объемная доля твердой фазы (0,314), a da— диаметр про-
волоки (0,025 мм), получим:
К=
(25-10-«)г (1 —0,314)’
66,6-0,314® ~ 3,07-Ю-11 м2;
0,00192.10-’-15-1 0,27
1 “ ’719.495-Ю’-0,307-10-”^ Н/м‘
при Aw, в м2;
2-0,0162-1
— 29-10“6 1120 Н/м2;
ДР8 = 719.9,81.0,01 =70 Н/м2.
Приравнивая (APg + bPi) и ЬРС, имеем:'
0,27
-т—+70= 1120,
^w 9
откуда Аи = 2,6-10~4 м2=2,6 см2.
111
Можно сделать вывод, что гомогенный фнтнль неприемлем, по-
скольку требуемое проходное сечение (2,6 см2) больше полного рас-
полагаемого проходного сечення парового канала (0,197 см2). По-
этому следует использовать артериальный фнтнль.
Диаметр артерии. Уравнение (3-9) характеризует способность
артерии к заполнению жидкостью, оно дает максимальное значение
размера любой артерии
^=4-1/*=+^^-J.
2 L' (pz— po)g J
С помощью этого уравнения находим da при температуре 30°С
(для удобства способность артерии к заполнению может быть опре-
делена при комнатной температуре). Максимально допустимое зна-
чение do = 0,59 мм. Учитывая погрешность таблиц физических свойств
жидкости, характеристик смачивания (угол 0 принят равным нулю),
а также технологический допуск, принимаем практически допусти-
мое значение da = 0,5 мм. При определении da значение h принято
равным 1 см для удовлетворения условий вблизи верхней части
парового пространства.
Распределение жидкости по периметру трубы. Толщина фитиля,
обеспечивающего раздачу жидкости по периметру, ограничена задан-
ным максимальным значением перепада температур между паровым
пространством и наружной поверхностью тепловой трубы (или на-
оборот), которая не должна превышать 3°С. Считая перепад темпе-
ратур в алюминиевой стенке пренебрежимо малым, можно опреде-
лить коэффициент теплопроводности фитильной структуры и с по-
мощью уравнения стационарной теплопроводности найти толщину
фитиля
— е \
k-itici ~ I |j е jkl >
где,р = здесь ks = 15 Вт/(м-°С) (сталь);
=0,165 Вт/(м-К) (апетон).
Тогда
„ 1 + 97
1_97 ’-°2-
Объемная доля твердой фазы составляет приблизительно 0,3:
(—1,02 — 0,3)
kwick — __1,02 + 0,3) ’9,165 = 0,3 Вт/(м-К)-
Из уравнения теплопроводности
dT
Q=W^;
А 10-* .
dx = kdT-q-= 0,3.3. । g =0,075-10*• м = 0,075 мм.
Таким образом, выстилающий периметр трубы фнтнль должен
быть изготовлен из сетки 400 меш, толщина которой 0,05 мм. Более
грубая сетка оказывается слишком толстой.
112
Артериальный фитиль. В предыдущем разделе было выявлено,
что максимально допустимая глубина артернн составляет 0,5 мм. j
Для предотвращения образования пузырьков пара" в артериях их .
необходимо располагать на удалении от стенки тепловой трубы и'
изготавливать из материала с низкой теплопроводностью. Необходи-
мо также покрывать артерии мелкопорнстой структурой, в качестве
последней выбрана нержавеющая сетка 400 меш.
Желательно иметь несколько артерий с тем, чтобы обеспечить
некоторый запас. Рассмотрены два возможных варианта артериаль-
ного фитиля. одни имеет
шесть артерий, как это показа-
но на рис. 3-3,. а другой — че-
тыре. В первом случае номи-
нальная ширина каждой ка-
навки 1 мм, во втором 1,5 мм.
Теперь можно рассчитать пол-
ную теплопередающую способ-
ность тепловой трубы н прове-
рить, насколько она отвечает
заданию.
Ранее уже было показано,
что ограничения по устойчиво-
сти поверхности раздела (сры-
ву жидкости) и по скорости
звука не являются лимитирую-
щими и что значение радиаль-
ного теплового потока прием-
лемо. Рассчитанная тепловая
труба должна также обеспечить
Рис. 3-6. Поправочный коэффи-
циент на отношение сторон пря-
моугольного канала.
работу прн заданном полном перепаде температур, а артернн доста-
точно узки, чтобы обеспечить их повторное заполнение при 30°С.
Следующая из условий прочности толщина стенки трубы (0,1 мм)
легко может быть удовлетворена. Поэтому максимальная мощность
трубы определяется гидравлическим сопротивлением канала возвра-
та жидкости (фитиля).
Заключительный анализ. Ограничение по высоте капиллярного
поднятия достигается в том случае, когда сумма потерь давления
в жидкой и паровой фазах и гравитационного напора равна макси-
мальному капиллярному напору, т. е.
ДР(а+ДР(т+АРв+ДР»=ДРс,
где APia — перепад в артерии, a APim — потери давления в раздаю-
щем фитиле.
Осевой поток по сетке оказывает слабое влияние, и им можно
пренебречь.
Мак-Адамсом [3-44] предложено уравнение для расчета потерь
давления в случае ламинарного течения в прямоугольном канале и
показано, что это уравнение хорошо согласуется с экспериментом
прн отношениях глубины канала к его ширине аа/&о=0,05-?-1,0. Это
уравнение может быть записано как
4KiIeffQ
hPla = a\b\^cN'
где N — число каналов; Фс — функция отношения сторон канала,
определяемая по графику рис. 3-6; a Ki=iii/piL.
8—129 113 :
Суммарная потеря давлений в конденсаторе й Испарителе ойрё-
деляется формулой
KlleffcQ
2КАС ’
где leffc — эффективная длина раздающего фитиля с расходом жид-
кости zn/4, приблизительно равная лгш/4; здесь т — массовый рас-
ход жидкости; Ас — проходное сечённе раздающего фитиля (толщи-
на сеткнХдлина испарителя и конденсатора); К. — проницаемость
сетки в 400 меш = 0,314-Ю-10 м2.
Проходное сечение раздающего фитиля, образованного двуми
слоями сетки в 400 меш, равно:
Дс = 8-10-2-0,1 -10—э = 8-10—8 м2.
Тогда гидравлическое сопротивление конденсатора и испарителя
составит:
для каждой секции
„ «2,5-10-’ 1 Kt
Ьр1т= 2.4 ' 8-10-® 'о,314-Ю-10 4,0-Ю1 7Q;
для шести каналов
4-0,92-
^pla = (о,5)2 (1,0)2 10-12-0,115-6—21,3‘10'2
для четырех каналов
4-0,92-TGQ
Ьр1а= (0,5)2 (1,5)2-10-12-0,088-4 ~~ 18-59> Ю12^-
Потеря давления в паровом потоке в двух приблизительно полу-
круглых каналах может быть найдена нз уравнения Хагена—Пуа-
зейля
ДР= —J——------------ ,
w z I Н I
где
Av =|Xo/PvT.
Аксиальное число Рейнольдса Rez определяется формулой
Re, = ———г ,
Тепловая нагрузка, соответствующая переходу от ламинарного
течения к турбулентному, определяется нз условия равенства Rez=
= 1000 при определении Re2 по гидравлическому радиусу. Ограни-
чивая ширину нержавеющей вставки на рис. 3-5 до 1,5 мм, получим
значение гн = 1,07 мм. Q, соответствующее точке перехода, может
быть определено для различных рабочих температур между 0 и
80°С (т. е. для различных пар значений и L).
В итоге получим:
Температура пара, °C Нагрузка в точке перехода, Вт
0 31,1
20 31,2
40 30,6
60 30,2
80 30,0
114
Во всех случаях нагрузка, отвечающая точке перехода, выше
номинальных 15 Вт, однако поскольку тепловая труба может рабо-
тать прн нагрузке, превышающей расчетную, необходимо провести
расчет гидравлических потерь также н для случая турбулентного
течения. При Rez>1000 для двух паровых каналов имеем:
0,00896p.°’25QI,75Zeff
^Pv= _4,75г 1,75 •
Это выражение известно как эмпирическая формула Блазиуса.
Теперь мы можем рассчитать \PV для ламинарного и турбулентного
течения
^р(лам)-----L /___8-0,92-Kp-Q | 9.10,!К
“2 I л-1,074-IO"1’ ( ,у и
д/Ятурб) — 0.00895-0.92 .qI.75*
2(1,07-10-’)4-75 4 А
f 0,25 \ /0,25
X T777V Г0’53'1012^’75
' и го/ У1- Р
Гравитационный перепад давлений равен:
APg = P;gl sin Ф = 0,0981 рг,
при этом принято I sin Ф= 1 см.
Капиллярный напор, развиваемый артерией, равен:
2®> cos 6 2
ЬРС =-----------= ~3.io-s' ’1 cos9== 0,667-10s®;.
В итоге имеем:
ДРС=0,667-10s аг;
ДР« = 0,0981р(;
APBi=0,9-10“K«Q;
0,25
Р-о
^’75Ра
ЛРгт=4-10,2К((2;
APia = 21,3-10,2K)Q (6 каналов);
ДРг0 = 18,59- 1012K;Q (4 канала).
Эти уравнения включают Q н свойства рабочей жидкости.
Используя набор физических свойств прн выбранном значении тем-
пературы (берутся с шагом 20°С) в заданном рабочем диапазоне,
нз условия равенства
^Р1т + ^Р1а
получим значения мощности, приведенные в табл. 3-6. Данная теп-
ловая труба была спроектирована с шестью канавками.
8* 115
hPvt =0,53-10В * * * I2Q,-75
6 каналов! ^р (ламинарное
4 канала и (турбулентн<
Табшца 3-6
Мощность тепловой трубы с шестью канавками
Температура пара, °C Q. Вт
Ламинарное течение пара Турбулентное течение пара
4 канала 6 каналов 4 канала 6 каналов
0 21,6 20,9
20 34,0 32,5 22,6 22,0
40 42,6 40,2 27,9 27,0
60 49,1 45,8 33,0 32,0
80 51,4 47,6 36,4 35,0
Таким образом, процесс расчета тепловой трубы включал в себя
следующие операции:
1) выбор материала фитиля и корпуса;
2) выбор рабочей жидкости по критериям: ограничения; давле-
ние; заполнение; вспомогательные технологические операции; чисто-
та н т. п.;'
3) анализ типов фитилей: гомогенный отвергнут, артериальный
выбран;
4) определение размера артерии;
5) анализ термического сопротивления радиальному тепловому
потоку;
б): анализ полного баланса давлений в предполагаемой кон-
струкции;
7) выбор окончательной конфигурации трубы на основе данных
п. 6 н соображений технологичности изготовления н т. п.
3-10. ПРИМЕР КОНСТРУКТИВНОГО РАСЧЕТА В
Задание. Найти приближенное соотношение для расхода жидко-
сти н теплопередающей способности простой тепловой трубы, рабо-
тающей на воде прн температуре 100°С с фитилем из двух слоев
сетки в 250 меш на внутренней стенке трубы. Тепловая труба имеет
длину 30 см, внутренний диаметр корпуса 1 см. Труба работает
с наклоном к горизонту 30°, испаритель размещен над конденса-
тором.
Максимальная теплопередающая способность трубы при задан-
ной температуре пара может быть найдена из уравнения
Рмакс = И1макс7.,
где /ймакс — максимальный расход жидкости в фнтнле.
Используя стандартное выражение для баланса давлений
bPc=bPv+APi+bPe •-
и пренебрегая в первом приближении перепадом давлений в паро-
вой фазе APV, после подстановки соответствующих соотношений
для ДРС, ДР; н ДРе получим:
2ifcos6 р./ Qleff .
гс ., ~ fiL AvK sin ф.
116
относительно т, получим:
(2аг , )
< — cos 6 — pigleff sin ф f .
( 'с 1
сетке в 250 меш обычно равен 45 мкм,
Раскрыв это равенство
PiKAw
т = —----------------
V-lhff
Диаметр проволоки в _______ _ __
тем самым толщина двух слоев этой сетки составит 4-45=180 мкм.
Внутренний диаметр корпуса трубы 1 см. Тогда поперечное се-
чение фитиля Aw будет равно:
Л„=180-10-в-л-10-2 = 5,7-10-в м2.
Из табл. 3-3 для сеткн в 250 меш радиус поры гс=20 мкм,
а проницаемость К. = 0,302-IO-10 м2.
Допустим наличие идеального смачивания (0=0°), с учетом
следующих значений физических свойств воды при температуре
100°С: Т=2,258-10в Дж/кг; рг=958 кг/м3; it,=0,283 мНс/м2; ai~
= 58,85 мН/м; находим, что
958-0,302-10” 10-5,7-10~в
«макс= 0,283-10-’-0,3 X
><{2 082810-° 3-958-9,81-0,3-0,5^ = 1,93-10-»(5885- 1410) =
= 8,63- 10-в кг/с.
Теперь
<2макс = «максТ-= 8,63-10-в-2,258-10’= 19,5 Вт.
3-11. ПРИМЕР КОНСТРУКТИВНОГО РАСЧЕТА С
Задание. Передающая способность рассчитанной в примере В
трубы низка. Какое улучшение характеристик трубы будет достиг-
нуто в случае дополнения фитиля нз сеткн 250 меш двумя слоями
сеткн в 100 меш с целью увеличения расхода жидкости?
Диаметр проволоки в сетке 100 меш 100 мкм. Тогда толщина
двух слоев новой сеткн будет 400 мкм. Суммарная толщина фитиля
составит 0,4-|-0,18 = 0,58 мм. Поперечное сечение фитиля
Aw = 0,58 • 10-’ • л• 10-2 = 1,82 • 10-3 м2 *.
Капиллярное поднятие в рассматриваемом варианте все еще
определяется сеткой в 250 мкм, т. е. порами с радиусом гс=20 мкм.
Проницаемость использованной сетки в 100 меш согласно Леигстоиу
и Кунцу 1,52 -10_ 10 м2.
Теперь рассчитаем массовый расход
958-1,52-10-,0-1,82-10-» , „ „ , ,
тмакс — ~ 0 283-10_’-0 3 (5885 1400) = 1,38.10 кг/с.
Данное значение более чем на порядок превосходит йМако, до-
стижимое с фитилем нз одной сетки в 250 меш.
Смаке = 1,38-10-4-2,258- 1О’ = ЗЮ Вт.
* В данном случае важно не все поперечное сечение фитиля,
а только часть его, образованная слоем сетки в 100 меш и равная
1,25-10—5 м2. (Прим, пер.)
117
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
Производство и испытание
тепловых труб
Процесс изготовления тепловых труб складывается
из ряда относительно простых операций, особенно для
тепловых труб, работающих в области умеренных тем-
ператур, скажем, в диапазоне 50—200°С. Эти операции
включают в себя сварку (пайку), механическую обра-
ботку, химическую очистку и неразрушающие испытания
и могут быть осуществлены при относительно небольших
затратах на основное -оборудование. При этом наиболее
дорогим, по-видимому, является оборудование по конт-
ролю герметичности соединений.
Во всех тепловых трубах чистота является главным
фактором, обеспечивающим совместимость использован-
ных материалов в период эксплуатации (естественно,
при условии, что выбранные материалы'фитиля, корпу-
са и рабочая жидкость в принципе совместимы, а также
гарантируется смачиваемость фитиля и стенки рабочей
жидкостью). Недостаточное внимание к технологии
сборки может отрицательно сказаться на сроке службы
тепловой трубы, а также снизить ее работоспособность
вследствие, например, ухудшения смачивания. Загряз-
нение атмосферы тепловой трубы, а также примеси,
которые могут содержаться в рабочих жидкостях, долж-
ны быть исключены. Помимо всего этого, тепловая труба
должна быть в высшей степени герметичной. Реализа-
ция указанных условий может включать в себя дегаза-
цию металла, использованного для изготовления корпуса
тепловой трубы, крышек корпуса и т. д., хотя эта опе-
рация не является строго обязательной для труб, рабо-
тающих при низких температурах.
Важность контроля за качеством изготовления теп-
ловой трубы трудно переоценить, и в последующем
обсуждении методов сборки труб на это будет часто
обращаться внимание.
Значительная часть настоящей главы посвящена -
обзору методов ресурсных испытаний тепловых труб.
Срок службы тепловой трубы зачастую требует очень
тщательной оценки, учитывая многие факторы, которые
могут сказаться на ее долговременных характеристиках,
и большинство организаций, активно участвующих в
118
конструирований й Изготовлений тепловых труб, в на-
стоящее время осуществляют широкие программы ре-
сурсных испытаний этих устройств. Как будет показано
ниже, на основании имеющихся в литературе данных
можно подобрать удовлетворительную комбинацию ма-
териал корпуса — материал фитиля — рабочая жид-
кость, однако технология сборки труб, используемая
отдельными изготовителями, может оказаться различ-
ной, и это обстоятельство может внести неизвестный
фактор в проблему совместимости материалов, который
потребует дополнительных исследований.
Опытное определение характеристик тепловых труб
также представляет собой необходимый этап работы по
созданию изделия с требуемыми свойствами, при этом
нужно сказать, что интерпретация результатов испыта-
ний может оказаться затруднительной. Методы испыта-
ний тепловых труб, предназначенных для использования
на орбитальных спутниках, имеют свою специфику,
которая связана с необходимостью определения харак-
теристик трубы в условиях невесомости на основании
данных испытаний, выполненных в наземных условиях.
4-1. ИЗГОТОВЛЕНИЕ И СБОРКА ТРУБЫ
4-1-1. Материал корпуса. Материал корпуса тепловой
трубы, включая материал торцовых крышек и материал
трубы для заполнения, выбирается с учетом ряда
свойств используемых материалов. Они приведены в
гл. 3. (Если не делается специальных оговорок, то
в приведенном в настоящей главе анализе принимается,
что тепловая труба имеет цилиндрическую геометрию.)
Однако практические последствия выбора материала
весьма многообразны.
Из многих материалов, пригодных для изготовления
корпуса, наиболее часто используют три, а именно медь,
алюминий и нержавеющая сталь. Медь является исклю-
чительно подходящим материалом для тепловых труб,
работающих в диапазоне 0—200°С и используемых в та-
ких областях, как системы охлаждения электронного
оборудования. Хотя в принципе трубы из технически
чистой меди являются подходящими, предпочтительнее
использовать бескислородную медь с высокой теплопро-
водностью. Как и в случае применения алюминия или
нержавеющей стали, имеется широкий выбор типораз-
119
мерой труб из мёдй как по диаметру, tak и йо толщине
стенки.
Алюминий реже используется в тепловых трубах,
изготовляемых промышленным способом. Однако он
благодаря своей малой плотности привлек пристальное
внимание специалистов по космическим исследованиям.
Обычно алюминий используется в виде сплавов (пре-
имущественно сплав 6061-Т6), причем из английских ма-
териалов к нему наиболее близок сплав НТ-30. Кроме ,
того, он всегда имеется в наличии й может быть подобран
для изготовления тепловой трубы в виде готовой заго-
товки или может быть отштампован -в виде заготовки'. -
с канавками для перекачки жидкости.
К сожалению, в общем случае, если рабочей, жид-
костью является вода, нержавеющая сталь не может
быть длительно использована в качестве материала
корпуса из-за возникающего тазовыделения. В то же
время нержавеющая сталь вполне совместима со мно-
гими рабочими жидкостями. В ряде случаев она явля-
ется единственным подходящим материалом, как, напри-
мер, в случае работы с такими жидкими металлами, как
ртуть, натрий и калий. Обычно используются нержа-
веющие стали марок 302, 316 и 321.
При сборке тепловой трубы необходимо предусмот-
реть оборудование для ее заполнения. Наиболее часто
заполнение производится через торцевой колпак (крыш-
ку), снабженную трубой малого диаметра, как это пока-
зано на рис. 4-1. Другой конец тепловой трубы имеет
глухой колпак. Материал колпаков и заполняющей тру-
бы в общем случае тот же, что и корпуса тепловой
трубы, хотя для удобства заполняющую нержавеющую
трубу можно
нарастить при помощи медной трубки,
чтобы обеспечить возможность холодной
сварки (см. § 4-1-9). Может возникнуть
потребность в установке вентиля на за-
полняющей трубе, например, для про-
ведения газового анализа после ресурс-
ных испытаний (см. § 4-2). Материал
вентиля, безусловно, должен быть совме-
стим с
рабочей жидкостью.
Рис. 4-1.
1 — медная
Торцевая крышка тепловой трубы и
трубка для ее заполнения.
трубка, которая припаивается в требуемом
месте.
120
Если тепловая труба должна работать при высоком
давлении паров, то для проверки корпуса на прочность
следует проводить соответствующие гидравлические ис-
пытания.
4-1-2. Материалы и типы фитилей. Количество мате-
риалов, испытанных в качестве фитилей тепловых труб,
и число видов фитилей очень велико. Некоторые из них
были уже упомянуты при анализе перепада давлений
по жидкостному" тракту в гл. 2 и при обсуждении кри-
териев выбора рабочей жидкости в гл. 3.
, Проволочная, гсетка. Наиболее часто встречающимся
типом фитиля является плетеная проволочная сетка или
саржевая ткань, которая может быть изготовлена из
многих металлов. Нержавеющая, монелевая и медная
проволоки могут быть сплетены в сетку с очень малыми
размерами пор (см. табл. 3-3). Нержавеющая сетка
400 меш может быть получена от ряда фирм изготови-
телей, (В приложении 4 приведен перечень изготовите-
лей и поставщиков материалов для производства теп-
ловых труб.) Имеются также алюминиевые сетки,
однако из-за трудностей производства и плетения тонкой
алюминиевой проволоки изготовление мелкопористой
структуры фитиля оказывается невозможным.
Нержавеющая сталь является наилучшим материа-
лом для изготовления сеток. Она может быть прокатана
и' хорошо сохраняет свою форму. Присущая крупной
сетке упругость способствует хорошему прилеганию фи-
тиля к стенке корпуса тепловой трубы, исключая в ряде
случаев необходимость применения любого другого ва-
рианта фиксации расположения фитиля. В тепловых
трубах с фитилем в 400 меш слой более крупной сетки
в 100 меш, расположенный по внутреннему радиусу
фитиля, может обеспечить сохранение формы более тон-
кой сетчатой структуры. Нержавеющая сталь представ-
ляет собой материал, который хорошо соединяется ме-
тодом диффузионной сварки, что позволяет получать
прочный сплошной фитиль, связанный со стенкой кор-
пуса тепловрй трубы. Диффузионная сварка лучше всего
осуществляется в вакуумной печи при температуре
1150—>1200°С,
Точечная сварка фитиля является удобным способом
сохранения его формы или присоединения фитиля к стен-
ке корпуса тепловой трубы в тех случаях, когда ее диа-
метр достаточно большой для ввода во внутреннюю по-
- 121
лость трубы электрода. При невозможности реализации
этого'метода для прижатия фитиля -может быть исполь-
зована спиральная пружина.
Важно обеспечить, чтобы независимо от типа фитиля
он находился в тесном контакте со стенкой тепловой
трубы, особенно в зоне испарения, иначе могут появить-
ся горячие пятна. При наличии сетки наилучшей гаран-
тией плотного прилегания фитиля является применение
диффузионной сварки.
Спекание. Аналогичным устройством, обеспечиваю-
щим плотный контакт со стенкой тепловой трубы, явля-
ется спеченный фитиль. Спекание часто используется
при изготовлении металлических фильтров, и в настоя-
щее время многие элементы машин изготовляются этим
способом вместо кокильного литья.
Процесс спекания состоит во взаимном соединении
большого числа частиц в виде уплотненного металли-
ческого порошка. Размер пор получаемого подобным
путем фитиля может регулироваться выбором порошков,
каждый из которых имеет определенный размер частиц.
Порошки, обычно состоящие из сферических частиц,
засыпаются в сосуды, которые придают будущему фи-
тилю требуемую форму и затем либо спекаются без
дополнительного уплотнения, либо если используется
временное связывающее вещество, может быть прило-
жено небольшое давление. Спекание обычно производит-
ся при температуре на 100—200°С ниже точки плавления
спекаемого материала.
Наиболее простым путем изготовления фитиля ука-
занным методом является спекание порошка в трубе,
которая будет служить корпусом. Преимущество ука-
занного способа в том, что фитиль припекается также и
к стенке трубы, что делает конструкцию более прочной.
Для того чтобы в изделии остался свободный централь-
ный паровой канал, в трубу нужно вставить временный
сердечник. Порошок засыпается в зазор -между сердеч-
ником и трубой. При спекании медного порошка хоро-
шие результаты получаются при применении нержавею-
щего сердечника—медь не припекается к нержавеющей
стали, и сердечник легко может быть вынут по заверше-
нии процесса спекания. Сердечник удерживается на оси
трубы с помощью концевых нержавеющих втулок.
Ниже описывается типичный процесс спекания. В ка-
честве материала спекаемого порошка и корпуса тепло-
122
вой трубы выбрана медь. Размер Частйц Порошка
выбирается таким образом, чтобы в результате спекания
диаметр частиц получился 50—100 мкм. 6 трубе уста-
навливаются сердечник и центрирующая втулка с одного
конца сборки. После этого с другого конца сборки
засыпается порошок. Никаких попыток уплотнить за-
сыпку не делается, кроме обстукивания трубы, для того
чтобы обеспечить отсутствие больших пустот. После
наполнения трубы устанавливается и прижимается
к засыпке вторая центрирующая втулка. После этого
осуществляется процесс спекания путем нагрева в ат-
мосфере водорода при температуре 850°С в течение
1/2 ч. После охлаждения трубы и выемки ее из печи
сердечник удаляется из сборки. После этого сборка без
сердечника подвергается повторному спеканию. (Осно-
ванием для повторения процесса спекания служит сле-
дующее соображение. В период, когда сердечник нахо-
дится на месте, он препятствует свободному проходу
водорода через засыпку; в итоге спекание может быть
недостаточно успешным, поскольку водород необходим
для удаления окисной пленки, которая тормозит про-
цесс.) После этой операции труба готова к использова-
нию. На рис. 4-2 показано поперечное сечение изготов-
ленной таким образом трубы. На рис. 4-3 представлено
увеличенное изображение структуры спеченного медного
фитиля. Пористость полученного фитиля 40—50%.
Для увеличения пористости изделия спекание можно
осуществить другим способом. Для этого требуется
инертный наполнитель, который действует как порообра-
зователь. В процессе спекания наполнитель постепенно
улетучивается, оставляя после себя развитую пористую
структуру. В качестве наполнителя используется пласт-
массовый порошок, состоящий из частиц сферической
формы. Этот порошок просеивается для того, чтобы
выделить частицы размером 50—100 мкм. Наполнитель
смешивается с равным объемом очень мелкого (20 мкм)
м.едного порошка. При смешении медь равномерно по-
крывает пластмассовые сферы. Этот «составной» поро-
шок в дальнейшем не проявляет склонности к разделе-
• нию на компоненты.
Изготовление фитиля производится тем же путем,
как и в описанном ранее случае, необходимо толвко
более сильное сжатие засыпки для того, чтобы ском-
пенсировать очень сильную усадку материала в процессе
123
спеканий. На Начальной стадии Процесса пластмасса
испаряется и диффундирует сквозь медные частицы,
оставляя при этбм своего рода скелет из тонкого мед-
ного порошка с крупными порами. Окончательная по-
ристость составляет примерно 75—85%.
Очевидно, что имеется много возможных вариантов
фитилей, изготовляемых спеканием. Пористость, высота
капиллярного поднятия' и объемный расход рабочей
жидкости — все эти параметры могут быть оптимизи-
рованы правильны^ выбором размеров металлического
порошка и наполнителя, их пропорции в смеси, добав-
кой соответствующих слоев наполнителя для образова-
ния каналов в фитиле.
Рис. 4-2. Поперечное сечение
спеченого фитиля (медь).
Рис. 4-3. Увеличенное изобра-
жение спеченой структуры.
- Осаждение паров. Спекание не является единствен-
ным сцособом получения пористого слоя, находящегося
в тесном контакте с внутренней стенкой тепловой трубы.
Указанная цель мо5кет быть достигнута с помощью дру-
гих технологий, которые включают в себя покрытие
осаждением из паровой фазы, .катодное и плазменное
напыление. Фирма ВВ (английский патент 1313525) опи-
сывает'- процесс, известный как покрытие осаждением
из парбвой фазы, который был'успешно-'применен при
создании-фитиля тепловой трубы. Этот процесс вклю-
чает в себя покрытие внутренней поверхности тепловой
трубы слоем вольфрама в результате реакции паров
гексафторида вольфрама с водородом. Пористость обра-
зующегося слоя регулируется температурой покрывае-
мой поверхности, скоростью перемещения подающего
пар сопла и расстоянием от сопла до покрываемой по-
верхности.
124
Канавки. Типом фитиля, который широко применя-
ется для космических приложений, но развивает незна-
чительный капиллярный напор в наземных условиях,
является фитиль с системой канавок. Наиболее просты-
ми способами образования продольных канавок в стенке
тепловой трубы является штамповка или протяжка. Го-
рячая- штамповка наиболее эффективна при использова-
нии алюминия, при этом канавки могут быть сравни-
тельно узкими и достаточно глубокими. Примером
может служить алюминиевая труба с канавками, пока-
занная на рис. 4-4. Наружной поверхности тепловой
трубы может быть также придана форма, отвечающая
ее конкретным применениям. Если тепловая труба долж-
Рис. 4-4. фитиль с канавками (алю-
миниевый сплав).
Рис. 4-5. Артерия с вин-
товой нарезкой в алюми-
ниевой стенке.
на крепиться к плите, то стенка трубы может быть
выполнена плоской с тем, чтббы обеспечить лучший
термический контакт с указанной плитой.
Другим способом образования канавок является
нарезка резьбы на внутренней^тенке корпуса тепловой
трубы с помощью метчиков или резца с шагом резьбы
до 40 ниток/см. Пример подобного типа фитиля изобра-
жен на рис. 4-5. Нарезка осуществлена с шагом 15 ни-
ток/см на внутренней поверхности алюминиевой Д'рубы
диаметром 6 мМ и длиной 1 м. Эти артерии с винтовой
нарезкой привлекают возможностью эффективного рас-
пределения жидкости до периметру трубы и могут быть
использованы в сочетании с различными артериальными
системами, предназначенными для аксиальной подачи
жидкости.
Войлоки и пенообразные материалы. В настоящее
время ряд компайий выпускает металлические и кера-
мические войлоки и металлические пенообразные мате-
125
риалы, которые С успехом могут быть использованы
в качестве материала фитилей тепловых труб, в част-
ности в тех случаях, когда изделие должно иметь не-
круглое поперечное сечение. Свойства некоторых подоб-
ных материалов приведены в табл. 3-3. Пенообразные
материалы изготовляются из никеля и меди, а войлок —
из нержавеющей стали и плетеных керамических воло-
кон (рефрасил). Названия и адреса фирм-изготовителей
приведены в приложении 4. Пенообразные изделия изго-
товляются в виде листов и прутков с заданными разме-
рами пор. Металлический войлок обычно выпускается
в виде листов, он более пластичен, нежели пенообразные
материалы. Преимущество войлока состоит также в том,
что, применяя вставные стержни и осуществляя процесс
спекания, можно получить внутри пористой структуры
продольные артерии, обеспечивая низкое гидравлическое
сопротивление фитиля.
Вязаные керамические волокна имеют поры очень
малых размеров и химически инертны по отношению
к большинству рабочих жидкостей. Ввиду отсутствия
жесткости изделий из керамических волокон, особенно
при насыщении их жидкостью, целесообразно использо-
вать их в сочетании с сетчатым фитилем из проволоки,
который будет обеспечивать форму и требуемое место-
положение войлочного фитиля. Керамические структуры
могут быть получены в виде многослойных втулок, т. е.
в виде, идеально подходящем для непосредственного
применения в качестве фитиля. Имеется широкий подбор
этих втулок разного диаметра. В случае несовпадения
диаметра втулки с требуемым размером она может быть
слегка растянута с целью уменьшения диаметра.
4-1-3. Очистка корпуса и фитиля. Все используемые
в тепловых трубах материалы должны быть чистыми.
Очистка преследует две цели. Во-первых, она обеспечи-
вает смачивание материалов рабочей жидкостью, а во-
вторых, она гарантирует отсутствие посторонних веществ,
которые могут ослабить капиллярный напор или стать
причиной несовместимости используемых основных ма-
териалов.
Технология очистки зависит от применяемых материа-
лов. Она определяется также технологией изготовления
и установки фитиля и типом используемой рабочей жид-
кости, поскольку одни рабочие жидкости смачивают ма-
териалы более эффективно, нежели другие. В том слу-
126
чае, когда соединение корпуса с фитилем осуществляется
путем спекания или диффузионной сваркй, проводимых
в атмосфере инертного газа или под вакуумом, элемен-
ты тепловой трубы очищаются в процессе сварки, и если
отрезок времени между окончанием этого процесса и
окончательной сборкой невелик, то дополнительная очи-
стка может не потребоваться.
Если рабочая жидкость является хорошим раствори-
телем, как, например, ацетон, то никаких специальных
мер для обеспечения хорошей смачиваемости не требу-
ется, достаточно травления кислотой с последующей
отмывкой рабочей жидкостью. Однако технология очист-
ки сильно усложняется с ростом рабочей температуры,
т. е. при работе в диапазоне температур, связанном с
использованием в качестве рабочих жидкостей жидких
металлов.
Кислотное травление для нержавеющей стали вклю-
чает в себя погружение элементов трубы в раствор, со-
держащий 50% азотной кислоты и 5% плавиковой кис-
лоты. За этим следует отмывка обессоленной водой.
Если изделия предназначены для работы с водой, то
фитиль должен быть после этого помещен в электричес-
кую печь и нагреваться в атмосфере воздуха в течение
1 ч до 400°С. При этой температуре следы масла либо
улетучиваются, либо разлагаются, а получающийся в
итоге углерод выгорает с образованием двуокиси угле-
рода. Поскольку на поверхности нержавеющей стали
должно образоваться окисное покрытие, то в печи не
нужно создавать защитную атмосферу из инертного
газа.
Никель может быть подвергнут аналогичной обработ-
ке, разница состоит лишь в том, что травление произ-
водится 25%-ным раствором азотной кислоты. Травление
меди нужно осуществлять, смесью фосфорной и азотной
кислоты (1:1).
Степень произведенной очистки трудно оценить ко-
личественно, и лучший способ контроля — поместить
каплю обессоленной воды на очищенную, поверхность.
Если капля тут же растечется по поверхности или пол-
ностью поглотится фитилем, то это означает, что хоро-
шее смачивание достигнуто и качество проведенной
очистки хорошее.
При очистке фитилей из нержавеющей стали для
длинных тепловых труб иногда возникают проблемы,
127
вызванные отсутствием печей требуемых размеров, в ко-
торые можно было бы сразу поместить весь фитиль.
В этом случае может быть применена очистка пламенем,
фитиль перед его установкой в корпус трубы пропуска-
ется через пламя бунзеновской горелки.
Хорошим дополнительным .средством ускорения про-
цесса очистки может служить ультразвук, однако для
низкотемпературных тепловых труб такая очистка не
обязательна. При осуществлении указанного процесса
или любого другого, связанного с погружением элемен-
тов тепловой трубы в жидкую среду для удаления за-
грязнений, грязь остается плавать на поверхности ванны
и ее следует снять перед выемкой из ванны очищаемых
элементов. Если этого не сделать, очищенные элементы
при прохождении через поверхность жидкости могут
вновь загрязниться. В качестве вспомогательного сред-
ства очистки металлических элементов может исполь-
зоваться электрополировка.
Керамические материалы для фитилей в общем слу-
чае поступают от изготовителя хорошо очищенными
благодаря технологии их производства и поэтому не
нуждаются в обработке при условии, что их хранение
и сборочные операции осуществляются в условиях, обес-
печивающих чистоту изделия.
Важно, особенно при использовании воды в качестве
рабочей жидкости, исключить контакт элементов теп-
ловой трубы с поверхностью кожи рук. Незначительные
жировые отложения, появляющиеся при этом, могут
препятствовать смачиванию, и поэтому в процессе мон-
тажа рекомендуется пользоваться хирургическими пер-
чатками,
Омачивание может быть облегчено добавкой в
рабочую жидкость специальных агентов [4-1], однако
при этом могут возникнуть трудности, связанные с сов-
местимостью материалов, кроме того, эти добавляемые
вещества могут повлиять на значения поверхностного
натяжения рабочей жидкости.
4-1-4. Дегазация материала. Если фитиль или корпус
поместить в вакуум, то начнут выделяться газы, особен-
но в том случае, когда элементы тепловой трубы изготов-
лены из металла. Если эти газы до герметизации тепло-
вой трубы не удалить, то они могут собраться в паровом
пространстве трубы. Процесс удаления газон известен
как дегазация.
128 . '
Если дегазация не является необходимой для низко-
температурных тепловых труб, предназначенных для ра-
боты не в очень жестких условиях, то высокотемператур-
ные (более 400°С) устройства и трубы для космоса
должны быть предварительно дегазированы на стенде
до их заполнения рабочей жидкостью и герметизации.
Продолжительность дегазации сильно зависит от тем-
пературы, резко возрастая с увеличением последней.
Дегазацию элементов после их очистки целесообразно
производить под вакуумом при температуре сушки при-
мерно 400°С. После сушки система должна быть про-
вентилирована сухим азотом. Продолжительность дега-
зации зависит от рабочего давления паров в тепловой
трубе.
Если тепловая труба перед дегазацией была частич-
но собрана и торцевые колпаки установлены, то необ-
ходимо убедиться в отсутствии течей в сварных швах
и т. п. элементах, поскольку в противном случае дега-
зация не может быть осуществлена. В общем случае
анализ откачиваемых газов при наличии течи покажет
очень большое содержание воздуха, тогда как при нор-
мальной дегазации должно обнаруживаться значитель-
ное количество водяных паров. Для анализа этих газов
может быть использован масс-спектрометр. Обнаруже-
ние утечки описано в § 4-1-6.
Дегазационные характеристики металлов могут су-
щественно отличаться. Например, удаление водорода
из нержавеющей стали осуществляется значительно про-
ще, чем из алюминия. Алюминий особенно трудно дега-
зировать, и он может содержать сравнительно большое
количество неконденсирующихся газов. В одном из
экспериментов [4-2] было установлено, что газ быстро
улетучился из алюминия при нагреве его до температу-
ры красного свечения под вакуумом. В 200 г металла
содержалось 89,5 см® газа, причем 88 см® составлял во-
дород, а остаток приходился на двуокись углерода. По-
лагают, что алюминиевая поверхность может удержи-
вать водяные пары даже при нагреве до 500°С или при
сушке в атмосфере пятиокиси фосфора. Последнее об-
стоятельство особенно важно потому, что несовмести-
мость воды с алюминием общеизвестна (см"§ 4-1-12 ДЛЯ
высокотемпературных тепловых труб).
4-1-5. Установка фитиля и торцевых колпаков. Очи-
стку элементов тепловой трубы лучше всего производить
9-129 129
до установки фитиля в корпус, поскольку в этом случае
фитиль легче испытать на смачиваемость. Дегазацию
можно осуществить перед сборкой или в момент нахожде-
ния тепловой трубы на стенде для заполнения
(см. § 4-1-8).
В тех случаях, когда фитиль выполнен заодно с кор-
пусом тепловой трубы, как это имеет место в случае
применения канавок, спеченных порошков и сеток, сое-
диненных с корпусом диффузионной сваркой, удобно
осуществлять очистку тепловой трубы промывкой ее со-
ответствующей жидкостью до приварки торцевых кол-
паков.
Рис. 4-6. Уплотнение крупной сетки
концах тепловой трубы.
1— торцевая крышка; 2 — стенка; 3 — сет-
ка 200 меш; 4 — сетка 100 меш; 5 — сет-
ка 200 меш загнута под сетку 100 меш.
Если применяется сетчатый фитиль и слои сетки не
соединены между собой или со стенкой тепловой трубы,
в частности, если используется только мелкая сетка, то
для прижатия фитиля к стенке должна быть вставлена
спиральная пружина. Это легко осуществить, плотно
навив пружину" на сердечник, вставляемый в трубу
с надлежащим зазором. После этого пружина высвобож-
дается, а сердечник удаляется, в результате пружина бу-
дет обеспечивать прижатие фитиля к стенке. Характер-
ный шаг навивки пружин составляет примерно 1 см.
(В тех случаях, когда могут использоваться сетки двух ти-
поразмеров, например два слоя сетки 400 меш и один
слой сетки 100 меш, поверхность раздела жидкость-пар
всегда должна приходиться на тонкую сетку, т. е. на
сетку 400 меш, чтобы обеспечить максимальное значение
капиллярного поднятия. Поэтому рекомендуется обмотать
сетку 400 меш вокруг концов сетки 100 меш, как это
показано на рис. 4-6.)
Соединение торцевых колпаков с корпусом обычно
осуществляется аргонодуговой сваркой. Эта операция -
не требует специальной камеры. Могут свариваться медь,
нержавеющая сталь и алюминий. Преимущество сварки
перед пайкой мягким или твердым припоем состоит в том,
что она не требует применения флюсов, поэтому внутрен-
няя поверхность очищенных труб не подвергается возмож-
ному загрязнению. Однако защита аргоном при наличии
130
высоких температур, характерный для процесса сИаркй,
может оказаться недостаточной и привести к местному
окислению материала, а образовавшиеся на внутренней
стенке трубы окислы могут оказаться трудноудаляемы-
ми. Сборка в камере, заполненной аргоном, позволит
избежать этих трудностей, но она будет более дорого-
стоящей. Применение теплопоглощающей обмазки, такой
как Rocol HS,' наносимой на поверхность тепловой трубы
по соседству с местом сварки, может существенно снизить
количество образующихся окислов.
При сборке тепловой трубы может также использо-
ваться электроннолучевая сварка, однако в большинст-
ве случаев подобное удорожание технологии неоправда-
но.
4-1-6. Определение утечек. Все имеющиеся в тепловой
трубе сварные швы должны быть проверены на герме-
тичность. При необходимости контроля качества выпол-
ненных работ необходимо тщательно исследовать плот-
ность швов, поскольку небольшие течи, которые сначала
могут не сказаться на характеристиках тепловой трубы,
в последующем, через месяцы работы устройства, дадут
о себе знать.
Лучшим способом проверки тепловой трубы на плот-
ность является масспектрометрия. Масс-спектрометр мо-
жет быть использован для откачки тепловой трубы с по-
мощью диффузионного . насоса до глубокого вакуума,
превосходящего 10-5 мм рт. ст. (10~3 Па). Сварной шов
после этого испытывается на плотность путем обдува
его небольшой струей гелия. Если течь имеется, то дат-
чик масс-спектрометра почувствует присутствие гелия,
как только тот проникнет в тепловую трубу. После испы-
тания сварных швов и приблизительного определения
места неплотности, если оно имеется, для тщательного
обследования подозреваемой зоны может быть исполь-
зована игла для инъекций, подсоединенная к гелиевой
магистрали. Таким образом область течи может быть
определена очень точно и может потребоваться лишь
незначительная повторная проварка шва в целях его уп-
лотнения.
Естественно, при наличии очень большой неплотности
насос масспектрометра не сможет обеспечить получение
вакуума глубже 10~2 или 10~3 мм рт. ст. (1-0,1 Па).
Подобная неплотность может возникнуть при значитель-
ной пористости шва, обусловленной применением заг-
9* 131
рязнейного аргона или неподходящей присадочной про-
волоки.
Если течь очень мала, то присасываемые водяные па-
ры' могут сконденсироваться и закупорить, хотя бы вре-
менно, течь. Поэтому важно во время проверки на плот-
ность держать тепловую трубу сухой.
4-1-7. Подготовка рабочей жидкости. Используемая
в тепловой трубе рабочая жидкость должна обрабаты-
ваться с той же тщательностью, что и фитиль, и корпус
тепловой трубы.
Получаемая рабочая жидкость должна быть макси-
мально чистой, при этом может потребоваться ее допол-
нительная очистка. Подобная очистка достигается дис-
тилляцией. В случае низкотемпературных рабочих жид-
костей, таких как ацетон, метиловый спирт и аммиак,
присутствие воды может вызвать химическую несовме- j
стимость материалов, поэтому содержание воды следует '
свести к минимуму.
Некоторые небольшие выдержки из работ по органи- ;
ческим растворителям [4-3] позволят пролить свет на s
проблему содержания воды в ацетоне: «Ацетон значи-
тельно более химически активен, чем это обычно предпо-
лагается. Такие умеренно реакционноспособные материа-
лы, как алюминиевый гель, могут вызвать альдольную
конденсацию до диацетонового спирта, заметное количе-
ство которого образуется за короткий промежуток вре- ,
мени, если ацетон подогрет. Небольшое количество кис-
лого вещества, даже столь слабо реакционноспособного,
как безводный сульфат магния, может вызвать конден- 1
сацию ацетона».
«Кремниевые и алюминиевые гели увеличивали со-
держание воды в ацетоне преимущественно из-за аль-
дольной конденсации с последующей дегидратацией. При
однократном пропускании ацетона над алюминиевым
порошком содержание воды в нем возрастало с 0,24 до
0,46%. Все другие опробованные обезвоживающие аген-
ты вызывали некоторую конденсацию».
Аммиак обладает большим химическим сродством с
водой. Было установлено, что для получения удовлетво-
рительных характеристик необходимо, чтобы содержание (
воды было меньше десяти частиц на миллион. Фирма ICI
может поставить аммиак высокой чистоты, причем его !
контакт с воздухом во время заполнения трубы должен
быть исключен.
132
Описанные выше примеры являют собой крайние си-
туации, однако они служат хорошей иллюстрацией про-
блем, которые могут возникнуть при ослаблении требова-
ний к операциям, сопровождающим заправку жидкости
в тепловую трубу.
Методика, которая рекомендуется для всех рабочих
жидкостей, используемых при температурах до 200°С,
представляет собой вымораживание — дегазацию. В ре-
зультате этой операции из рабочей жидкости удаляются
все растворенные газы. Если же газы не будут удалены,
они смогут выделиться во время эксплуатации тепловой
трубы и скопиться в зоне конденсации. Операция вымо-
раживания — дегазация, которая может быть осущест-
влена в контуре для заполнения тепловой трубы, весьма
проста (см. § 4-1-8). Жидкость подается в сосуд, явля-
ющейся элементом контура и непосредственно соединя-
ющийся с вакуумной системой, и замораживается в нем
в результате охлаждающего действия жидкого азота,
заливаемого в окружающий этот сосуд кожух. После то-
го как рабочая жидкость полностью замерзнет, сосуд ва-
куумируется, затем отключается от остального контура,
а жидкий азот сливается из кожуха. После этого рабо-
чая жидкость плавится, а растворенные газы выделяют-
ся в виде пузырьков из жидкости. Затем рабочая жид-
кость снова замораживается и процесс повторяется. Пос-
ле трех или четырех циклов замораживания все газы бу-
дут удалены. После этого жидкость будет достаточно
чистой для заполнения тепловой трубы.
4-1-8. Заполнение тепловой трубы. На рнс. 4-7 приведена схема
контура, который может быть использован для заполнения тепловой
трубы. Одновременно этот контур может быть использован для осу-
ществления следующих операций:
1) дегазации рабочей жидкости;
2) измерения количества рабочей жидкости;
3) дегазации тепловой трубы;
4) заполнения тепловой трубы инертным газом.
Перед тем как перейти к описанию контура и его работы, це-
лесообразно привести общие требования, предъявляемые к проекти-
руемым вакуумным контурам. Материалами, используемыми для со-
оружения контура, в общем случае являются либо стекло, либо не-
ржавеющая сталь. Преимущество стекла в том, что капли рабочей
жидкости, остающиеся в тех или иных местах контура, могут быть
визуально обнаружены и нх испарение под вакуумом может также
контролироваться. Нержавеющая сталь обладает несомненным пре-
имуществом в прочностных характеристиках, и должна использо-
ваться во всех, высокотемпературных контурах наряду с высокотем-
пературными вентилями, типа сильфонных вентилей Hoke, не имею-
щими «карманов», в которых может остаться жидкость. Описанный
133
Ниже койтур предназначен для операций с низкотемпературными
тепловыми трубами.
Предпочтительно, чтобы вентили, установленные в вакуумной
системе, имели уплотнения в виде кольцевых прокладок. Также важ-
но, чтобы вакуумные линии не были слишком протяженными и
слишком малого диаметра, поскольку оба указанных фактора могут
существенно увеличить длительность откачки.
Вакуумные насосы могут быть диффузионного или же сорбцион-
ного типов; в последнем содержится вещество, поглощающее моле-
кулы отсасываемого газа. Этот насос может создать вакуум до
10~4 мм рт. ст. (10—2 Па). При проектировании системы заполнения,
безусловно, целесообразно обратиться за консультацией к специали-
стам в области глубокого вакуума.
Рис. 4-7. Схема контура заполнения тепловой трубы.
/ — инертный газ; 2 —вакууметр Пирани; 3 —бюретка; 4 — холодная ловуш-
ка; 5 — иасос; 6 — тепловая труба.
Описание системы заполнения. В описанной ниже системе запол-
нения тепловой трубы большая часть линий выполнена из стекла.
Обход контура начнем с правой стороны. Установленный насос —
сорбционного типа. Он помещен в полистироловый кожух, заливае-
мый жидким азотом при необходимости получения глубокого
вакуума. Над насосом установлены два вентиля, причем нижний
предназначен для отключения насоса по достижении насыщения по-
глотителя. (Насос может быть регенерирован прокалкой сорбента
в печи в течение нескольких часов.) Над вентилем Vi находится
переходник металл — стекло, остальные линии изготовлены из стек-
ла. От этой точки отходят две линии, в каждую из которых вреза-
на холодная ловушка в виде небольшой стеклянной колбы. Эти ло-
вушки используются для улавливания «проскоков» жидкости и лю-
бых загрязнений, которые могут отрицательно повлиять на работу
других частей контура или привести к «загрязнению», насоса. Холод-
ные ловушки получаются размещением каждой колбы внутри сосуда
с жидким азотом.
134
Верхняя линия содержит элементы, необходимые для подачи
рабочей жидкости в контур, и две колбы DG1 и DG2, предназначен-
ные для дегазации жидкости. Участок контура, используемый для
подачи дополнительной рабочей жидкости, может быть отключен,
после того как достаточное количество жидкости поступило в кол-
бу DG2 и, следовательно, в мерительную бюретку между вентиля-
ми V9 и V10.
Ннжяяя ветвь включает вакуумметр Пирани, используемый для
измерения вакуума в контуре. Подлежащая заполнению тепловая
труба подсоединяется к контуру ниже бюретки. Предусматривается
возможность электрического обогрева тепловой трубы с целью обес-
печения дегазации устройства непосредственно в контуре (см. также
§ 4-1-4). Вентиль V15 обеспечивает дополнительное подсоединение
к контуру, которое используется для подачи инертного газа в трубы
переменной проводимости.
Технология заполнения тепловой трубы. Используя описанный
выше коцтур, заполнение тепловой трубы медь — этиловый спирт
можно осуществить, например, при следующей последовательности
операций.
1. Закрыть все вентили, соединяющие контур с атмосферой (V5,
V9, V14, V15).
2. Подсоединить сорбционный насос к контуру через вентили
VI и V2, каждый из которых должен быть закрыт.
3. Залить в кожух насоса жидкий азот, также залить жидкий
азот в холодные ловушки (если в первоначальный период обнару-
жится, что жидкий азот быстро испаряется, то необходимо система-
тически доливать азот в кожух и ловушки).
4. Спустя примерно 30 мин открыть вентили VI и V2, начав
вакуумирование контура. Откачивать контур примерно до 10-2 мм
рт. ст. (1 Па). Необходимое для этого время зависит от производи-
тельности насоса, объема и чистоты контура.
5. Закрыть вентили V4 и V6, заполнить резервуар R1 этиловым
спиртом.
6. Медленно приоткрыть вентиль V5, обеспечив доступ этилово-
го спирта в колбу DG1. Закрыть V5 и выморозить этиловый спирт
окружающим DG1 жидким азотом.
7. После вымораживания всего этилового спирта открыть V4 и
осуществить откачку. Закрыть V4 и позволить этиловому спирту
расплавиться. По мере плавления спирта любые газы, содержащиеся
в нем, выделятся в виде пузырьков. После этого снова заморозить
спирт.
8. Открыть вентиль V4 и удалить газ.
9. Закрыть V4, V3 и V8, открыть V6 и V7. Надеть кожух
с жидким азотом на колбу DG2.
10. Расплавить этиловый спирт в DG1 и перепустить его в DG2.
(Эту операцию лучше всего выполнить путем аккуратного прогрева
замороженной массы с помощью фена для сушки волос. Необходи-
мо также прогреть трубопроводы между DG1 и DG2 и далее
ДО V4.)
11. Процесс дегазации в DG2 может повторяться до тех пор,
пока не прекратится выделение газовых пузырей из спирта. Венти-
ли V4 и V6 теперь снова закрываются, отсекая DG1.
12. Закрыть V7 и VII, открыть V8 и V10 и перепустить этило-
вый спирт в брэретку, помня указания п. 10. Закрыть V10 и V8 и
135
открыть VII. Нижняя ветвь и верхняя ветвь до V8 теперь соедине-
ны с высоким вакуумом [~5-10~3 мм рт. ст. (0,67 Па)].
Подлежащая заполнению тепловая труба теперь должна быть
подсоединена к контуру. В том случае, если тепловая труба не
имеет своего собственного вентиля, ее трубка для-заполнения может
быть подсоединена к контуру ниже вентиля V14 с помощью толсто-
стенного резинового шланга. Есля же этот шланг подвержен воз-
действию рабочей жидкости, можно использовать гибкое трубчатое
соединение нз другого материала или же применить обжатие метал-
ла либо осуществить соединение с кольцевой прокладкой. Если
используются мягкие трубные материалы, то соединения в целях их
герметизации должны быть покрыты' вакуумной замазкой на крем-
ниевой основе.
Откачка тепловой трубы может быть осуществлена в результате
открытия вентиля V14. После откачки, которая должна занять всего
несколько минут в зависимости от диаметра заполняющей трубы,
может быть осуществлена дегазация тепловой трубы нагревом. Для
этой цели вокруг трубы намотан электрический нагреватель. Тепло-
та подводится до тех пор, пока показания вакуумметра Пнрани не
возвратятся к своим исходным максимальным значениям до начала
давление, фиксируемое датчи-
ком Пнрани, будет меньше,
чем в тепловой трубе. Разница
зависит от диаметров тепловой
И заполняющей трубы. С этой
точки зрения желательно иметь
заполняющую трубу - большого
диаметра.)
Для подготовки тепловой
трубы к заполнению ее ниж-
ний конец погружается в жид-
кий азот, так что рабочая
жидкость, которая перетекает
в наиболее холодную зону, легко переместится к основа-
нию тепловой трубы. Затем открывается вентиль V10 н точно тре-
буемое для заполнения трубы количество жидкости (в большинстве
случаев необходимое для насыщения фитиля количество жидкости
плюс небольшой избыток) стекает в тепловую трубу. Если жидкость
будет застревать в корпусах вентилей или в других элементах
контура, то, применяя местный обогрев этих зон вентилятором,
можно испарить эту жидкость, которая затем сконденсируется и за-
мерзнет в тепловой трубе. Дальнейший процесс дегазации вымора-
живанием можно производить в тепловой трубе. Газ из жидкости
выделяется в процессе ее таяния при закрытом вентиле V14, затем
жидкость вновь замораживается, и после открытия V14 выделив-
шийся газ откачявается. После этого тепловая труба может быть
герметизирована.
- 4-1-9. Герметизация тепловой трубы. Если только теп-
ловая труба не будет использоваться в качестве демон-
страционного устройства или для проведения ресурсных
испытаний (в этих случаях с одного конца трубы может
быть оставлен вентиль), заполняющая труба -должна
быть окончательно герметизирована. Если заполняющая
136 ‘ .
ооогрева. (Следует подчеркнуть, что
Рис. 4-8. Герметизация тепловой
трубы обжимом и холодной свар-
кой.
/ — медная труба; 2— обжим и хо-
лодная сварка. -
труба медйая, то герМётизацйя обычно осуществляете#
обжимным устройством, который сминает трубу и обес-
печивает ее холодную сварку. Типичный пережим, полу-
ченный подобным путем, показан на рис. 4-8. Необходи-
мое сжатие осуществляется вручную.
Если в качестве материала заполняющей трубы ис-
пользуется нержавеющая сталь или алюминий, более
Рис. 4-9. Прижимы для обжатия тру-
бы перед сваркой.
совершенной технологией является обжатие с последу-
ющей аргоиодуговой сваркой. После достижения жела-
емого вакуума и ввода рабочей жидкости два прижима
шириной 12,7 мм прикладываются к трубе для откачки,
Рис. 4-10. Сплющенный и заваренный аргонодуговой сваркой конец.
1 — медная труба; 2 — стальная торцевая крышка; 3 — труба для откачки.
Пережим и точечная сварка.
и последняя сплющивается. После этого тепловая труба
помещается между другими двумя прижимами шириной
6,35 мм, устанавливаемыми в нижней части 12,7 мм
сплющенной секции. К трубе откачки прикладывается
усилие, достаточное для образования временного ваку-
умного уплотнения, а оставшаяся 6,35 мм верхняя часть
отрезается, и одновременно срез оплавляется аргонодуго-
вой горелкой. Прижимы шириной 6,35 мм, устанавлива-
емые в стандартные тиски, приведены на рис. 4-9. Ре-
зультаты описанной выше операции показаны на рис.
137
4-9. Результаты описанной выше операций показаны на
рис. 4-10.
После герметизации заполняющая труба может быть
защищена колпачком, имеющим тот же наружный диа-
метр, что и корпус тепловой трубы. Колпак может быть
заполнен мягким припоем, смолой с металлическим на-
полнителем или любым другим подходящим материалом.
4-1-10. Сводка операций по сборке трубы. Ниже да-
ется перечень описанных выше операций, которые долж-
ны быть выполнены в процессе сборки тепловой трубы:
1) выбор материала корпуса;
2) выбор материала и формы фитиля;
3) изготовление фитиля, торцевых колпаков и т. п.;
4) очистка фитиля, корпуса и торцевых колпаков;
5) дегазация металлических элементов;
6) установка фитиля в корпус и его крепление;
7) приварка торцевых колпаков;
8) контроль герметичности сварочных швов;
9) выбор рабочей жидкости;
10) очистка рабочей жидкости (в случае необходи-
мости) ;
11) дегазация рабочей жидкости;
12) откачка и заполнение тепловой трубы;
13) герметизация тепловой трубы.
Может оказаться удобным приваривать свободный
торцевой колпак до установки фитиля. В случае исполь-
зования спеченного с корпусом или сваренного диффу-
зионной сваркой фитилей дегазация может производиться
после установки фитиля в корпус.
4-1-11. Тепловые трубы, содержащие инертный газ.
Тепловые трубы переменной проводимости (см. гл. 6)
в дополнение к обычной рабочей жидкости содержат
ицертный газ, поэтому процесс заполнения должен вклю-
чать в себя дополнительные операции. Дополнительные
элементы заполняющего контура обеспечивающие изме-
рение подаваемого в трубу газа показаны на рис. 4-7.
Рабочая жидкость подается в тепловую трубу обыч-
ным путем, после этого система отключается, а линия,
соединяющая тепловую трубу с баллоном с инертным
газом, открывается, и инертный газ подается в тепловую
трубу. По мере увеличения количества инертного газа в
трубе давление в ней растет, что фиксируется датчиком
давления на газовой линии. Значение давления, соот-
ветствующее требуемому количеству газа в трубе, может
138 ' .
быть рассчитано с учетом парциального давления па-
ров рабочей жидкости в тепловой трубе (расчет массы
см. в гл. 6). По достижении этого давления тепловая
труба герметизируется обычным способом.
4-1-12. Жидкометаллические тепловые трубы. Ранние
работы по тепловым трубам были связаны с их приме-
нением в термоионных генераторах; они описываются в
гл. 7. Применительно к этой сфере приложений имеются
два представляющих интерес температурных интервала:
область рабочих температур эмиттера 1400—2000°С и ра-
бочих температур коллектора 500—900°С. В обоих тем-
пературных диапазонах в качестве рабочей жидкости
требуется применять жидкий металл. В настоящее время
имеется значительный объем информации по технологии
изготовления и характеристикам таких тепловых труб.
Позднее тепловые трубы, работающие в более низком
температурном диапазоне, были использованы для под-
вода теплоты от источника к батарее цилиндров в дви-
гателе Стирлинга и в промышленных печах. Было уста-
новлено, что в этом диапазоне температур может быть
использован широкий набор сочетаний материалов, была
исследована их совместимость и детально проанализи-
рован ряд других проблем. Щелочные металлы ис-
пользуются в сочетании с такими конструкционными ма-
териалами, как нержавеющая сталь, никель, ниобийцир-
кониевые сплавы и другие тугоплавкие материалы.
В работе [4-4] приводятся данные о более чем 20 000 ч
ресурсе таких труб. Гровер [4-5] описывает тепловую
трубу малой массы, изготовленную из бериллия с кали-
. ем в качестве рабочей жидкости. Бериллий вставлялся
между фитилем и стенкой трубы, оба указанных элемента
были выполнены из сплава ниобийцирконий (1% Zr).
Данная труба работала при 750°С в течение 1200 ч без
каких-либо признаков коррозии, образования сплавов
или переноса массы.
Создание тепловых труб для высокотемпературного
диапазона оказалось более сложной задачей, однако оп-
, ределенный успех в этом направлении был достигнут, и
полученный опыт описывается ниже.
В настоящее время жидкометаллические тепловые
трубы, обладающие очень хорошими характеристиками
и большим ресурсов, могут создаваться достаточно уве-
ренно, однако они дороги. Следовательно, прежде чем
начинать проектирование жидкометаллической тепловой
139
Рис. 4-11. Натриевая тепловая
груба, работающая в Университе-
те Ридинга.
трубы, важно решить,
для каких задач требует-
ся тепловая труба. Зача-
стую случается, что нет
необходимости в работе
трубы против силы тяже-
сти, т. е. вполне можно
обойтись термосифоном.
Это сильно снижает тре-
бования к чистоте рабо-
чей жидкости. С другой
стороны, если требуется
небольшой срок работы
с малой нагрузкой, мож-
но применить более деше-
вую технологию с мень-
шими затратами времени.
Если можно использовать
газовое регулирование, то
это позволит применить
более простые способы
герметизации, например
пережим.
Жидкометаллическ и е
тепловые трубы для диапазона температур 500—1100°С.
Для этого диапазона температур наиболее подходящи-
ми рабочими жидкостями являются калий и натрий,
а в качестве материала корпуса выбирается нержавею-
щая сталь.
На рис. 4-11 показана типичная тепловая труба нат-
рий — нержавеющая сталь, работающая в университете
«Ридинг» и описанная Райсом и Дженнингсом [4-6]. Кон-
струкция и изготовление этой трубы будут описаны для
того, чтобы проиллюстрировать используемые технологи-
ческие процессы.
Корпус тепловой трубы изготовляется в виде
трубы из нержавеющей стали типа 321 (EN 58 В) диа- -
метром 25 и толщиной стенки 0,9 м!м. Капиллярная
структура образована двумя слоями нержавеющей сетки
с ячейками 100 меш. Диаметр проволоки составляет
0,1016 мм, а размер отверстия — 0,152 мм> Труба имеет
длину 0,9 м. Фитиль-приваривался точечной сваркой с
помощью специально созданного для этих целей приспо-
собления.
140
Очистка и заполнение. Использовалась следующая
технология очистки:
1) промывка водой и моющими растворами;
2) отмывка обессоленной водой;
3) погружение на 30 мин jb 50-процентный водный
раствор соляной кислоты;
4) отмывка обессоленной водой;
5) погружение на 20 мин в ультразвуковую ванну,
наполненную ацетоном, и повторение операции с чистой
жидкостью. После завершения сварки и пайки указан-
ная процедура повторялась. Повсеместно использовалась
аргонодуговая сварка. После проверки качества сварных
швов труба дегазировалась при температуре 900°С и дав-
лении 10~5 мм рт. ст. (примерно 10-3 Па) в течение не-
скольких часов для того, чтобы удалить газы и пары.
Для заполнения трубы жидким металлом могут ис-
пользоваться различные методы:
1. Дистилляция, иногда с использованием губчатого
геттера для удаления кислорода.
2. Раздавливание ампулы, находящейся в заполняю-
щей трубе, путем сжатия последней.
Дистилляция необходима при обеспечении длительно-
го ресурса тепловой трубы.
Рис. 4-12. Заполнение жидкометаллической трубы.
а —метод 1: 1 — ванна с расплавленным парафином, 2 — нагреватель, 3 —
вентиль байпаса; 4 — гелий, 5 — вентили, 6 — вакуум, 7 — исходный натрий
(чистота 99,9%), 8 — стеклянный фильтр, 9 — пережимиая секция, 10 — стек-
лянный сосуд, 11 — тепловая труба; б — метод 2; 1 — пробка; 2 — фильтр; 3 —
нагреватель; 4 — ванна с жидким парафином; 5 — вентили; 6 — гелий; 7 —
вакуум; S—исходный натрий (чистота 99,9%); 9 —стекло; 10 — виток индук-
ционного нагревателя; 11 — тепловая труба.
141
Метод, который был применен для описываемой тру-
бы, следующий:
Технический натрий с чистотой 99,9% помещался в
трубу со стеклянным фильтром, подсоединенную к запол-
няющей трубе. Наличие байпаса на фильтре позволяло
осуществить предварительное вакуумирование и дега-
зацию трубы. Трубка для заполнения и тепловая труба
погружались в ванну с подогретым жидким парафином
Рис. 4-13. Метод герметизации
жидкометаллических тепловых
труб с помощью пробки.
1— отверстие; 2 — коническая проб-
ка> 3 — переламываемый участок;
4 —• заполнение натрием (вакуум-
ная труба); 5 —конечный свароч-
ный шов.
для того, чтобы поднять тем-
пературу натрия выше его
точки плавления. Схема
установки показана на
рис. 4-12.
После этого вентиль бай-
паса закрывается и рас-
плавленный натрий под
давлением газообразного
гелия передавливался че-
рез фильтр в тепловую
трубу.
Герметизация. В универ-
ситете «Ридинг» использо-
вался изображенный на рис.
4-13 метод герметизации
тепловых труб с помощью
пробок. Был смонтирован
специальный контур, позво-
лявший осуществить дегаза-
цию тепловой трубы с открытым концом и ее заполнение
натрием через описанную выше схему фильтрации. По за-
вершении процесса заполнения торцевая уплотняющая
пробка, перемещаемая в камере заполнения с помощью
манипулятора, вставлялась в предназначенное ей место
в тепловой трубе. Пробка затем нагревалась индукцион-.
ными токами, образуя проваренное вакуумное уплотне-
ние. Установка и последовательность операции иллю- ,
стрируются рис. 4-12. Торцевая уплотняющая пробка
окончательно проваривается аргонодуговой сваркой пос-
ле выемки трубы из установки для заполнения.
Работа трубы. Обнаружилось, что смачивание фити-
ля не наступает немедленно, для этого необходимо было
прогревать тепловую трубу подобно термосифону в те-
чение нескольких часов при температуре 650°С. Нагрев
осуществлялся индукционным нагревателем на участке
142
длиной 10 см. На рис. 4-14 приведены профили темпера-
тур вдоль оси тепловой трубы для двух значений подве-
денной мощности 1,2 и 1,4 кВт. Перед герметизацией
тепловая труба заполнялась гелием до давления 20 мм
рт. ст. (2,7 кПа) для защиты пережима медной трубки
буферным газом. Видно, что длина газового демпфера,
как это можно было ожидать, приблизительно обратно
пропорциональна подводимой мощности.
Рис. 4-14. Профили темпе-
ратур вдоль оси натриевой
тепловой трубы.
1 — индукционный нагреватель; S00
2 — тепловая труба; 3 — грани-
ца зоны, занятой инертным га- ™
зом.
ЧОО
Запуск тепловой трубы после ее выдерживания при
заданном уровне температур выявил интересные момен-
ты. При работе тепловой трубы в режиме термосифона,
т. е. когда она была установлена вертикально и обогре-
валась в иижней своей части, наблюдались сильные ко-
лебания температуры, связанные с кипением в зоне ис-
парения. Подобная картина отсутствовала при располо-
жении зоны обогрева в верхней части тепловой трубы.
Опыт создания жидкометаллических труб описывает-
ся также в работах других авторов. Винцем с соавто-
рами [4-7] описан интересный способ создания жестких
тонкостенных тепловых труб с фитилями. В предыдущих
работах, в которых использовались сетчатые фитили, сое-
динение фитиля с корпусом осуществлялось точечной
сваркой, вдавливанием в стенку при протяжке пуансона,
а также вдавливанием с последующим спеканием. Пер-
вый способ не обеспечивает равномерного соединения
фитиля со стенкой; методы, связанные с протяжкой, не
могут быть применены для очень тонких сеток
(тоньше 200—400 меш) из-за их повреждения в процес-
се протяжки. Метод Винца состоит в спиральной навив-
ке проволочной ленты на оправку и спекании ее после
установки в корпус «ввинчиванием», т. е. протяжкой с
одновременным вращением. Металлическая ткань 508Х
Х3600 меш была успешно применена для изготовления
фитиля с хорошо воспроизводимым диаметром пор в
10 мкм±Ю%; доля свободной для испарения поверх-
ности составила 15—20%.
143
Изготовленные протяжкой канавки могут быть нс- -
пользованы как сами по себе, так и в сочетании с фити-
лями из металлической ткани.
Особо высокотемпературные (температура более
1200°С) жидкометаллические тепловые трубы. Вблизи
нижней границы данного температурного диапазона
предпочтительной рабочей жидкостью является литий,
а в качестве материала стенки может служить сплав ни-
обий-цирконий или тантал. При более высоких темпера-
турах рабочей жидкостью может быть серебро с корпу-
сом из вольфрама или рения. Данные по совместимости
этих веществ и по результатам ресурсных испытаний теп-
ловых труб, выполненных из этих материалов, приведе-
ны в гл. 3. Подобного рода тугоплавкие материалы обла-
дают высокой степенью сродства к кислороду, поэтому
они должны работать в вакууме или в атмосфере инерт-
ного газа.
Буссе и его сотрудники выполнили большую програм-
му работ по тепловым, трубам на литии и серебре. Ме-
тоды их очистки, заполнения, изготовления и герметиза- '
ции описаны в [4-8] и [4-9].
Очистка с помощью геттеров. Окислы представляют
большую опасность для жидкометаллических тепловых
труб, поскольку они будут откладываться в зоне испаре-
ния. Растворенный кислород особо опасен для литиевых
тепловых труб, так как он обусловливает коррозию ма-
териала корпуса трубы. Кислород может появиться как
в результате недостаточной очистки рабочей жидкости
тепловой трубы, так и выделиться из материала корпуса
и фитиля. Ряд авторов описывают опыт применения
геттеров. Например, Буссе [4-9] использовал цирконие-
вую губку, через которую он проводил подачу лития в
тепловую трубу. В качестве геттера может также исполь-
зоваться кальций.
4-1-13. Вопросы безопасности. Хотя применение той
или иной конкретной конструкции тепловой трубы и ус- -
ловия ее эксплуатации не таят в себе специфических
опасностей, имеется ряд аспектов, которые следует иметь
в виду.
При использовании жидких металлов должны соблю-
даться известные меры по безопасному обращению с ни-
- ми. Высокая степень химического сродства щелочных
металлов с водой выдвигает ряд проблем. В одной ла-
боратории возник пожар при утечке натрия из повреж-
144
Денной нержавеющей трубы а одновременном разрыве
водяного трубопровода.
Ртуть является высокотоксичным веществом, причем
плотность ее насыщенных паров при атмосферном дав-
лении во много раз превышает максимально допустимые
нормы.
Одной из опасностей, на которую временами не об-
ращают внимания, является возможность существенного
повышения давления в ’тепловой трубе, если ее темпера-
тура случайно поднимется выше расчетного значения.
В этом плане особо опасна вода. Критическое давление
воды 22 МП4 при температуре 374°С. Так, в одном слу-
чае тепловая труба из меди с ©одой в качестве рабочей
жидкости была герметизирована пробкой с последую-
щей ее пропайкой мягким припоем, и эта труба была
случайно перегрета. В результате 30-еантиметровая теп-
ловая труба и пробка вырвались из тисков, развив очень
большую скорость, что едва не привело к довольно пе-
чальным последствиям. Крайне необходимо, чтобы
в подобного рода трубах имелось предохранительное
устройство типа уплотнения пережимом.
Криогенные тепловые трубы, использующие такие
рабочие жидкости, как жидкий воздух, должны иметь
специальные предохранительные устройства для страв-
ливания давления или должны выполняться достаточно
прочными, поскольку их температура в период простоя
часто поднимается до комнатной. Критическое давление
азота равно 3,4 МПа.
4-2. МЕТОДИКИ РЕСУРСНЫХ ИСПЫТАНИЙ ТЕПЛОВЫХ ТРУБ
Вопрос о проведении ресурсных испытаний и опре-
делении характеристик тепловых труб, особенно в тех слу-
чаях, когда требуется выполнить их ускоренными тем-
пами, является одним из наиболее существенных факто-
ров, определяющих выбор типа тепловой трубы.
Ресурсные испытания тепловых труб обычно связы-
вают прежде всего с выявлением возможной несовме-
стимости рабочей жидкости с материалами корпуса и
фитиля. В предельном случае ресурсные испытания зак-
лючаются в определении'длительных характеристик те-
пловой трубы в условиях, соответствующих реальным.
Даже если это и сделано, все же трудно в тех случаях,
когда труба работает против силы тяжести, ускорить
ресурсные испытания, окажем, путем увеличения тепло-
10—129 145
ёого пдтока ё Испарителе. Указанный прием может од-
новременно привести к аварийной ситуации, так как тру-
ба будет работать в условиях, существенно превышаю-
щих расчетные. Поэтому подобные испытания следует
производить в режиме возврата конденсата самотеком,
т. е. под действием силы тяжести.
При разработке полной программы ресурсных испы-
таний должны быть учтены многие факторы. Ниже да-
ется сравнительный анализ различных методик.
Чистота Чистота
условия Коррозия на
границе кон-
такта
Рис. 4-15. Факторы, учитываемые при проведении ресурсных испы-
таний тепловой трубы. ,
4-2-1. Факторы, которые следует учитывать при про-
ведении ресурсных испытаний. Число параметров, кото-
рые следует учитывать при анализе методики ресурсных
испытаний конкретного сочетания рабочая жидкость —
фитиль — материал корпуса, очень велико, и потребо-
валось бы провести испытания большого числа тепло-
вых труб, чтобы получить исчерпывающую информацию.
Некоторые из этих факторов можно не рассматри-
вать, поскольку данные по ряду частных вопросов уже
имеются. Однако следует подчеркнуть одно важное об-
стоятельство—контроль качества технологических опе-
раций и методика сборки неизбежно меняются при их
осуществлении в различных лабораториях. Эти отклоне-
146
ния могут проявиться в отличии полученных данных по
совместимости материалов и по характеристикам теп-
ловой трубы.
Факторы, которые требуется учитывать прд ресурс-
ных испытаниях тепловой трубы, представлены на
рис. 4-15. (Неконденсирующийся газ включен для того,
чтобы рассматриваемый набор параметров охватывал
также тепловые трубы переменной проводимости.)
рабочая жидкость. При выборе рабочей жидкости
должны учитываться следующие факторы, каждый из
которых может быть исследован экспериментально:
1. Чистота. Рабочая жидкость должна быть свобод-
на от растворенных газов и других жидкостей, например
воды. Для очистки рабочей жидкости могут использо-
ваться такие методы, как дегазация вымораживанием и
дистилляция. Важно также обеспечить надлежащие ус-
ловия при последующих операциях с рабочей жидкостью
с тем; чтобы она вновь не загрязнилась.
2. Температура. Некоторые рабочие жидкости чув-
ствительны к рабочей температуре. Если подобная си-
туация ожидается, то следует определить безопасный
диапазон рабочих температур.
3. Тепловой поток. При высоких тепловых потоках
в фитиле может возникнуть интенсивное кипение, кото-
рое может повести к эрозии.
4. Совместимость с материалами стенки и фитиля.
Рабочая жидкость не должна реагировать с материа-
лами корпуса и фитиля. Химическая реакция в свою
очередь также может быть функцией температуры и те-
плового потока, причем вероятность реакции в общем
случае возрастает с увеличением температуры или тепло-
вого потока.
5. Неконденсирующийся газ. В тепловых трубах пере-
менной проводимости, в которых неконденсирующийся
газ используется в контакте с рабочей жидкостью, выбор
рабочей жидкости и газа должен основываться на их
совместимости, а также на растворимости газа в рабо-
чей жидкости. (В общем случае эти данные имеются в
литературе, однако в специфических артериальных кон-
струкциях степень влияния растворимости может стать
очевидной только после соответствующих эксперимен-
тов).
Корпус тепловой трубы. В дополнение к уже упомя-
нутому взаимодействию с рабочей жидкостью на поверх-
!0* 147
ности стенки, имеется ряд специфических требований,
предъявляемых условиями длительной эксплуатации
собственно к корпусу и связанным с ним элементам кон-
струкции, таким как торцевые колпаки. Условия накла-
дываются также и на взаимодействие с фитилем на по-
верхности контакта. Для того чтобы тепловая труба ра-
ботала, необходимо принять во внимание следующее:
1. Вибрация и ускорение. Конструкция должна обла-
дать способностью противостоять какой бы то ни было
возможной вибрации и ускорениям, и любые спосо-
бы, предназначенные для определения этих свойств, долж-
ны органически входить в любую программу ресурсных
испытаний.
2. Гарантия химсостава материала. Выбор материа-
ла внешнего корпуса должен базироваться на его хими-
ческом анализе или, по крайней мере, на известном сер-
тификате на используемый металл.
3. Внешние условия. Внешние условия могут влиять
на свойства материала корпуса или вызвать коррозию
наружной поверхности. Этот вопрос тоже должен быть
включен в программу ресурсных испытаний, если ожи-
дается какое-либо воздействие внешней среды.
4. Коррозия на границе контакта корпуса с фитилем.
Возможно, что на поверхности контакта с фитилем бу-
дут протекать определенные коррозионные процессы, эта
ситуация особенно вероятна при использовании разнород-
ных металлов и в присутствии рабочей жидкости.
Фитиль.. Фитиль тепловой трубы, в принципе, подвер-
жен тем же отрицательным воздействиям, что и корпус
тепловой трубы, за исключением действия внешней ок-
ружающей среды. Более опасной, однако, является вибра-
ция. Фитиль сам по себе в большинстве случаев содержит
много поверхностей, контактирующих с корпусом, где мо-
жет происходить коррозия.
4-2-2. Методики ресурсных испытаний. Имеется много
способов проведения ресурсных испытаний. Все они пре-
следуют одну и ту же цель — показать, что можно с высо-
кой степенью уверенности рассчитывать на эффективную
работу тепловой трубы до конца ее расчетного срока
службы.
Наиболее сложной частью любой программы ресурс-
ных испытаний является интерпретация полученных ре-
зультатов и их экстраполяция с целью расчета длитель-
ности работы тепловой трубы. (Одна из методик, исполь-
148
зованная для экстраполяции результатов измерений
интенсивности газовыделения, описана в § 4-2-3.)
Основным недостатком проведения ресурсных испы-
таний с одним конкретным сочетанием материалов, не-
зависимо от того, являются ли эти испытания ускорен-
ными или они проводятся при номинальной нагрузке,
является следующее обстоятельство. Если какая-то реак-
ция действительно происходит, то данных для того, чтобы
выявить основные причины этой реакции, обычно недо-
статочно. Например, при некоторых ресурсных испыта-
ниях, проведенных в IRD, в результате разложения ра-
бочей жидкости (ацетона) образовывался диацетоновый
спирт. Однако в то время без проведения дальнейших
длительных испытаний не было достаточных оснований
утверждать, что этот процесс является функцией рабочей
температуры, поскольку аналогичные устройства, рабо-
тающие при несколько отличных температурах пара, еще
должны были испытываться. Возможно что даже обшир-
ные программы ресурсных испытаний никогда не смогут
дать исчерпывающий ответ на некоторые вопросы. Каж-
дое очередное исследование выявит новые аспекты.
Влияние теплового потока. Действительное влияние
теплового потока на срок службы тепловой трубы и ее
характеристики может быть исследовано только при ра-
боте устройств в режиме возврата конденсата самотеком,
так как только в этом случае к тепловой трубе может
быть подведен тепловой поток, намного превышающий
расчетное значение.
Проведя опыты с рядом тепловых труб, работающих
при одной и той Же температуре пара, но при разных
тепловых потоках в испарителе, можно исследовать
внутреннюю поверхность испарителя на коррозию и т. п.
Если исследуется опытный образец тепловой трубы,
то эксперименты по определению ее характеристик могут
быть осуществлены через определенные промежутки вре-
мени в течение ресурсных испытаний.
Влияние температуры. Рабочая температура тепловой
трубы может влиять как на совместимость, так и на сос-
тав рабочей жидкости.
Как показано в § 4-2-3, влияние температуры на вы-
деление неконденсирующего газа может быть в опреде-
ленных случаях рассчитано для длительного периода, ис-
ходя из данных значительно более краткосрочных испы-
таний опытных образцов тепловых труб.
149
Совместимость. Кроме анализа влияния теплового по-
тока и температуры на рабочую жидкость саму по себе,
необходимо исследовать совместимость рабочей жидкос-
ти с материалом корпуса и фитиля.
Здесь следует обратить внимание на реакции между
материалами, которые могут изменить структуру поверх-
ностей внутри тепловой трубы, привести к выделению
неконденсирующегося газа или образованию инородных
веществ в виде отложений, которые могут сказаться на
работе испарителя. Безусловно, все три вышеупомянутых
процесса могут протекать одновременно, но с различной
интенсивностью, что может сделать анализ результатов
существенно более сложным.
Опыты на совместимость с тепловыми трубами, ра-
ботающими горизонтально или под наклоном к горизонту
против действия силы тяжести, могут проводиться в рас-
четных условиях. Для получения достоверных результа-
тов эти эксперименты должны длиться годайй, однако,
если, скажем, трехлетние испытания покажут удовлет-
ворительную совместимость используемых материалов,
то определенные заключения могут быть сделаны отно-
сительно их вероятного поведения в течение более дли-
тельного срока. Могут также проводиться ускоренные ис-
пытания на совместимость, сопровождающиеся периоди-
ческими опытами в реальном режиме работы-тепловой
трубы с целью проверки ее расчетных характеристик.
Другие факторы. На сроке службы тепловой трубы
могут сказаться технология сборки и очистки. Важно
убедиться, что испытываемые на ресурс тепловые трубы
являются абсолютно типичными с точки зрения рассмат-
риваемой технологии сборки. Используемая рабочая жид-
кость должна, безусловно, иметь максимальную чис-
тоту.
Другой характерной особенностью ресурсных испы-
таний является желательность установки на трубах вен-
тилей с тем, чтобы иметь возможность отбора проб газа
из трубы без приостановки ее работы. Недостатком на-
личия вентилей является появление дополнительной
возможности для нового рода несовместимости, в данном
случае между рабочей жидкостью и материалом вентиля.
Однако эта возможность может быть устранена примене-
нием современных вентилей из нержавеющей стали.
При испытании устройств в режиме работы тепловой
трубы корпус вентиля может оказаться заполненным
150
рабочей жидкостью, удаление которой может быть Сб-
пряжено с определенными трудностями. Это обстоятельст-
во нужно иметь в виду и при проведении подобного рода
испытаний, так как в противном случае фитиль или арте-
риальная система могут оказаться осушенными.
4-2-3. Расчет длительных характеристик по данным
ускоренных ресурсных испытаний. Одним из основных
недостатков ускоренных ресурсных испытаний была не-
определенность, связанная с экстраполяцией полученных
результатов для оценки характеристик трубы в условиях
достаточно длительной работы. Бейкер [4-10] весьма ус-
пешно обобщил данные по генерации водорода в нержа-
веющих тепловых трубах, используя кривую Аррениуса,
это обобщение было использовано для расчета выделения
неконденсирующегося газа в течение 20-летного периода.
Расчеты базировались на данных двухлетних ресурс-
ных испытаний при различных рабочих температурах,
при этом периодически измерялась масса выделяющегося
водорода. Опыты проводились при температурах 37,7;
93,2 и 148,8°С. При каждой температуре были испытаны
пять тепловых труб.
Для обработки этих полученных в лаборатории
реактивных двигателей результатов Бейкер использовал
кривую Аррениуса следующим образом.
Модель Аррениуса применима для описания процес-
сов активации, включая коррозию, окисление и диф-
фузию: Если кривая Аррениуса справедлива, то график
зависимости логарифма скорости реакции F от обрат-
ной абсолютной температуры будет представлять пря-
ч мую линию.
Скорость реакции определяется уравнением
F=const -ехр(—AlkT), (4-1).
где А -V- энергия активации; k — постоянная Больцмана
(1,38-10—23 Дж/К); Т — абсолютная температура.
Бейкер описал процесс газовыделения в тепловой '
трубе формулой
m(t, -F(T), (4-2)
где th — расход выделяющегося газа; t — время; F(T)
определяется уравнением (4-1).
Начертив для каждой трубы график зависимости
массы выделившегося водорода от времени для различ-
ных уровней температуры, можно с помощью этих гра-
151
фиков получйть универсальную кривую, бпйсЫвЙЮГфуЮ
массу выделившегося водорода в виде функции вре-
мени, умноженной на масштабный коэффициент, кото-
рая в логарифмических координатах будет прямой
линией. Наконец, если начертить график зависимости
поправочных коэффициентов от обратной абсолютной
температуры для исследованных температур, то наклон
получившейся кривой даст значение энергии актива-
ции А в уравнении (4-1).
Масса выделившегося водорода при любом значении
рабочей температуры может быть определена с по-
мощью соответствующего поправочного коэффициента.
Бейкер пришел к выводу, что тепловая труба нержа-
веющая сталь — вода может работать в течение многих
лет при температурах на уровне 16°С, однако при 93,5°С
газовыделение будет чрезмерным.
Эта модель, по-видимому, может быть применена
к другим сочетаниям материал стенки — фитиль — рабо-
чая жидкость, при этом единственным отрицательным
мбментом будет большое число испытуемых комбина-
ций, необходимых для осуществления точных расчетов.
Минимальное число составляет около дюжины, причем
опытные результаты были получены для трех значений
температур и четыре тепловые трубы испытывались при
каждой температуре.
Недавно выполненное исследование было посвящено
выделению водорода в тепловых трубах из никеля с во-
дой. Андерсон [4-11] использовал модель коррозии,
в основе которой лежала методика Бейкера. Она позво-
лила ему рассчитать поведение тепловых труб в течение
длительных периодов, основываясь на данных ускорен-
ных ресурсных испытаний.
Он утверждает, что из теории окисления следует, что
рост пассивирующей пленки происходит по параболи-
ческой зависимости от времени и по экспоненциальной
от температуры.
Андерсон приводит следующие значения энергии ак-
тивации А: нержавеющая сталь 304—дзода — 8,29Х
Х10-20 Дж, никель— вода — 10,3-Ю-20 Дж и подтверж-
дает модель Бейкера.
4-2-4. Программа ресурсных испытаний. Программа
ресурсных испытаний должна обеспечивать получение
детальных данных по влиянию температуры, теплового
потока и технологии сборки на собственно рабочую
152
жидкость и ее совместимость с материалом стенки и
фитиля.
Различные виды ресурсных испытаний были обсуж-
дены в § 4-2-2, теперь остается сформулировать про-
грамму, обеспечивающую получение данных, достаточ-
ных для точного расчета срока службы тепловой трубы
конкретной конструкции.
Для каждого вида ресурсных испытаний может
быть определен порядок очередности (он обозначается
числами от единицы до трех в порядке убывания зна-
чимости). Он приведен в табл. 4-1. В этой же таблице
приводится минимальное число комбинаций, необходи-
мых для соответствующих испытаний. Таблица не тре-
бует комментария.
Таблица 4-1
Приоритеты отдельных видов ресурсных испытаний
тепловых труб
Прио- ритет Минималь- ное число испытуемых труб Число труб с вен- тилями Назначение испытаний
1 Чистота материала
1 — Чистота рабочей жидкости
1 — — Герметизация корпуса
1 — — Дегазация
2 . 2 2 Возврат конденсата самотеком при макси- мальной расчетной температуре
1 4 при каждой темпе- ратуре Все Возврат конденсата самотеком в диапазоне температур до максимальной расчетной (включая температуру, обеспечивающую соединение фитиля со стенкой)
3 2 2 Возврат конденсата самотеком при макси- мальном расчетном тепловом потоке
2 2 1 Работа в режиме тепловой трубы; промежу- точные опыты между испытаниями с воз- вратом конденсата самотеком
1 2 1 Работа в режиме тепловой трубы; длитель- ные непрерывные испытания по определе- нию характеристик
1* 2 0 Работа в режиме тепловой трубы; испытание на вибрацию с промежуточным определе- нием характеристик
1 2 2 Растворимость газа в рабочей жидкости и его влияние на работоспособность артерии (труба переменной проводимости)
* В случае необходимости.
153
Программа должна дать информацию, достаточную
для уверенного расчета на базе кривой Аррениуса ха-
рактеристик тепловой трубы в условиях длительной
работы, а также определить максимально допустимую
рабочую температуру, исходя из условия стойкости ра-
бочей жидкости. Программа включает в себя большое
число опытов, однако затраты на подобного рода ис-
следования должны быть оправданы необходимостью
обеспечения удовлетворительных характеристик тепло-
вой трубы в течение всего срока службы в тех прило-
жениях, где надежность имеет первостепенное значение.
4-3. ИЗМЕРЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК ТЕПЛОВОЙ ТРУБЫ
Измерение характеристик тепловых труб осуществ-
ляется сравнительно просто и требует для своей реа-
лизации обычное оборудование, имеющееся в любой
лаборатории, изучающей теплопередачу.
Измерения необходимы для того, чтобы показать,
что тепловая труба отвечает заданным при ее проек-
тировании техническим условиям. Описанные в гл. 2
ограничения передающей способности трубы, образую-
щие своего рода огибающую рабочего диапазона пара-
метров, также могут быть исследованы как и степень
изотермичности трубы. Значительное число факторов
может быть изучено в результате стендовых испытаний,
включая ориентацию в поле силы тяжести, рабочую тем-
пературу, тепловой поток в испарителе, вибрацию и уско-
рение, вопросы запуска.
4-3-1. Схема установки для измерения характеристик.
На рис. 4-16 показана типичная схема измерительного
стенда. Стенд включает в себя следующие основные
элементы:
1) нагреватель испарителя;
2) ваттметр для измерения подводимой мощности;
3) трансформатор, регулирующий подводимую мощ-
ность;
4) конденсатор для отвода теплоты;
5) устройство, для измерения расхода и подогрева
охлаждающей жидкости;
6) устройство для изменения угла наклона тепловой
трубы;
7) термопары для измерения температур и соответ-
ствующую систему записи их показаний;
8) тепловую изоляцию,
154
Нагреватели могут иметь
различную форму, посколь-
ку подводимая теплота по-
стоянна, а термическое соп-
ротивление между нагревате-
лем и испарителем мало. Они
могут быть выполнены в ви-
де стержневых нагреватель-
ных элементов, установлен-
ных в пазах медного блока,
который плотно надевается
на тепловую трубу, либо
в виде изолированной про-
волоки, непосредственно на-
мотанной на тепловую трубу.
Во многих случаях удобно
использовать индукционный
Рис. 4-16. Стенд для измере-
ния характеристик тепловой
трубы.
1 — регулирующий автотрансфор-
матор; 2 — нагреватель; 3 — выход
воды; 4 — вход воды; 5 — термопа-
ра; б — ваттметр.
нагрев, при этом кондеи-
сатор играет роль калориметра. Тепловые потери из-
лучением и конвекцией в окружающую среду следует
свести к минимуму путем установки тепловой изоляции
на наружной поверхности нагревателя. В электрической
цепи нагревателя имеются ваттметр высокого класса и
трансформатор, регулирующий подводимую мощность.
Если ориентация трубы может меняться, то для удоб-
ства целесообразно соединять нагреватель с регулиру-
ющей аппаратурой длинными проводами.
Эффективным способом измерения мощности, подво-
димой к тепловой трубе, работающей в диапазоне тем-
ператур, характерных для большинства органических
рабочих жидкостей и воды, является установка конден-
сирующей рубашки, через которую пропускается охлаж-
дающая жидкость. Во многих случаях можно использо-
вать воду. Количество теплоты, переданного воде, мо-
жет быть определено по известным значениям разности
температур воды на входе и выходе и ее расхода. Тем-
пература жидкости, протекающей через рубашку, может
меняться с целью изменения рабочей температуры паро-
вого пространства тепловой трубы. Если требуется опре-
делить характеристики тепловой трубы при температуре
пара около 0°С, можно использовать криостат.
Испытания криогенных тепловых труб следует про-
водить в вакуумной камере. Это предотвращает тепло-
обмен конвекцией, а холодная стенка может быть ис-
155
пользована для поддержания темпераФуры окружающей
среды на требуемом уровне. В качестве защиты от под-
вода теплоты излучением сама тепловая труба, трубо-
проводы охлаждающей жидкости и холодная стенка
должны быть покрыты суперизоляцией. Если тепловая
труба закреплена таким образом, что все точки креп-
ления оказываются при одной и той же температуре
(холодная стенка и сток теплоты), то можно считать,
что вся подводимая к испарителю теплота будет пере-
носиться тепловой трубой так, как если бы никакого
дополнительного сброса теплоты в окружающую среду
не существовало. Дополнительную информацию по ис-
пытаниям криогенных тепловых труб можно найти
в [4-12] и [4-13].
Важным фактором во многих практических приложе-
ниях является влияние ориентации трубы на ее харак-
теристики. Тепл о передающа я способность тепловой тру-
бы, работающей в условиях, когда испаритель распо-
ложен ниже конденсатора (термосифон или возврат
конденсата самотеком), может оказаться на порядок
выше, чем у трубы, использующей фитиль для возврата
жидкости в испаритель из расположенного ниже его
конденсатора. Во многих случаях фитиль может ока-
заться недееспособным даже при незначительном на-
клоне тепловой трубы к горизонту, когда испаритель
оказывается расположённым всего лишь на несколько
сантиметров выше конденсатора. Естественно, что выбор
фитиля частично базируется на ожидаемой ориентации
тепловой трубы в конкретных условиях.
При испытаниях следует обеспечить возможность по-
ворота тепловой трубы на 180° при работающих испари-
теле и конденсаторе. Угол наклона тепловой трубы дол-
жен быть точно зафиксирован и измерен. При испыта-
нии тепловых труб для спутников для проверки работы
тепловой трубы может потребоваться наклон всего
лишь в 0,5 см на длине 1 м, т. е. требуется очень точная
нивелировка контура.
Измерение профилей температуры вдоль тепловой
трубы обычно осуществляется с помощью термопар,
установленных на наружной стенке трубы. Если же
требуется провести измерения температур во время пере-
ходных процессов, например при запуске, кризисе тепло-
отдачи в испарителе или в тепловых трубах переменной
проводимости, то необходимо использовать автомати-
156
ческую электронную систему сбора данных. При Иссле-
довании стационарных режимов вполне достаточно циф-
рового вольтметра с подсоединением термопар через
переключатель или многоточечного самописца.
4-3-2. Методика эксперимента. После того как на
тепловой трубе установлены необходимые датчики и
сама она помещена в экспериментальный контур, можно
Рис. 4-17. Типичные экспери-
ментальные профили темпера-
туры вдоль оси тепловой
трубы.
По оси абсцисс цифрами от-
мечены термопары, располо-
женные по длине тепловой
трубы.
1— 44,7 Вт; 2 — 42,8 Вт; 3 — 29,8 Вт;
4—15,6 Вт.
начинать прокачку воды через охлаждаемую рубашку
конденсатора и подачу теплоты к испарителю. Жела-
тельно, чтобы количество подведенной теплоты увели-
чивалось ступенями до достижения расчетной мощности,
причем между ступенями следует делать временные ин-
тервалы, необходимые для достижения тепловой трубой
стационарного температурного режима. По достижении
стационарного состояния следует записать подводимую
и отводимую мощности (т. е. расход охлаждающей
жидкости через конденсатор и Л7) и профиль темпера-
тур вдоль грубы.
Если достигаются изображенные на рис. 4-17 про-
фили температур, то тепловая труба работает удовле-
творительно. Однако могут возникнуть различного рода
аварийные ситуации, причем все они обнаруживаются
по изменению температуры в испарителе или конденса-
торе.
Наиболее часто встречающейся неполадкой является
кризис теплоотдачи в испарителе, вызываемый подво-
дом к нему слишком большой мощности. Он связан
с неспособностью фитиля подать в испаритель доста-
точное количество жидкости и характеризуется резким
ростом температуры в испарителе по сравнению
с остальными участками тепловой трубы. Для состояния
начала кризиса типична верхняя кривая на рис. 4-17.
157
После того как кризис произошел, необходимо чтобы
фитиль вновь насытился жидкостью, это лучше всего
осуществить путем полного отключения подводимой
мощности. Как только перепад температур вдоль трубы
снизится до 1—2°С, подвод мощности можно возобно-
вить. Если ожидается работа тепловой трубы против
силы тяжести или в условиях невесомости, то фитиль
обязательно должен быть насыщен рабочей жидкостью
вновь, т. е. он должен снова оказаться смоченным и за-
полненным рабочей жидкостью по всей его длине. Если
предвидится работа в невесомости, восстановление нор-
мальной передающей способности после кризиса долж-
но быть продемонстрировано работой трубы в наклон-
ном положении. В других случаях восстановление пере-
дающей способности трубы можно производить,
используя силу тяжести.
Другой аварийной ситуацией, проявляющейся в уве-
личении температуры испарителя, является его пере-
грев, происходящий при повышенных рабочих темпера-
турах. Как указывалось в гл. 2 и 3, для каждой рабочей
жидкости существует свой рабочий диапазон темпера-
тур, определяемый критерием М, причем оптимум до-
стигается при определенной температуре и при превы-
шении ее значение критерия качества уменьшается. Это
Означает, что жидкость может передавать меньшее ко-
личество теплоты. Таким образом, температура в ис-7
парителе становится больше, чем в остальной части
трубы. В общем случае температура испарителя в ука-
занной ситуации ие возрастает столь резко, как в слу-
чае кризиса теплоотдачи, но оба эти явления трудно
различить.
Изменения температуры в зоне конденсации могут
указывать на нарушение механизма теплоотдачи • на
этом участке или на ухудшение характеристик тепло-
вой трубы. Резкое снижение температуры на конце тру-
бы за охлаждающей рубашкой, происходящее при боль-
ших мощностях, может быть связано с накоплением
рабочей жидкости в этой области и изоляцией стенки
с образованием холодного пятна. Это явление может
быть вызвано «отключением охлаждения» [4-14]. По-
добное «отключение охлаждения» не обязательно при-
водит к полному нарушению работы трубы, однако сум-
марный АТ существенно увеличится, а эффективная
длина тепловой трубы уменьшится.
158
Аналогичное падение температур ниже по потоку от
охлаждающей рубашки конденсатора может произойти
в тепловых трубах малого диаметра (менее 6 мм), в ко-
торых количество заправляемой в трубу жидкости боль-
ше требуемого для полного насыщения фитиля. Пар
стремится отогнать избыток жидкости в более холод-
ный конец тепловой трубы, где из-за малого объема
парового пространства небольшой избыток жидкости
образует длинную холодную зону. Это может произой-
ти при малых нагрузках, но если тепловая труба содер-
жит вентиль, то количество рабочей жидкости может
быть отрегулировано. Другой способ решения этой про-
блемы состоит в использовании емкости для избыточной
жидкости, которая будет работать подобно губке, но
поры этой «губки» должны быть достаточно большими,
чтобы предотвратить отсос жидкости из фитиля. Этот
способ применяется в тепловых трубах, работающих
в космосе, подобная емкость может быть расположена
в любой удобной точке тепловой трубы.
Неполадки могут быть связаны с несовместимостью
материалов, обычно в виде появления иеконденсирую-
щихся газов, которые накапливаются в зоне конденса-
ции. В отличие от случая накопления жидкости объем
газа зависит от рабочей температуры пара и его при-
сутствие проще определить.
Неудовлетворительная очистка фитиля может вос-
препятствовать смачиванию. При частичном смачивании
пережог трубы произойдет достаточно быстро после
приложения даже незначительной мощности.
4-3-3. Оценочные испытания медной тепловой трубы и ее типич-
ная характеристика. Передающие способности трубы. Для определе-
ния температурных профилей и максимальной теплопередающей спо-
собности медная тепловая труба с водой в качестве рабочей жид-
кости была изготовлена и испытана.
Конструктивные характеристики трубы следующие:
Длина, мм..............................
Наружный диаметр, мм...................
Внутренний диаметр, мм.................
Материал корпуса . . .'................
Вид фитиля ............................
Диаметр проволоки фитиля, мм...........
Эффективный радиус поры, мм............
Расчетная пористость ..................
Материал фитиля........................
Длина фиксирующей пружины, мм..........
Шаг, мм................................
Диаметр проволоки, мм..................
Материал проволоки
320
12,75
10,75
Медь
4 слоя сетки 400 меш
0,025
0,031
0,686
Нержавеющая сталь
320
7
1
Нержавеющая сталь
159
Рабочая жидкость..........................Вода (удельное сопротив-
ление 106 Ом)
Количество жидкости, мл............................... 2
Торцевые соединения............................... Медь
Количество измерительных термопар .... 7
Методика испытаний. Испаритель помещался в нагревательный
блок длиной 100 мм, а зона конденсации окружалась водяной ру-
башкой длиной 150 мм. Вся система покрывалась изоляцией.
Первые опыты были проведены с тепловой трубой, работавшей
в вертикальном положении так, что сила тяжести способствовала
возврату конденсата. Подавалась мощность, и по достижении ста-
ционарного состояния записывались показания термопар на стенке
' трубы и подогрев охлаждающей воды в водяной рубашке, а также
" ее расход. z
Мощность нагревателей увеличивалась маленькими ступенями, и
показания приборов при установившихся режимах записывались до
г тех пор, пока не было замечено наступление кризиса теплоотдачи
в испарителе. (Кризис фиксировался по резкому увеличению э. д. с.
термопар в испарителе по сравнению с показаниями остальных тер-
мопар.)
Подобная процедура была осуществлена при различных значе-
ниях температуры пара и разной ориентации тепловой трубы отно-
сительно направления силы тяжести.
Результаты эксперимента. Типичные результаты проведенного
эксперимента показаны на рис. 4-17. На нем представлены профили
температур вдоль трубы при расположении испарителя на 10 мм
выше конденсатора.
В приведенной ниже таблице представлены значения мощности,
передаваемой тепловой трубой в зависимости от рабочей темпера-
туры пара:
Температура пара, °C Подводимая мощность, Вт
84 17
121 30,5
162,5 54
197 89
Труба была изготовлена из меди, с наружным диаметром 9,5 мм
и длиной 30 см. Труба имела составной фитиль из сеток 100 и
400 меш, с высотой поднятия жидкости (превышение уровня рас-
положения испарителя над конденсатором), 18 см. Рабочей жидко-
стью вновь служила вода. При горизонтальном расположении трубы
измеренная мощность составила 165 Вт_ (при возврате конденсата
с помощью силы тяжести 290 Вт).
ГЛАВА ПЯТАЯ
Специальные виды тепловых труб
В вышеизложенных разделах книги кратко упоми-
нались некоторые виды тепловых труб, отличные от
устройства простой цилиндрической формы. В данной
главе целесообразно более подробно остановиться на их
характеристиках, описать модификации труб,, например
тепловые трубы с электроосмотической перекачкой жид-
кости. Эти модификации улучшают характеристики труб
и расширяют сферы их приложения. Трубы переменной
проводимости рассматриваются в гл. 6.
В настоящей главе будут описаны трубы следующих
типов:
1) плоские;
2) гибкие;
3) осмотические;
4) с электроосмотической и электрогидродинамиче-
ской перекачкой жидкости;
5) антигравитационный термосифон;
6) диоды и переключатели;
7) вращающиеся.
5-1. ПЛОСКИЕ ТЕПЛОВЫЕ ТРУБЫ
Плоская тепловая труба, примером которой служит
изображенная на рис. 5-1 конструкция, работает точно
так же, как и обычная тепловая труба трубчатого типа.
Основное различие между ними состоит в форме фи-
тиля, которая обеспечивает распределение жидкости по
всей развитой поверхности плоской трубы.
Основной чертой плоских труб является наличие
протяженной поверхности с очень малым градиентом
температур поперек нее. Эта почти изотермическая по-
верхность может быть использована для выравнивания
Рис. 5-1. Внутреннее устройство плоской тепловой трубы.
/ — спеченные металлические фитили; 2— горячая пластина; 3 — сетчатый
фитиль; 4 — испаритель.
Н-129 161
температуры и устранения горячих пятен, связанных
с наличием нагревателей. С ее помощью можно также
создать очень эффективный радиатор для охлаждения
размещенных на нем устройств. Кроме того, располагая
ряд тепловыделяющих элементов на плоской тепловой
трубе, можно обеспечить работу этих элементов при
одинаковых температурах благодаря тому, что паровой
объем тепловой трубы будет иметь фиксированную од-
нородную температуру.
Конструкция фитиля плоской трубы, показанная на
рис. 5-1, рассчитана на обеспечение возврата рабочей
жидкости и ее распределение по поверхности верхней
пластины в случае работы устройства против силы тя-
жести. Если тепловой поток подводится снизу, то спече-
ные вставки в фитиле могут быть исключены, необхо-
димо только обеспечить должное распределение жидко-
сти по нижней пластине.
Возможно расположение зоны испарения вдоль
одного конца пластины, где испаритель будет занимать
ограниченное пространство. Образующийся в испари-
теле пар может поступать в протяженную плоскую
паровую • камеру, и тем самым теплота окажется рас-
пределенной по плоской поверхности большего размера.
Marconi Company (МС) разработала плоскую тепловую
трубу с эластичной стенкой из тонкой полистироловой
пленки (см. гл. 7). Эластичная стенка тепловой трубы
во время работы прижимается к охлаждаемым элемен-
там давлением пара и повторяет при этом форму лице-
вых поверхностей охлаждаемых элементов, обеспечивая
хороший тепловой контакт. Существенным преимущест-
вом подобной конструкции является то, что она исклю-
чает необходимость нарушения целостности корпуса са-
мой тепловой трубы для устройства в нем болтовых
соединений или электрических выводов.
5-2. ГИБКИЕ ТЕПЛОВЫЕ ТРУБЫ
За последние три года не было опубликовано значи-
тельных работ по гибким тепловым трубам. Однако ряд
фирм-изготовителей США предлагают подобные устрой-
ства. Их применение, безусловно, желательно в тех
случаях, когда имеет место вибрация источника теплоты
или возникают трудности при соединении источника
теплоты с жесткой тепловой трубой.
162
Гибкость тепловой трубы может быть обеспечена
путем вставки в корпус трубы между испарителем и
конденсатором гибкого элемента типа сильфона или
просто изготовлением трубы из какого-либо пластич-
ного материала с включением обычных металлических
секций для подвода и отвода теплоты.
Блисс с сотрудниками [5-1], RCA [5-2], а также
ИстмецД5-3] опубликовали данные по разработкам гиб-
ких тепловых труб с полыми сильфонами в качестве
гибкого элемента.
Рис. 5-2. Конструкция гибкой тепловой трубы.
/ — подвод охлаждающей жидкости; 2 — конденсатор; 3 — внутренние ребра
жесткости; 4--фитиль; 5 — гибкий сильфон-, 6 — изоляция; 7 — прижимное
, устройство фитиля; 8 — нагреватель.
Разработанная Блиссом система показана на
рис. 5-2. Она была испытана в неподвижном состоянии
при различных углах изгиба, доходящих до 90°, а также
при отсутствии изгиба, но при наличии поперечных и
продольных вибраций. Характеристики тепловой трубы
действительно изменились из-за изгиба и вибраций. Эти
изменения состоят в увеличении максимальной тепло-
передающей способности в горизонтальном положении
и в снижении перекачивающей способности фитиля при
работе против силы тяжести. Было также обнаружено,
что существуют критические продольные вибрации, по
достижении которых тепловая труба полностью пере-
стает функционировать. При подводимой мощности
500 Вт это состояние достигалось при частоте 10 Гц.
Для обеспечения гибкости фитиля RCA предложила
и запатентовала сетчатый фитиль, сплетенный таким
образом, что все проволоки шли в направлениях, пер-
11* - 163
"пендикулярных продольной оси тепловой трубы. Как
указывается, это обеспечивает большую гибкость теп-
ловой трубы и предотвращает механическое поврежде-
ние фитиля. RCA успешно применяла тепловые трубы
малой мощности с описанными выше сетками.
Выпускаемые промышленностью гибкие тепловые
трубы обычно имеют пластмассовую вставку между
испарителем и конденсатором.
5-3. ТРУБЫ С ПРОСТОЙ ОСМОТИЧЕСКОЙ ПЕРЕКАЧКОЙ
КОНДЕНСАТА
Использование осмоса без приложения какого-либо
электрического или магнитного поля было предложено
рядом исследователей. Эта идея является содержанием,
по крайней мере, двух патентов (патенты США 3561525
и 3677337, авторы Бэр и Майдоло соответственно, см.
приложения 6).
Оба автора, исходя из существования ограничений
передающей способности тепловой трубы по капилляр-
ному напору, утверждают, что осмос способствует су-
щественному улучшению характеристик тепловой трубы
в условиях нулевой гравитации и, возможно, в еще
большей степени при работе против силы тяжести. Опи-
санное Бэром устройство представлено на рис. 5-3. Оно
по существу аналогично конструкции, приведенной в бо-
лее позднем патенте Майдоло.
Изображенная на рисунке конструкция состоит, как
и любая тепловая труба, из герметичного корпуса,
в котором находятся только рабочая жидкость и ее пар.
Участки испарения и конденсации могут
быть расположены так же, как и в си-
стемах' с капиллярной подачей жидко-
сти. Кднал, по которому осуществляется
возврат жидкости, отделен от централь-
ного парового потока полупроницаемой
мембраной, изготовленной, например, из
целлюлозы. Хотя на рисунке это не по-
казано, Бэр также предполагает ис-
пользовать обычный фитиль для созда-
Рис. 5-3. Тепловая труба с осмотической перекач-
кой рабочей жидкости, изобретенная Бэром.
1—полупроницаемая мембрана.
164
Ния дополнительного напора за счет капиллярных
сил. Одной из предложенных рабочих жидкостей был
раствор сахара в воде. Для предотвращения загрязне-
ния растворителя в паровом канале, а также жидкости
за мембраной последняя уплотнялась в верхней части
корпуса. При подводе теплоты к рабочему раствору
происходит испарение чистого растворителя, который
поступает в паровой канал, перетекает в более холодную
зону корпуса, где конденсируется на полупроницаемой
мембране. Чистый жидкий растворитель затем проходит
через мембрану в раствор, находящийся в канале воз-
врата жидкости. При прохождении растворителя через
мембрану возникает осмотическое давление, значительно
более высокое, нежели капиллярный напор, создавае-
мый поверхностным натяжением. Осмотическое давле-
ние значительно превышает гидростатический напор
раствора в канале возврата жидкости, что обусловли-
вает течение раствора к испарителю.
Майдоло утверждает, что передающая способность
по жидкости такого устройства на порядок выше, чем
в системе, использующей капиллярное поднятие. В ка-
честве подходящих химических веществ для образова-
ния рабочих растворов он указывает растворимые
в воде хлориды, хлораты и бораты.
5-4. ЭЛЕКТРООСМОТИЧЕСКАЯ И ЭЛЕКТРОГИДРОДИНАМИЧЕСКАЯ
ПЕРЕКАЧКА РАБОЧЕЙ ЖИДКОСТИ
Одним из успешно использовавшихся способов уве-
личения перекачивающей способности тепловых труб
является применение электрокинетики, которая вклю-
чает в себя электроосмотическую перекачку [5-4, 5-5].
Под электрокинетикой понимаются электрические
явления, сопровождающие относительное движение
жидкости и твердых тел. Эти явления обычно связы-
вают с разностью потенциалов на границе раздела
любых двух фаз, участвующих в относительном пере-
мещении. Так, если образующаяся разность потенциа-
лов является следствием существования на поверхности
раздела электрически заряженных слоев противополож-
ного знака, то приложением электрического поля мож-
но обеспечить перемещение одного слоя относительно
другого. Если твердая фаза неподвижна, как, напри-
мер, фитиль тепловой трубы, а- жидкость может пере-
165
мещаться, то в этих условиях под воздействием при-
ложенного поля жидкость будет стремиться течь через
поры фитиля. Это движение известно как электроосмос.
Электроосмотическая тепловая труба была спроек-
тирована и испытана Абу-Ромия в Бруклинском поли-
техническом институте в Нью-Йорке [5-6]. Ее размеры
такие же, как и трубы типа «А», использовавшейся
Косгровом с сотрудниками [5-7], т. е. полная длина
41 см, а диаметр приблизительно 5 см. Фитиль был
Рис. 5-4. Электроосмотический фитиль.
/ — охлаждающая рубашка конденсатора; 2 — приложенное напряжение; 3 —
пористый электрод; 4 — греющая спираль; 5 — поток жидкости, несущей элек-
трические заряды; 6 — поток пара; 7 — фитиль.
изготовлен из мелких стеклянных шариков. Рабочей
жидкостью служила дистиллированная вода, находя-
щаяся в равновесии с атмосферной двуокисью углерода
и содержащая 10~5 НС1, IO 5 КС1 и 10-5 КОН (кон-
центрация выражена в молях на 1 литр).
Электроосмотический эффект достигался введением
двух пористых электродов, как это показано на рис. 5-4
и приложением к ним разности потенциалов. Абу-Ро-
мия проводил опыты при разности потенциалов 20 В.
Он предполагает, что передающая способность трубы
будет возрастать с увеличением разности потенциалов Е,
хотя при очень высоких напряжениях на передающую
способность трубы будет влиять электрический нагрев
среды.
Наиболее высокое значение передающей способности
тепловой трубы было получено при использовании рас-
твора гидроокиси калия, оно превосходит передающую
способность модели Косгрова при работе в горизон-
166
тальном положении более чем вдвое, а при работе
в вертикальном положении с испарителем, расположен-
ным над конденсатором, более чем втрое. В последнем
случае передавались примерно 2,4 кВт. Был сделан
вывод, что использование электроосмотического прин-
ципа перекачки жидкости в тепловых трубах может
существенно улучшить их характеристики, особенно
в тех случаях, когда максимальная теплопередающая
способность трубы ограничивается способностью фитиля
к передаче жидкости, как это имеет место при работе
против силы тяжести. Этот принцип может также ис-
пользоваться для облегчения запуска тепловых труб и
улучшения переходных процессов. Главная трудность
заключается в подборе фитилей и рабочих жидкостей
с высоким электрическим сопротивлением.
Джонсом [5-8] предложена еще более радикальная
модификация тепловой трубы. В ней сплошная капил-
лярная структура может быть заменена системой элек-
тродов, с помощью которых создается электрогидроди-
намическая сила.
Обычная тепловая труба ограничивается использо-
ванием -диэлектрических жидкостей в качестве рабочего
тела. Поскольку последние характеризуются относи-
тельно плохим смачиванием фитиля, но могут исполь-
зоваться в области температур пара от 150 до 350°С,
где вообще трудно найти подходящую рабочую жид-
кость, любое улучшение характеристик тепловой трубы
является весьма полезным.
Предложенная Джонсом электрогидродинамическая
тепловая труба должна состоять из тонкостенного кор-
пуса из алюминия или какого-либо другого высокоэлек-
тропроводного материала с торцевыми колпаками, из-
готовленными из изоляционного материала типа орг-
стекла. Между этими колпаками натянут тонкий лен-
точный электрод.,Он располагается таким образом, что
между ним и стенкой тепловой трубы по всей ее длине
образуется небольшой кольцевой канал. (Этот канал
занимает всего лишь примерно 20% периметра тепловой
трубы, поэтому труба должна быть снабжена обычными
устройствами для раздачи жидкости по всей поверхно-
сти испарителя.)
При приложении достаточно высокого напряжения
рабочая жидкость собирается в зоне действия электри-
ческого поля большой напряженности между ленточным
167
Рис. 5-5. Электрогидродинамическая пере-
качка жидкости в тепловой трубе.
f \ I — труба; 2 — паровое ядро; 3 — диэлектрическая
/ \ жидкость; 4 — ленточный электрод.
( 2 1
\ / электродом и стенкой тепловой тру-
бы, т. е. образуется своего рода ар-
терпя, как это показано на
рис. 5-5. В результате испарения
жидкость в зоне испарения как бы втягивается в зазор,
тогда как охлаждение в конденсаторе обусловливает вы-
пучивание поверхности раздела наружу. Это обстоятель-
ство приводит к неравенству поверхностных электроме-
ханических сил, действующих по нормали к поверхно-
сти жидкости, и обусловливает появление отрицательно-
го градиента давления в направлении от испарителя
к конденсатору. В итоге между двумя концами тепловой
трубы устанавливается поток рабочей жидкости.
Джонс рассчитал, что даутерм-А может перекачи-
ваться на расстояние примерно 50 см против силы тя-
жести, что намного больше значений, достижимых'
с помощью обыкновенных фитилей. Приложения подоб-
ных устройств могут включать регулирование темпера-
туры и заполнение артерий.
В числе других предложений по улучшению способ-
ности трубы к перекачке рабочей жидкости против .
силы тяжести упоминается описанный ниже «антигра-
витационный» термосифон.
5-5. АНТИГРАВИТАЦИОННЫЕ ИЛИ ОБРАЩЕННЫЕ ТЕРМОСИФОНЫ
В обычном термосифоне, описанном в гл. 1, для его
успешной работы испаритель должен быть расположен
под конденсатором, поскольку термосифон рассчитан на
возврат конденсата под действием силы тяжести. По-
этому термосифон оказывается неэффективным в усло-
виях отсутствия гравитации или в тех ситуациях, когда
жидкость должна возвращаться в испаритель, преодо-
левая гравитационный напор, как бы он ни был мал.
Выполненные недавно в Национальной технической
лаборатории работы [5-9] привели к созданию так на-
зываемого «антигравитационного термосифона», устрой-
ство которого иллюстрируется рис. 5-6. Как и в обычных
тепловых трубах и термосифонах, корпус устройства
герметичный и содержит только рабочую жидкость
I,;
Рис. 5-6. Антигравитационный термосифон.
t — ртсТойинк; 2 — конденсатор; 3 — перегородка;
4 т- испаритель; 5 — выходное отверстие; 6 —
стояк; 7 — вспомогательный нагреватель.
Ч
в жидкой и паровой фазах. Для 3
возврата конденсата в испаритель
служит «паровой подъемный на-
сос». Этот насос представляет собой
трубу (стояк), основание которой г
погружено в объем конденсата (от-
стойник), а другой конец имеет от-
верстие, выходящее в испаритель. 1
Этот паровой подъемный насос тре-
бует для своей работы подвода не-
болыйого количества ' теплоты
в нижней части стояка. В результа-
те образующаяся пароводяная
смесь, имеющая меньшую по сравнению с жидкостью
в отстойнике плотность, поднимается к верху стояка.
Испаритель выполнен в виде закрытого снизу коль-
цевого-канала, в который жидкость подается паровым
насосом. В испарителе установлена дополнительная
кольцевая перегородка, назначение которой обеспечить
циркуляцию в испарителе. Существенным преимущест-
вом этого устройства является то, что для него, в от-
личие от обыкновенной тепловой трубы, не существует
ограничения теплопередающей способности, связанного
с возникновением кипения в испарителе.
В статье Чисхолма дается теория антигравитацион-
ного термосифона. В ней приводятся соотношения для
осевого теплового потока в функции диаметра стояка
и его тяги, д
При работе с водой в качестве рабочей жидкости,
- при температуре- 100°С, диаметрах стояка 1 см и термо-
сифона 2 см можно было поддерживать плотность осе-
вого теплового потока 1,2 кВт/см2, при высоте подъема
10 калибров. Если снизить эту высоту до 5 калибров,
то плотность осевого потока увеличится до 4 кВт/см2.
Можно также создать многоступенчатый подъемный
паровой насос. Трехступенчатый аппарат теоретически
может обеспечить передачу 14 кВт по вертикали на рас-
стояние 10 м при работе на воде с рабочей температу-
рой 100°С.
169
5-6. ТЕПЛОВЫЕ ТРУБЫ В РОЛИ ТЕПЛОВЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
И ТЕПЛОВЫХ ДИОДОВ
Кроме описанных ранее возможностей тепловой тру-
бы при соответствующем исполнении она может выпол-
нять роль управляемого термического сопротивления.
Эти функции сильно расширяют область применения
тепловых труб. Например, для космических кораблей
часто очень существенно точное поддержание темпера-
туры, в то время как внутренняя диссипация теплоты
и внешний тепловой поток могут претерпевать значи-
тельные изменения. В криогенной технике и ряде других
приложений эффективная передача теплоты должна
осуществляться в одном направлении, в то время как
перенос теплоты в обратную сторону должен быть ис-
ключен.
Для того чтобы добиться регулирования процессов
в тепловой трубе, необходимо модифицировать одну из
четырех или несколько ступеней происходящего в ней
циклического процесса. Эти ступени следующие:
1) испарение;
2) перетекание пара к конденсатору,
3) конденсация;
4) перетекание жидкости к испарителю.
Для обеспечения однонаправленной работы трубы
(режим теплового диода) необходимо ввести некоторую
асимметрию в процессы перетекания рабочей жидкости.
Для функционирования трубы в качестве выключателя
один из этих процессов должен быть полностью прер-
ван, что может быть достигнуто, например, заморажи-
ванием рабочей жидкости, отсосом жидкости, осуше-
нием фитиля, перекрытием парового потока или экра-
нированием конденсатора инертным газом. Переменное
сопротивление или проводимость обычно достигается
экранированием части поверхности конденсатора с по-
мощью инертного газа. Этот процесс может регулиро-
ваться вручную изменением давления газа или путем
применения большого буферного объема газа, действие
которого аналогично поведению чувствительного к из-
менению температуры электрического резистора, или
установкой температурного датчика и контура с актив-
ной обратной связью, изменяющий давление инертного
газа. Тепловая труба переменной проводимости деталь-
но описана в гл. 6. Тепловые диоды и выключатели
рассматриваются ниже.
170
5-6-1. Тепловой диод. Простейшим тепловым диодом
является термосифон, в котором сила тяжести обеспе-
чивает требуемую асимметрию процессов переноса, хо-
тя это проявляется только в условиях фиксированного
положения аппарата в пространстве. Гравитация будет
обеспечивать реализацию однонаправленной передачи
теплоты (эффекта диода) также и в тепловой трубе
с фитилем, поскольку
ДР с—kPi+АЛ, ± A Pg.
При изменении направления переноса теплоты (дви-
жения рабочей жидкости) меняется знак члена APg, и
если |APg|>APc, то тепловая труба будет вести себя
как диод.
Киркпетрик [5-10] описывает два типа тепловых
диодов. В одном из них применяется захват жидкости,
во втором — блокада жидкости. Если обратиться
к рис. 5-7, то в схеме с подводом теплоты согласно
рис. 5-7,а тепловая труба будет работать в обычном
режиме. Если зоны испарения и конденсации меняются
||||
1
Рис. 5-7. Диод с ловушками для жидкости.
а — режим нормальной работы; б—режим с измененным направлением пере-
дачи теплоты; / — пустой резервуар; 2 — источник теплоты; 3 — сток тепло-
ты; 4 — резервуар наполнен рабочей жидкостью.
Рис. 5-8. Диод с блокадой жидкостью стока теплоты.
а —режим нормальной работы; б — режим с измененным направлением пере-
дачи теплоты; / — источник теплоты; 2— сток теплоты; 3 — жидкость нахо-
дится в резервуаре; 4 — конденсатор, заблокированный жидкостью.
171
местами (рис. 5-7,6), то сконденсировавшаяся жидкость
захватывается резервуаром, фитиль которого не связан
с левым концом фитиля собственно тепловой трубы, и
тепловая труба перестает работать — теплота переда-
ваться не будет.
На рис. 5-8 представлено похожее устройство, од-
нако в нем избыток жидкости находится в трубе. Как
показано на рис. 5-8,а жидкость скапливается в резер-
вуаре у конденсатора тепловой трубы и тепловая труба
Рис. 5-9. Тепловые выключатели.
а — выключатель, работающий на принципе вытеснения: 1 — рабочая
жидкость, 2 —• бесфитильный резервуар, 3— вытеснитель, 4 — тепловая труба;
б — выключатель с заслонкой в паровом канале.
будет нормально работать. На рис. 5-8,6 конденсатор и
испаритель поменялись местами и избыток жидкости
блокирует конденсатор — тепловая труба перестает ра-
ботать.
Резким работы
Нагребание
Охлаж- п
вение «*>5 в
Состояние отключения
6)
Рис. 5-10. Применение теплового выключателя, разработанного
в Университете Ридинга, в установке по выращиванию семян.
а — тепловой выключатель; 1 — тепловые трубы; 2—плита для семян; б —
режим работы.
172
5-6-2. Тепловой выключатель. В литературе указы-
вается ряд способов отключения тепловой трубы. Неко-
торые из них обсуждаются в работах Броста и Шуберта
[5-11], а также Эддлстона и Хекса [5-12]. Рисунок 5-9,а
иллюстрирует простой способ вытеснения рабочей жид-
кости, в котором пребывающая в жидкой фазе рабочая
жидкость может быть вытеснена из безфитильного ре-
зервуара твердым телом — вытеснителем [5-11]1 На
рис. 5-9,6 показано перекрытие парового потока с по-
мощью заслонки с магнитным приводом. Рабочая жид-
кость может быть заморожена с помощью термоэлектри-
ческого охладителя. Подобного рода устройство, пред-
ставленное в работе Райса [5-13], показано на рис. 5-10.
5-7. ВРАЩАЮЩИЕСЯ ТЕПЛОВЫЕ ТРУБЫ
Вращающаяся тепловая труба представляет собой
двухфазный термосифон, в котором конденсат возвра-
щается в испаритель под действием центробежных сил.
Вращающая тепловая труба состоит из герметичной
полой емкости, внутренняя часть которой слегка кони-
ческая и содержит опреде-
ленное количество рабочей
жидкости (рис. 5-11).
Подобно обычной тепло-
вой трубе с капиллярной
структурой вращающаяся
тепловая труба имеет три
характерных участка: испа-
ритель, адиабатный участок
и конденсатор. Вращение во-
круг оси обусловливает по-
явление центробежного уско-
рения «2г, составляющая
которого вдоль стенки тру-
бы равна ®2r sin а. Соответ-
Рис. 5-11. Вращающаяся теп-
левая труба.
1 — отвод теплоты; 2 — подвод теп*
лоты; 3 — паровой поток; 4 — воз-
врат конденсата.
ствующая сила заставляет
сконденсировавшуюся рабочую жидкость возвращаться
по стенке к испарителю.
Первое упоминание о вращающейся тепловой трубе
содержится в статье Грея [5-14] .
Центробежные силы существенно влияют на процес-
сы тепло- и массообмена во вращающейся тепловой тру-
бе, и в этой связи в дальнейшем будет проанализиро-
вано влияние центробежных сил на процессе тепло- и
173
массообмена на трех вышеупомянутых участках.
В опубликованной Греем с соавторами работе [5-15]
по характеристикам испарения во вращающихся паро-
генераторах предполагается, что при наличии больших
центробежных ускорений поверхность раздела жидкой
и паровой фазами становится гладкой и устойчивой.
При работе с водой при давлении в одну атмосферу и
центробежных ускорениях до 400 g были получены
тепловые потоки до 257 Вт/см2; Коэффициенты тепло-
отдачи при кипении были такими же, как и при 1 g,
однако максимум теплового потока, или критическая
плотность теплового потока, увеличивался с ростом
центробежного ускорения. Костелло и Адамс [5-16]
вывели теоретическое соотношение, согласно которому
критический тепловой поток увеличивается с ускорением
в степени одна четвертая.
Во вращающейся зоне конденсации высокие значе-
ния коэффициента конденсации поддерживаются благо-
даря эффективному удалению конденсата под действием
центробежных сил. Болбек [5-17] провел анализ кон-
денсации типа анализа Нуссельта, в котором пренебрег
действием потока пара на поверхность жидкости. Да-
ниэле и Джумейли [5-18]j провели аналогичный анализ,
но с учетом силового взаимодействия между осевым
потоком пара и вращающейся поверхностью жидкости.
Они пришли к выводу, что влияние этого взаимодейст-
вия на теплоотдачу при конденсации мало и им можно
пренебречь. Исключение составляет лишь случай боль-
ших тепловых потоков. Упомянутые авторы также срав-
нили свои теоретические расчеты с результатами изме-
рений во вращающихся тепловых трубах, использующих
аржрн (фреон)-113, арктон (фреон)-21 и воду в качест-
ве рабочих жидкостей. Они указывают, что имеется
оптимальное количество рабочей жидкости, заправляе-
мой в тепловую трубу данной геометрии, вращающейся
с заданнбй скоростью при выбранном тепловом потоке.
Результаты экспериментов, по-видимому, подтверждают
теорию в охваченном опытами диапазоне тепловых по-
токов с учетом погрешности эксперимента. Интересным
результатом, вытекающим из этой работы и полученным
в [5-19], является установление критерия качества М'
для рабочей жидкости:
92iLk3t
174
где pi — плотности жидкости; L — скрытая теплота паро-
образования; ki — теплопроводность жидкости; щ— вяз-
кость жидкости.
Зависимость М' от температуры для ряда рабочих
жидкостей приведена на рис. 5-12.
Обычно вращающаяся тепловая труба имеет терми-
ческую проводимость, сравнимую или более высокую,
нежели простая тепловая труба с капиллярной структу-
рой. Малая эквивалентная проводимость, о которой -
говорится в работе Даниелса и Джумейли [5-18]!, мо-
жет быть обусловлена сочетанием очень малой-тепло-
проводности жидкого фреона с относительно большой
толщиной слоя жидкости в конденсаторе.
На адиабатном участке, как и в соответствующей
области обычной тепловой трубы с капиллярной струк-
турой, жидкость и пар будут течь в противоположных
направлениях, причем скорость пара будет значительно
выше скорости жидкости.
5-7-1. Факторы, ограничивающие теплопередающую
способность вращающейся тепловой трубы. Факторы,
ограничивающие теплопередающую способность тепло-
вой трубы, будут следующими: достижение скорости
звука; неустойчивость границы раздела жидкость — пар,
"кипение в испарителе и ограничение по конденсации
(а также наличие неконденсирующихся газов). Огра-
ничение по скорости звука и влияние неконденсирую-
щегося газа такие же, как и в обычной тепловой трубе
с капиллярной структурой. Неустойчивость поверхности
раздела (унос) появляется 10000
в том случае, когда касатель-
ные напряжения, связанные
с противоточным движением 10дд
потоков пара и жидкости, ока-
жутся достаточными для сры-
ва капель и переноса их в кон-
денсатор. Радиальные центро-
бежные силы играют очень
. 10,0
Рис. 5-12. Зависимость комплекса
физических свойств (параметра каче-
ства) от температуры для различных
рабочих жидкостей во вращающейся
тепловой трубе.
1 — вода; 2 — метиловый спирт; 3 — аце- 0,1
тон; 4 — этиловый спирт; 5 —фреон-21;
б — фреон-113.
175
важную роль, препятствуя образованию ряби на поверх-
ности жидкого конденсата, из-за которой происходит
срыв капель.
Влияние вращения на ограничение по кипению в ис-
парителе уже упоминалось при рассмотрении работ
[5-15] и [5-16] так же, как и на ограничение по усло-
виям конденсации [5-18].
5-7-2. Применение вращающихся тепловых труб. Вра-
щающаяся тепловая труба, несдмненно, может быть ис-
пользована для охлаждения вращающихся элементов,
нагревающихся за счет энергии, выделяющейся при
трении, например, роторов электрических машин, вра-
Рис. 5-13. Применение вра-
щающихся тепловых труб
для охлаждения роторов
двигателей.
/ — вал; 2 —статор; 3 — ротор;
4 —воздух; 5 — пар.
Щающихся отрезных резцов, тяжело нагруженных под-
шипников и валков прессов. Подачек [5-20] приводит
результаты экспериментов по охлаждению двигателей
переменного тока с вращающимися тепловыми трубами,
вмонтированными в полые валы двигателей (рис. 5-13).
Он указывает, что можно повысить нагрузку двигателя
с тепловой трубой на 15% без какого-либо увеличения
температуры обмотки. Грей [5-14] предлагал использо-
вать вращающуюся тепловую трубу в системах .конди-
ционирования воздуха. Гроль с соавторами [5-21] опи-
сывают применение вращающейся тепловой трубы для
выравнивания температуры во вращающемся барабане.
Барабан использовался для натяжки пластмассовых
волокон и вращался с частотой 4000—6000 об/мин; тем-
пература барабана равнялась 250 С. В качестве рабо-
чей жидкости Гролем был выбран дифенил.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
Тепловая труба переменной
проводимости
В предыдущих главах уже давалось краткое описа-
ние тепловой трубы переменной проводимости. Необыч-
ным свойством, которое выделяет тепловую трубу пере-
менной проводимости из остальных типов тепловых
труб, является ее способность поддерживать темпера-
туру закрепленного на испарителе источника теплоты
приблизительно постоянной независимо от выделяемого
этим устройством количества теплоты.
Рис. 6-1. Равновесное состояние в тепловой трубе с добавкой инерт-
ного газа.
/ — подвод теплоты; 2—отвод теплоты; 3 — пар; 4 — зона неэффективной
- конденсации; 5 — газ.
Способность к регулированию температуры у содер-
жащей газ тепловой трубы впервые была обнаружена
в результате выделения неконденсирующегося газа
в тепловой трубе натрий — нержавеющая сталь. Оказа-
лось [6-1], что при подводе теплоты к испарителю
тепловой трубы выделившийся водород уносился в зону
конденсации и достигалось изображенное на рис. 6-1
равновесное состояние.
Последующие визуальные наблюдения работы высо-
котемпературных тепловых труб и измерения темпера-
туры показали, что пары рабочей жидкости и некон-
'денсирующийся газ оказались пространственно разде-
ленными, причем между рабочей жидкостью и
неконденсирующимся газом существовала резкая гра-
ница раздела. Неконденсирующийся газ эффективно
блокировал занимаемую им часть конденсатора, пре-
кращая в этой зоне всякую местную передачу теплоты.
Было также отмечено одно существенное обстоятель-
ство: граница раздела пар — неконденсирующийся газ
перемещалась вдоль трубы в зависимости от значения
передаваемой парами рабочей жидкости тепловой энер-
12—129 177
Гии. На основании этого было сделано заключение, что
соответствующим перемещением границы газа можно
регулировать температуру в зоне подвода теплоты
в очень узких пределах.
Значительная часть последующих исследований по
тепловым трубам, содержащим неконденсирующиеся
или инертные газы, состояла в разработке способов
регулирования положения газового фронта и в определе-
нии достижимой эффективности этих способов, обеспе-
чивающих практическое постоянство температуры объ-
ектов регулирования, связанных с испарителем тепловой
трубы, независимо от выделяемой ими мощности в ши-
роком диапазоне изменения последней.
Рис. 6-2. Тепловая труба пере-
менной проводимости с холод-
ным резервуаром.
1 — подвод теплоты; 2 — отвод теп-
лоты; 3—-пар; 4 — газ; 5 — резер-
вуар.
Рис. 6-3. Тепловая труба пере-
менной проводимости со снаб-
женным фитилем холодным ре-
зервуаром.
1 — резервуар с фитилем.
Первое усовершенствование простой газорегулируе-
мой тепловой трубы (рис. 6-1) состояло в присоедине-
нии к ней резервуара вниз по потоку за зоной конден-
сации (рис. 6-2). Резервуар был добавлен для того, что-
бы обеспечить эффективную работу на всей длине
тепловой трубы при передаче ею максимальной мощ-
ности и создать условия для более тонкого регулирова-
ния температуры пара. Резервуар легко мог отключать-
ся с помощью вентиля.
Авторам ранних работ, посвященных тепловым тру-
бам переменной проводимости с холодным резервуаром,
пришлось столкнуться с диффузией паров рабочей жид-
кости в резервуар и с их последующей конденсацией,
которая происходила даже при условии, что перетека-
ние жидкости в газовую зону было исключено. Дл?Г
обеспечения возврата конденсата в тепловых трубах
с холодным резервуаром необходимо снабдить этот
резервуар фитилем. В этом случае парциальное давле-
178
ние паров в резервуаре будет равно давлению паров
рабочей жидкости при температуре резервуара
(рис. 6-3).
Описанный выше тип тепловой трубы переменной
проводимости представляет собой пассивно регулируе-
мую тепловую трубу. Активная длина конденсатора из-
меняется в соответствии с изменениями температуры
в различных частях системы. Рост температуры в ис-
парителе ведет к увеличению давления паров рабочей
жидкости, что заставляет газ сжиматься до меньшего
объема, высвобождая тем самым большую долю актив-
ной длины конденсатора для отвода теплоты. И, наобо-
рот, падение температуры в испарителе вызывает умень-
шение давления паров рабочей жидкости, при этом газ
расширяется, экранируя дополнительную часть актив-
ной поверхности конденсатора. Результирующий эффект
состоит в создании пассивно регулируемой переменной
поверхности конденсатора, которая обеспечивает уве-
личение или уменьшение теплоотдачи в ответ на изме-
нение рабочей температуры пара в тепловой трубе.
Одна из последних модификаций тепловой трубы
переменной проводимости с холодным резервуаром бы-
ла создана Коссоном с соавторами [6-2]. Тепловая
труба работала на аммиаке. Для передачи 1,2 кВт мощ-
ности в тепловой трубе была применена система с арте-
риальным фитилем, обладающим большой передающей
способностью по жидкости. Номинальная длина тепло-
вой трубы, включая резервуар, составляла 2 м при
диаметре 25 мм. Регулирующим газом служил азот.
Важной чертой этой тепловой трубы было обеспече-
ние переохлаждения жидкости в артерии. Это было сде-
лано для уменьшения размеров пузырьков инертного газа
и для облегчения поглощения жидкостью любого газа
в .пузырях. Это явление подробно описывается в
§ 6-8.
6-1. ПАССИВНОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ С ПОМОЩЬЮ СИЛЬФОНА
Уайэтт [6-1] еще в 1965 г. указал, что сильфоны
могут быть использованы для регулирования объема
инертного газа, однако он не предложил конкретных
путей, с помощью которых можно было должным об-
разом регулировать объем сильфонов.
В устройство с сильфоном вводить фитиль нецеле-
сообразно. Следовательно, необходимо, чтобы в нем
12* 179
имелась полупроницаемая втулка между участком кон-
денсации и сильфоном с тем, чтобы предотвратить
накопление рабочей жидкости в аккумулирующем объ-
еме. Втулка должна быть непроницаемой для рабочей
жидкости как в паровой, так и в жидкой фазах, однако
она должна пропускать неконденсирующийся газ. Мар-
кес и Флейшмен [|6-3] предложили и успешно испытали
перфорированную фторопластовую втулку, которая
предотвращала попадание жидкости в резервуар во вре-
мя вибрационных испытаний.
Уайэтт выдвинул идеи, направленные на преодоление
основных проблем, связанных с использованием тепло-
вых труб переменной проводимости с холодным резер-
вуаром, хотя в то время он и не оценил значимость этих
мер. Им было предложено обогревать сильфон электри-
ческим током, причем этот сильфон в тепловом отно-
шении должен был бы быть изолирован от окружающей
среды. Он считал, что поддерживая подобным путем
температуру сильфона на 1°С выше рабочей температу-
ры пара, можно предотвратить конденсацию внутри
сильфона случайно залетевших в него молекул рабочей
жидкости. Тем не менее, регулируя температуру резер-
вуара с неконденсирующийся газом, можно избавиться
от наиболее нежелательного свойства исходной тепло-
вой трубы переменной проводимости с холодным ре-
зервуаром, а именно от чувствительности содержащего-
ся в резервуаре газа к изменению температуры окру- -
жающей среды, которая может подавить способность
устройства к поддержанию постоянной температуры.
Тернер [6-4] исследовал применение сильфонов
в целях изменения объема и (или) давления в резер-'
вуаре. Он предложил механическое перемещающее
устройство для регулирования положения сильфонов
между двумя точно заданными точками. В то же время,
он перечисляет ряд недостатков этого типа регулирова-
ния, включая потребность в электроэнергии для привода
перемещающего устройства, а также то обстоятельство,
что оно может отказывать вследствие «заедания» или.
трения. Предлагая использовать в качестве рабочей,
жидкости аммиак, он отдавал себе отчет, что большое
давление паров рабочей жидкости приведет по усло-
виям прочности к увеличению веса сильфонов, а также
увеличит вероятность неполадок, связанных с усталост-
ными напряжениями,
180
6-2. ТЕПЛОВЫЕ ТРУБЫ ПЕРЕМЕННОЙ ПРОВОДИМОСТИ
С ГОРЯЧИМ РЕЗЕРВУАРОМ
Тепловые трубы переменной проводимости с холод-
ным резервуаром особенно чувствительны к изменению
температуры стока теплоты, которая может оказывать
влияние на давление и температуру в резервуаре. В це-
лях преодоления этого недостатка были разработаны
устройства с горячим резервуаром.
Рис, 6-4. Тепловая труба переменной проводимости с горячим ре-
зервуаром.
/ — отвод теплоты; 2 — источник теплоты; 3 — резервуар.
Одним из интересных вариантов компоновки системы
с горячим резервуаром является размещение газового
резервуара по. соседству или даже внутри испарителя
теплово'й трубы. Тепловое взаимодействие с испарите-
лем сводит к минимуму колебания температуры газа,
ограничивающие регулирующую способность устройства.
На/фис. 6-4 представлен один из вариантов, реализую-
щих эту идею.
Ранее указывалось, что проникновение рабочей жид-
кости в горячий резервуар нежелательно, а полупрони-
цаемая втулка была предложена’ как один из путей
предотвращения диффузии большого количества пара
или жидкости в газовый объем. Если резервуар имеет
фитиль и содержит рабочую жидкость, то давление
паров этой жидкости будет соответствовать ее темпера-
туре, которая в случае тепловой трубы с горячим резер-
вуаром внутри испарителя'будет по существу такой же,
как и температура во всем объеме тепловой трубы, и
в резервуаре газа не будет.
Другой метод [6-5], который применяется для теп-
ловых труб переменной проводимости с горячим резер-
вуаром, заключается в установке холодной ловушки
между конденсатором и резервуаром. Ловушка сущест-
венно снижает парциальное давление паров рабочей
жидкости в газе, и система обеспечивает регулирование
181
температуры, которое относительно независимо от усло-
вий окружающей среды. Эта система неприменима
к горячим резервуарам, распцложенным внутри испари-
теля.
6-3. РЕГУЛИРОВАНИЕ С ОБРАТНОЙ СВЯЗЬЮ В ПРИМЕНЕНИИ
К ТЕПЛОВЫМ ТРУБАМ ПЕРЕМЕННОЙ ПРОВОДИМОСТИ
Тепловые трубы переменной проводимости с холод-
ным резервуаром особенно чувствительны к изменению
температуры стока, которая может влиять на давление
и температуру в резервуаре. Для преодоления этого
недостатка были разработаны описанные выше устрой-
ства с горячим резервуаром.
В идеальном варианте каждый из указанных типов
тепловой трубы в лучшем случае способен поддержи-
вать постоянной свою собственную температуру, и эта
задача оказывается осуществимой только при исполь-
зовании бесконечно большого аккумулирующего объема.
Таким образом, если термическое сопротивление источ-
ника теплоты велико или мощность, которую требуется
отвести от охлаждаемого элемента, подвержена колеба-
ниям, выходящим за определенные пределы, то темпе-
ратура источника теплоты не будет поддерживаться
постоянной и ее колебания могут оказаться значитель-
ными, т. е. система в целом будет неприемлемой.
Разработка тепловых труб переменной проводимости -
с регулированием на основе принципа обратной связи
позволила осуществить абсолютное регулирование тем-
пературы, что было подтверждено экспериментально
[6-6]. Эти тепловые трубы представляют собой третье
поколение устройств для регулирования температуры,
работающих по принципу тепловой трубы.
Возможны два вида регулирования на основе об-
ратной связи: активное (электрическая связь) и пас-
сивное (механическая).
6-3-1. Регулирование с электрической (активной) об-
ратной связью. На рис. 6-5 схематически показана теп-
ловая труба переменной проводимости с регулированием
на базе активной обратной связи. Для должного пере-
мещения границы раздела пар — газ, обеспечивающего
постоянство регулируемой температуры, используется
схема, включающая в себя датчик температуры, элек-
тронный регулятор и обогреваемый (внешним или
внутренним нагревателем) резервуар. Как и в системе
182
с холодным резервуаром, фитиль выполняется сплош-
ным и заходит в аккумулирующий газовый объем. Сле-
довательно, термодинамически насыщенная жидкость
всегда присутствует в резервуаре. Парциальное давле-
ние паров в резервуаре, находящихся в равновесии
с жидкостью, определяется температурой резервуара,
которая может изменяться с помощью вспомогательного
нагревателя.
Рис. 6-5. Тепловая труба переменной проводимости с регулирова-
нием на основе активной обратной связи.
/ — источник теплоты; 2—фнтнль; 3 — радиатор; 4 — газовый фронт; 5 — за-
щита от теплового излучения; 6 — аккумулирующий объем; 7 — к вспомога-
тельному нагревателю; 8 — регулятор нагревателя; 9 — температурный датчик.
Дйа предельных случая регулирования системы опре-
деляются условиями подвода и отвода большой мощно-
сти и подвода и отвода малой мощности соответственно.
В первом случае требуется обеспечить работу тепловой
трубы с максимальной проводимостью, тогда как во
втором случае, наоборот, минимальные подвод и отвод
теплоты отвечают работе тепловой трубы в режиме ми-
нимальной теплопередающей способности.
Устанавливая датчик температуры у источника теп-
лоты и соединяя его через регулятор с нагревателем
рнзервуара, можно изменять мощность вспомогательно-
го нагревателя, а тем самым и температуру резервуара
таким образом, что будет осуществлено прецизионное
регулирование положения газового фронта, поддержи-
вая тем самым температуру источника на заданном
уровне.
6-3-2. Регулирование с механической (пассивной)
обратной связью. В большинстве работ по регулирова-
нию с механической обратной связью использовался
резервуар с сильфоном, как это предлагалось в ряде
ранних работ по тепловым трубам переменной прово-
183
димости с пассивным регулированием без обратной
связи. Предложенная система с пассивной обратной
связью, использующая сильфон, была спроектирована
Бинертом с сотрудниками [6-7, 6-8], она показана на
рис. 6-6. Регулирующее устройство состоит из двух
сильфонов и чувствительного баллончика, размещенного
рядом с источником теплоты. Во внутреннем сильфоне
находится вспомогательная жидкость, в общем случае
она несжимаема; сильфон соединяется с чувствитель-
ным баллоном капиллярной трубкой.
Рис. 6-6. Тепловая труба переменной проиоднмости с регулирова-
нием на основе пассивной обратной связи.
/ — источник теплоты; 2 — фитиль; 3 — вспомогательная жидкость; 4— пере-
мещение сильфона; 5 — втулка (вытеснитель); 6 — иеконденсируюш,нйся газ;
7 — рабочая жидкость.
Изменение температуры источника теплоты вызовет
изменение давления вспомогательной жидкости и пере-
мещение внутреннего сильфона. Это перемещение при- -
ведет к изменению положения основного сильфона. Со-
относя перемещение основного сильфона и тем самым
изменение положения границы раздела пар — газ в теп-
ловой трубе с температурой источника теплоты, полу-
чаем систему регулирования температуры источника
с обратной связью.
В работе Депью с сотрудниками [6-9] описан опыт
создания и испытания тепловой трубы переменной про-
водимости на метиловом спирте с регулированием по
принципу пассивной обратной связи. В качестве буфер-
ного газа использовался азот. Система была испытана
в диапазоне подводимой мощности 2—30 Вт при темпе-
ратуре источника теплоты, равной температуре окружа-
ющей среды, и номинальном значении температуры
стока теплоты 0°С. Регулирование осуществлялось при
помощи металлического сильфонного газового резер-
вуара. Перемещение основного сильфона происходило
184
под действием внутреннего сильфона, заполненного жид-
костью. Жидкостный сильфон перемещался под дейст-
вием давления расширяющегося метилового спирта, на-
ходящегося во вспомогательном резервуарчике, разме-
щенном в нагревательном блоке. С помощью этого
устройства было достигнуто регулирование температуры
источника теплоты в пределах ±4°С.
6-4. ДРУГИЕ СПОСОБЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ
Во всех рассмотренных выше способах регулирования для изме-
нения площади поверхности, через которую осуществляется отвод
теплоты, используется перемещение поверхности раздела пар — г аз.
Имеются и другие способы регулирования мощности тепловой тру-
бы, их обзор дается в литературе [6-10, 6-11, 6-12]. В ранней
работе Энеида [6-13] было предложено использовать заслонки для
дросселирования парового потока. В количественном отношении ре-
гулирующие возможности этого метода ограничены. Во-первых, тер-
мическое сопротивление по тракту рабочей жидкости составляет
всего лишь' небольшую часть полного сопротивления системы. Во-
вторых, перепад давлений в паровом потоке может изменяться
лишь в ограниченных пределах, без превышения капиллярного напо-
ра трубы, за исключением случая низких абсолютных давлений
(Шлезингер '[6-14]). Операция «включение — отключение» может
быть осуществлена перекрытием парового потока, однако при этом
еще возникнет передача теплоты теплопроводностью по фитилю и
стенке трубы.
Было предложено использовать в целях регулирования измене-
ние степени сплошности фитиля. Однако это трудно осуществимо.
Высказывались также идеи по блокированию резервуара с избыт-
ком жидкости (см. также гл. 5).
Катцоф [6-15] выдвинул идею применения фитиля с большим
термическим сопротивлением, сочетающегося с дополнительной арте-
риальной системой, которая осуществляет регулирование температу-
ры при помощи сильфона. При падении температуры в испарителе
ниже определенного значения сжимаемый сильфон закупоривает
артерию, осуществляя, таким образом, термостатирование источника
теплоты.
Ряд предлагаемых методов носит в большой степени умозри-
тельный характер. Онн включают в себя регулирование путем за-
мораживания — растапливания рабочей жидкости, когда выбранная
рабочая жидкость становится «работоспособной» только по дости-
жении определенного уровня температур в испарителе.
6-5. СРАВНЕНИЕ .СИСТЕМ
Сравнение некоторых систем дается в табл. 6-1.
Сопоставление двух типов регулирования с обратной
связью (активной и пассивной) показывает, что более
эффективное регулирование температуры достигается
при использовании систем с активной обратной связью.
В системе с активной обратной связью весь неконденси-
185
Таблица 6-1
Сравнение систем регулирования температуры на базе
тепловых труб
Система Преимущества Недостатки
Холодный ре- зервуар с фи- тилем (пассив- ное регулирова- ние) Надежность, отсут- ствие движущихся час- тей. Не требует вспомо- гательной мощности. Чув- ствительность регулирует- ся давлением паров в резервуаре Очень чувствительна к условиям стока тепло- ты. Большой аккумули- рующий газовый объем. Регулируется температу- ра только самой тепло- вой трубы
Горячий ре- зервуар без фи- тиля (пассивное регулирование) Надежность, отсут- ствие движущихся ча- стей. Меньшая чувстви- тельность к условиям стока теплоты, чем у си- стемы с холодным резер- вуаром. Не требует вспо- могательной мощности Чувствительна к диф- "Фузии теплоносителя в резервуар. Регулируется температура только са- мой тепловой трубы
Регулирова- ние на основе сильфонов (пас- сивная обратная связь) Регулируется темпера- тура источника теплоты. Слабая чувствительность к условиям стока тепло- ты. Не требует вспомо- гательной мощности Сложная и дорогая си- стема. Чувствительна, к диффузии теплоносите_ ля в резервуар. Исполь' зуются подвижные эле* менты
Система регу- лирования с ак- тивной (элек- трической) об- ратной связью Регулируется темпера- тура источника теплоты. Наиболее приспосабливае- мая к конкретным усло- виям крепления трубы к источнику теплоты Чувствительность регули- руется давлением пара в резервуаре. Минималь- ный аккумулирующий объем из всех вариантов. Относительная нечув- ствительность к выделе- нию газа. Отсутствуют движущиеся части Требует вспомогатель- ной мощности
186
рующийся газ будет находиться в конденсаторе ПрЙ
работе в режиме малой мощности. В системе с пассив-
ной обратной связью неконденсирующийся газ будет
присутствовать в резервуаре, независимо от использо-
вания втулки, а при растянутом состоянии сильфона
(режим высокой передаваемой мощности) в трубе дол-
жен остаться избыток газа. Следовательно, объем ак-
кумулированного газа в общем случае будет больше
в системе с пассивной обратной связью, обладающей
теми же регулирующими возможностями, что и система
с активной обратной связью. Поэтому в системе с ак-
тивной обратной связью может быть достигнуто более
эффективное регулирование температуры, чем при экви-
валентном объеме в системе с пассивной обратной
связью. Необходимость установки полупроницаемой
втулки и использования движущихся частей в виде
сильфонов также увеличивает сложность пассивных
систем.
В ряде случаев использование дополнительной элек-
трической мощности для нагрева резервуара или повы-
шенная сложность систем с сильфонами может оказать-
ся неприемлемой. В этих случаях приходится выбирать
между простыми тепловыми трубами переменной про-
водимости с горячим или холодным резервуарами.
Процедура выбора может быть проиллюстрирована
на примере описанной ниже задачи охлаждения элемен-
тов космического корабля.
Пример. Провести первичное сравнение тепловых
труб переменной проводимости с холодным и горячим
резервуарами, запускаемых при —100°С и работающих
при температуре в испарителе +35°С. Минимальная
температура стока равна —100°С. Интервал регулиро-
вания ±5°С.
6-5-1. Тепловые трубы с холодным резервуаром. Об-
щие преимущества и недостатки этих труб даны
в табл. 6-1.
Геометрия конденсатора. Объем конденсатора в теп-
ловой трубе с холодным резервуаром должен быть на-
столько мал, насколько это возможно, для того чтобы
обеспечить малые размеры резервуара.
Рабочая жидкость. Обычные критерии, используемые
при выборе рабочей жидкости стандартных тепловых
труб (а именно, большое значение критерия качества,
совместимость с материалами фитиля и корпуса и т.п.),
187
водностью применимы К газорегулируемым тепловым
трубам. Выбранные рабочие жидкости должны также
обеспечивать достижение высоких значений коэффици-
ента чувствительности газового регулирования.
Коэффициент чувствительности газового регулирова-
ния является функцией температуры пара и при фикси-
рованной температуре пара может быть выражен как
MLIR, где М — молекулярная масса рабочей жидкости;
L — скрытая теплота парообразования; R— универсаль-
ная газовая постоянная.
Для рабочих жидкостей, которые находятся в жид- '
кой фазе при —100°С, значения коэффициента MLIR
оказываются следующими (рассчитаны при температу-
ре 15°С):
Этиловый спирт............. 8960 (наивысшее значение)
н-Пентан................. 5860
Фреон-! 1 ............... 5450
Фреон-21 ................ 5350
Фреон-12 ................ 4300
Условие минимальной передаваемой мощности. Это
условие отвечает ситуации, когда тепловой поток к кон-
денсатору передается осевой теплопроводностью и паро-
вой диффузией, т. е. в случае выключения из работы
тепловой трубы. Желательно поддерживать эту утечку
мощности на минимально возможном уровне. Для этих
целей резервуар должен иметь объем, достаточный для
аккумулирования такого количества газа, которое мо-
жет полностью блокировать конденсатор на всей его
длине. Кроме того, можно устроить в этой зоне в стен-
ке корпуса участок с малой проводимостью непосредст-
венно перед конденсатором. (По этим соображениям
более предпочтительной будет стенка из нержавеющей
стали, нежели из алюминия.)
Холодные ловушки. Достижимая степень регулирова-
ния тепловыми трубами переменной проводимости с хо-
лодным резервуаром ограничена возможными значи-
тельными колебаниями температуры резервуара. Одной
из возможных причин роста температуры резервуара
является передача теплоты осевой теплопроводностью
от конденсатора, особенно в случае работы тепловой
трубы в режиме максимальной мощности. Эта передача
теплоты может быть сведена к минимуму устройством
участка малой проводимости на выходе из резервуара.
Конструкционные материалы. Условие работы в ре-
188
дсиме максимальной и минимальной передаваемой мощ-
ности требует изготовления стенки и фитиля из мате-
риала с малой осевой теплопроводностью. Однако при
использовании таких материалов снижается скс,рость
диффузионного вымораживания и в вопросе выбора ма-
териала приходится идти на компромисс.
Характеристика переходного режима работы. Харак-
теристика переходного режима работы тепловой трубы
с холодным резервуаром является функцией теплоем-
кости системы. Система хорошо реагирует на изменения
подводимой мощности, но, к сожалению, она так же
быстро реагирует и на изменения окружающих усло-
вий.
6-5-2. Тепловые трубы с горячим резервуаром. Чув-
ствительность тепловой трубы переменной проводимости
с горячим резервуаром хуже, чем у системы с холод-
ным резервуаром. Однако, ее регулирующая способ-
ность существенно лучше, поскольку ее резервуар,
в котором отсутствует фитиль, находясь вблизи или
внутри испарителя тепловой трубы, расположен в среде
с практически постоянной температурой.
Большинство решений, рассмотренных в процессе
выбора тепловых труб переменной проводимости с хо-
лодным резервуаром, могут быть применены к устрой-
ствам с горячим резервуаром. Основное различие меж-
ду двумя системами заключается в характеристиках
переходных режимов.
Характеристика переходных режимов. Парциальное
давление паров в резервуаре с отсутствующим фитилем
зависит в большей степени от диффузии паров вдоль
трубы, нежели от стенок резервуара. Следовательно,
длина пути диффузии оказывается значительно более
протяженной и скорость диффузии может определять
переходные характеристики системы с горячим резер-
вуаром.
Если, например, при запуске ракеты жидкость ока-
жется выдавленной из фитиля тепловой трубы и со-
берется в резервуаре, то потребуется значительный от-
резок времени для восстановления нормального рабо-
чего состояния тепловой трубы. Пока эти условия не
достигнуты, давление паров в резервуаре будет слиш-
ком большим, что приведет к чрезмерной блокаде кон-
денсатора, неконденсирующимся газом и к повышенным
рабочим температурам. Диффузия является единствен-
189
йь!м процессом, с помощью которого избыток паров
в резервуаре может перейти к фитилю в зоне конден-
сации.
Если прирост давления паров в резервуаре велик,
как это имеет место при использовании рабочей жидко-
сти с высоким давлением пара, то характеристика теп-
ловой трубы может радикально измениться. Скорости
диффузии меняются обратно пропорционально давлению
в системе. Оба эти соображения говорят в пользу при-
менения рабочей жидкости 'с низким давлением пара,
так как при этом чувствительность тепловой трубы
будет выше. При этом также сводится к минимуму
запас по толщине стенки на тот случай, если превыше-
ние рабочего давления заставит избыток жидкости
перейти в горячий резервуар.
Из жидкостей с точкой замерзания менее —100°С
этиловый спирт имеет самое низкое давление паров
при -t-35°C (7 кПа). Давление паров фреонов будет
больше, а давление пара н-пентана — промежуточное
(0,1 МПа).
Определение размеров резервуара. Горячий и холод-
ный резервуары. Хотя нежелательно в расчетах тепло-
вых труб использовать модель плоского фронта, в кото-
рой поверхность раздела между паром и газом считает-
ся плоской, а также применять допущения об отсутствии
осевой теплопроводности или диффузии, все же подоб-
ный подход может быть применен для получения пер-
вичных оценок различных параметров. Маркес [6-16]
приводит уравнения для оценки необходимого объема
резервуара в функции требуемой степени регулирова-
ния температуры. Эти уравнения были выведены для
тепловых труб как с холодным, так и с горячим резер-
вуарами. Они приводятся ниже. Принимается полное
использование поверхности конденсатора.
Горячий резервуар (фитиль отсутствует)
Ес ( ^~оамакс Pysaaxc 7SMBH_______7SMHH X
Е/? Руд мин ^wsmhh ^аамакс )
—для случая, когда резервуар выполнен заодно с ис-
парителем и 0^1а^/с.
Холодный резервуар (с фитилем)
Е с / Рудмакс ' Рузмакс Twi । \
E/j \ Руамнн Pysiwtt Tskskc J
— для случая, когда температура резервуара равна тем-
пературе стока теплоты.
190
В этих формулах: Vc — объем конденсатора; VR —
объем резервуара; Pva макс — максимальное давление
паров в активной зоне; Pva мин — минимальное давление
паров в активной зоне; Pvs — давление паров у стока
теплоты; Ts Макс — максимальная температура стока
теплоты; Ts мин — минимальная температура стока теп-
ла; /’гамаке — максимальная температура в активной
зоне; мин —минимальная температура в активной
зоне; —длина активной зоны; 1С — длина зоны кон-
а
денсации (1с—1а в случае работы в режиме большой
мощности). v
Эти уравнения выведены для специальных случаев,
но поскольку бесфитильные горячие резервуары часто
выполняются заодно с испарителем как с объемом,
обладающим устойчивой температурой, а холодные ре-
зервуары с фитилем зачастую находятся при той же
температуре окружающей среды, что и конденсатор,
уравнения могут рассматриваться как характерные для
типичных конфигураций тепловых труб переменной про-
водимости, используемых на космических кораблях.
Предварительные расчеты могут быть выполнены
с учетом температуры в испарителе +35°С, точности
поддержания температуры ±5°С, а минимальной тем-
пературы стока теплоты —100°С.
Результаты расчетов для трех рабочих жидкостей
для тепловых труб с горячим резервуаром (без фитиля)
и холодным резервуаром (с фитилем) приводятся ниже:
Рабочая жидкость . . Vr/Vc
(холодный резервуар (горячий резервуар)
Этиловый спирт ... 6,25 2,75
Фреои-11...................... — 5,13
м-Пеитан...................... — 4,35
Единственной рабочей жидкостью из трех приведен-
ных выше, которая может использоваться в тепловых
трубах переменной проводимости с холодным резервуа-
ром и обеспечивать требуемое регулирование темпера-
туры в испарителе, является этиловый спирт.
Все вышеперечисленные рабочие жидкости могут
быть использованы в тепловых трубах переменной про-
водимости с горячим резервуаром, однако минимальный
объем резервуара получится при использовании этило-
вого спирта. Для других рабочих жидкостей объем ре-
зервуара будет почти в 2 раза больше, что ведет к про-
игрышу в массе конструкции.
J9J
!
Можно видеть, что применительно к рассматривае-
мому примеру система с горячим резервуаром обладает
преимуществами, а из предложенных рабочих жид-
костей лучшей является этиловый спирт.
Более сложный анализ системы с активной обрат-
> ной связью приводится ниже.
6-6. АНАЛИЗ ТЕПЛОВЫХ ТРУБ ПЕРЕМЕННОЙ ПРОВОДИМОСТИ,
РЕГУЛИРУЕМЫХ НА ОСНОВЕ .ПРИНЦИПА ОБРАТНОЙ СВЯЗИ
Температуры источника теплоты и пара в любой
тепловой трубе связаны соотношением
Ts=Tv+R&, (6-1)
где Ts — температура источника теплоты; Tv — темпера-
тура пара; Q — тепловая нагрузка; Rs— полное терми-
ческое сопротивление между источником теплоты и
паровым пространством.
Из уравнения (6-1) следует, что температура источ-
ника теплоты будет меняться с изменением Q следую-
щим образом:
dTs__dTv .
dQ dQ '
(6-2)
В саморегулируемой тепловой трубе производная
dTJdQ может приближаться к нулю (очень большей
аккумулирующей объем), но никогда не может быть
отрицательной. Следовательно, если термическое сопро-
тивление между источником и трубой мало, то темпе-
ратура источника будет оставаться приблизительно по-
стоянной. Однако в большинстве случаев такая ситуа-
ция не наблюдается, и температура источника будет
меняться при изменении тепловой нагрузки, даже если
в трубе будет поддерживаться постоянная температура.
Однако при применении внешнего регулирования
производная dTJdQ может быть сделана отрицательной '
и температура источника сохранится постоянной при из-
менении тепловой нагрузки.
Другими проблемами, как указывалось выше, в обыч-
ных системах являются: чувствительность к изменению
температуры аккумулирующего объема (холодные ре-
зервуары) и диффузия паров в объеме неконденсиру-
ющегося газа с соответствующим отклонением темпера-
туры источника. При использовании регулирования
192
с обратной связью острота этих проблем также сущест-
венно снижается.
6-6-1. Анализ стационарного состояния. Выполненное
Бинертом исследование [6-10] было модифицировано
[6-6, 6-7] с целью учета влияния регулирования с ак-
тивной и пассивной обратной связью. Основные выводы
из этого исследования следующие:
1. Тепловые трубы переменной проводимости, осу-
ществляющие регулирование по принципу как актив-
ной, так и пассивной обратной связи, осуществимы и
могут обеспечивать устойчивую работу системы.
2. Может б]>1ть достигнуто заметное улучшение ка-
чества регулирования температуры источника теплоты
по сравнению с применением в этих целях обычных
тепловых труб.
3. Наибольшая польза от применения регулирова-
ния с активной обратной связью получается в случае
большого термического сопротивления подводу теплоты
(/?s) или при существенных изменениях тепловой
нагрузки или окружающих условий.
4. Регулирование с активной обратной связью обес-
печивает лучшее поддержание температуры, чем экви-
валентная пассивная система, отрицательные последст-
вия диффузии массы и изменяющихся условий стока
в случае активной системы оказываются менее сущест-
венными.
Базирующаяся на этом исследовании модель описы-
вает в дифференциальной форме изменение температуры
источника под действием изменений нагрузки, условий
стока теплоты и других независимых переменных. Мо-
дель обладает достаточной общностью в том отношении,
что она не связана с какой-либо специфической кон-
фигурацией тепловой трубы и позволяет описать усло-
вия регулирования в функциональном виде. Единствен-
ным ограничением, накладываемым на систему, являет-
ся условие, что регулирование площади поверхности
отвода теплоты осуществляется с помощью неконденси-
рующегося газа.
Основные допущения, принятые в анализе, следую-
щие:
1) неконденсирующий газ подчиняется законам иде-
ального газа;
2) процесс является стационарным;
13—129 193
3) между газом и паром существует резкая граница
раздела. (В тех случаях, когда наблюдается заметная
осевая теплопроводность, последнее допущение уже не
отвечает результатам экспериментов, которые свидетель-
ствуют о том, что уменьшение концентрации паров и со-
ответствующее увеличение концентрации газа происхо-
дит постепенно на достаточно протяженном участке
тепловой трубы. Однако, если осевая теплопроводность
сведена к минимуму, указанное допущение оказывается
оправданным и, как будет показано позднее, работы
Эдвардса и Меркеса [6-17] позволяют учесть влияние
осевой теплопроводности и диффузии массы.)
Совместное решение уравнений сохранения энергии
и массы с привлечением уравнений состояния неконден-
сирующегося газа и вспомогательной жидкости (пас-
сивная система), баланса сил и вспомогательных функ-
ций, связывающих изменение температуры источника
[уравнение (6-1)] и полное давление в системе, а также
соотношений между давлением и температурой рабочей
жидкости приводит к уравнению (6-3)
"HR? (1 + 8 + Sj) dQ +^^7^ + У dTо -|-
~ 1 + s + S, + S2
S^st^st , (6-3)
где S— регулирующий параметр, связанный с использо’-
ванием неконденсирующегося газа и фиксированного
аккумулирующего объема, параметр присутствует как
в случае пассивного, так и активного видов регулиро-
вания; Si используется в случае переменного значения
аккумулирующего объема, но лишь в случае, если эти
изменения объема вызваны изменениями внутреннего,
давления паров (Si = 0 при активном регулировании);
S2 используется при регулировании с пассивной обрат-
ной связью, например в случае реакции на температуру
источника вспомогательной жидкости (S2=0 в случае
активного регулирования); •
Ф Pvisl С1 1 (6’4)
здесь Pv — давление пара; Pvis — давление паров в не-
работающей части конденсатора или в зоне аккумуля-
ции газа; av=d In Pv/dTv; y=d In PvisldT. Уравнение
(6-3) описывает изменение температуры источнцка Ts
194
в функции изменения тепловой нагрузки Q, температу-
ры стока теплоты То, температуры газа в аккумулирую-
щем объеме Tst. Оно, в частности, полезно при анализе
влияния регулирующих параметров 5, Si и S2, которые
выражены в функциональном виде. Функция ф (индек-
сом 0 — обозначены условия стока, а индексом ST —
условия в аккумулирующем объеме) отражает условие
сохранения массы неконденсирующейся компоненты
в неработающей части конденсатора и аккумулирующем
объеме, т. е. она отражает влияние температур стока
или аккумулирующего объема на изменение положения
границы неконденсирующегося газа.
Анализ уравнения (6-3) отчетливо выявляет влияние
каждой переменной и определяет требуемые значения
регулирующих параметров, обеспечивающих приемлемое
затухание отклонений температуры источника и устой-
чивость работы системы. Например, в системе регули-
рования с пассивной обратной связью при условии, что
основной переменной является тепловая нагрузка, т. е.
температуры стока и аккумулирующего объема постоян-
ны (дТо=О, дТвт—О), для того чтобы достигнуть удо-
влетворительно затухания колебаний температуры ис-
точника, S2 должно быть большим по сравнению
с (1+S+Si). Отсюда сразу следует, что вспомогатель-
ная жидкость должна пребывать именно в жидком со-
стоянии, поскольку при этом достигаются более высокие
значения S2. Параметр Sj должен быть малым или от-
рицательным. Но, если температура стока меняется, то
желательно, чтобы SjX), a (S!+S2) было большим по
сравнению с S. Оптимизация пассивной системы затруд-
нительна при наличии многих переменных, однако при
S2>0 должно достигаться более эффективное регули-
рование по сравнению с обычной системой.
Недостатки пассивной системы говорят о том, что
наиболее подходящей будет активная система, поэтому
последующий анализ будет ориентироваться на актив-
ную систему. В этом случае Si=S2=0 и
дТ0 , )
5q-+^s(! +S)|dQ +
Г+s •
(6-5)
Система активного регулирования приводится в дей-
ствие путём изменения температуры насыщения рабочей
13 * 195
дТ„ - 1
^7^ “F ЭД'о । dT,, -|-
dTs =
жидкости в аккумулирующем объеме с йомоЩью Всйо-
могателыюго нагревателя. Это активный путь измене-
ния объема, занимаемого неконденсирующимся газом.
Таким образом, регулирование осуществляется измене-
нием значения dTST и фвг в уравнении (6-5). Из этого
следует, что S должен быть достаточно большим с тем,
чтобы S/(l +S) = 1.
6-6-2. Аккумулирующий объем в системе регулирова-
ния с активной обратной связью. Аккумулирующий
объем в системе регулирования с активной обратной
связью определяется из условия сохранения массы, т. е.
из соотношения
(.Py—PyoWic I ^v—PySTlVsT
‘"g~-------------!-------------, (6-6)1
где Mg — масса неконденсирующейся компоненты; Pv— I
давление пара; Pvo— давление пара в неработающей 1
части конденсатора (т. е. при То); V,c— объем нерабо- |
тающей части конденсатора; Vst — аккумулирующий ’
объем; Pvst — давление пара в аккумулирующем объеме; ’
То — температура стока теплоты; TST— температура ак- (
кумулирующего объема; Rg — газовая постоянная для |
неконденсирующейся компоненты. 1
Требования, предъявляемые к аккумулирующему 1
объему, могут быть определены из анализа предельных |
случаев работы тепловой трубы. |
1. При наибольшей передаваемой мощности весь |
неконденсирующийся газ должен находиться в аккуму- 1
лирующем объеме. Из этого следует, что аккумулирую- ’
щий объем должен находиться при наиболее низкой’ i
температуре, какая в нем только может быть достигнута ji
(т. е. при максимальной температуре стока), а также,
что следует использовать рабочую жидкость с низким
давлением паров при этой температуре. Таким образом:
(ру — Pvst> V st ,r
Mg =-----pt------ (6’7
pg! он
(индекс H указывает на режим наибольшей мощности).
2. При наименьшей передаваемой мощности весь не-
конденсирующийся газ должен находиться в зоне кон-
денсаций. Это значит, что парциальное давление паров
рабочей жидкости в аккумулирующем объеме прибли-
жается к давлению пара в основной системе. Однако
из практических соображений, для того чтобы свести
к минимуму диффузию, из-за которой регулирование
196
температуры становится неудовлетворительным, темпе-
ратура в аккумулирующем объеме должна быть не-
сколько меньше температуры пара в тепловой трубе.
При этом в аккумулирующем объеме возникает некото-
рая концентрация неконденсирующейся компоненты, что
снижает возможность диффузии массы. Приемлемые
значения температуры аккумулирующего объема при
малой передаваемой мощности должны определяться из
характеристик диффузии в системе. Такая постановка
задачи выходила за рамки работ [6-6] и [6-7], однако
требуемое решение может быть получено с помощью
модели Эдвардса и Маркеса [6-17].
Для случая наименьшей передаваемой мощности
Mg = () Vsr- W
® Kg/ 0 lL Kg/ ST lL
Если температуру аккумулирующего объема поло-
жить равной температуре пара, то последний член
в уравнении (6-8) будет равен нулю. Совместное реше-
ние уравнений (6-7) и (6-8) дает необходимое значение
аккумулирующего объема
Ksf '______\ Л, ДЛ To )L___________ zg g.
V^=^oHy PvSTx(TLy / Posr\ ‘
Аккумулирующий объем связан с изменением теп-
ловой нагрузки через уравнение (6-1). Следовательно,
требуемое изменение температуры пара может быть
рассчитано, если можно определить термическое сопро-
тивление источник — пар рабочей жидкости. Из уравне-
ния (6-9) следует, что необходимый аккумулирующий
объем будет больше в случае использования рабочей
жидкости с низким давлением паров при расчетных
условиях, так как в общем случае значение отношения
P°'^L л л
—р _р s )— будет больше для жидкостей с низким
давлением пара. Таким образом, чтобы свести к мини-
муму требуемый аккумулирующий объем (а следова-
тельно, и потребную вспомогательную мощность), сле-
дует выбирать жидкость с высоким давлением пара при
рабочих условиях. Однако это условие находится в про-
тиворечии с требованием быстрой реализации переход-
197
кого процесса, т. е. оптимальная система теплового
регулирования может быть спроектирована только при
наличии должного учета переходных характеристик ис-
точника.
После того как Ksr определен, из уравнения (6-7)
можно найти требуемую массу неконденсирующейся
компоненты.
6-6-3. Анализ переходного процесса. Наиболее тяже-
лые условия в переходных -режимах в тепловой трубе
реализуются при ступенчатом увеличении или уменьше-
нии мощности, подводимой в испарителе.
Анализ переходного процесса в этих условиях был
выполнен Бинертом и Бренненом [6-6].
Поскольку уравнения, описывающие процессы в теп-
ловых трубах переменной проводимости, являются су-
щественно нелинейным,и, а вышеуказанные ступенчатые
изменения мощности вызывают значительное изменение
переменных системы, то анализ проводится при следую-
щих упрощающих допущениях:
1. Отвод теплоты может быть приближенно описан
с помощью уравнения конвективного теплообмена, т. е.
члены с четвертой степенью температуры, обусловлен-
ные излучением, опускаются.
2. Восстановление температуры пара в собственно
тепловой трубе происходит с той же скоростью, как и
в аккумулирующем объеме, т. е.
v in ~Tfi Jv \TL~TH J ST
где T — мгновенная температура пара; Тн — температу-
ра в режиме наибольшей передаваемой мощности; Ть—
температура в аккумулирующем объеме при наимень-
шей передаваемой мощности; Т{П— начальная темпе-
ратура пара.
Это значит, что температура пара мгновенно реаги-
рует на изменение температуры в аккумулирующем
объеме. Это положение справедливо, если сопротивле-
ние между аккумулирующим резервуаром и стоком теп-
лоты велико по сравнению с сопротивлением между
паром и стоком. Указанная ситуация отвечает реально-
сти, поскольку аккумулирующий объем обычно изоли-
руется с тем, чтобы свести к минимуму потребную вспо-
могательную мощность. Это означает, что постоянная
времени конденсатора (т=Л1Ср7?) мала по сравнению
198
соответствующей постоянной аккумулирующего резер-
вуара, т. е.
3. Используется идеальный регулятор типа «вклю-
чено — выключено».
Подвод теплоты к аккумулирующему объему при
понижении мощности может быть записан следующим
образом:
cITqt
Q-st ~ (MCp)ST |- (hA)ST (Tsr Т (6-10)
где Qsr — подвод теплоты к аккумулирующему объему;
Mst — масса аккумулирующего объема; Ср — удельная
теплоемкость аккумулирующего объема; TSr — мгновен-
ное значение температуры аккумулирующего объема;
Тон — эффективная температура стока теплоты при
наибольшей передаваемой мощности; (hA)Sr— тепловая
проводимость цепи аккумулирующий резервуар — сток
теплоты. .
Максимальная вспомогательная мощность требуется
при передаче наименьшего количества теплоты, т. е.
в условиях, когда температура аккумулирующего объе-
ма будет приближаться к температуре пара в самой
тепловой трубе. Исходя из этого условия, можно опреде-
лить требуемое значение проводимости изоляции акку-
мулирующего объема
(Ы) = (6-11)
V v 1 o)l
где Т„ и То — температуры пара и стока теплоты при
наименьшем значении передаваемой мощности.
Решая уравнения (6-10) и (6-11), можно определить
время восстановления температуры аккумулирующего
объема, а следовательно, и температуры пара
Т — Тн ~ t,st
т1п-тв -е
(6-12)
где
(W^'plsr ТТ v — tAl
(6-13)
Таким образом, температуры аккумулирующего объ-
ема и пара после изменения подводимой мощности бу-
дут меняться по экспоненте. На практике будет наблю-
даться небольшое отклонение температуры пара в сто-
199
рону увеличения или уменьшения перед тем, как она
выйдет на свое конечное стационарное значение. Но
этот «выброс» будет незначительным, если чувствитель-
ность аккумулирующего объема окажется большой.
У источника теплоты
= + (6-14)
Подставляя уравнения (6-1) и (6-12) в (6-14) и ин-
тегрируя, получаем время -реакции температуры источ-
ника в ответ на ступенчатое увеличение мощности:
ф *3*—1 (е ^_е (6.15)
И ш 1 hiv
ZST
где rs= (MCpR)s', (Tn)s— номинальная рабочая темпе-
ратура источника; Т—мгновенное значение температу-
ры источника; Tin, Тн — начальная и конечная темпера-
туры пара.
Уравнение (6-15) может быть использовано и в слу-
чае ступенчатого уменьшения мощности, если макси-
мальная располагаемая вспомогательная мощность
достаточна для поддержания равновесных условий на
более низком уровне передаваемой трубой мощности.
Максимальный «выброс» температуры источника
определяется путем дифференцирования уравнения
(6-15)
I
\ST
(6-16)
Соответствующее этому выбросу температуры время
. __ (Тр Tn)s ________/ tsr \
р (Tin TH)V I ~s j
(6-17)
ZST
где фр — максимальный выброс температуры; осталь-
ные параметры определены ранее.
Для случая ступенчатого увеличения мощности мож-
но отметить следующие моменты:
1. Температура источника увеличивается по экспо-
ненте, достигает точки максимального выброса темпе-
ратуры, после чего уменьшается по экспоненте, асимп-
200
готически приближаясь к своему номинальному значе-
нию. Г
2. Значение отношения xst/xs [уравнение (b-lb)J
должно быть настолько малым, насколько это возмож-
но, с тем чтобы уменьшить максимальное значение вы-
броса температуры и свести к минимуму время восста-
новления температуры [уравнение (6-17)]. Наиболее
эффективным путем достижения этой цели является све-
дение к минимуму теплоемкости аккумулирующего ре-
зервуара. Уменьшение изоляции аккумулирующего объ-
ема будет также способствовать улучшению реакции
системы на увеличение тепловой нагрузки и (или) тем-
пературы стока. При этом, однако, возрастет потребная
вспомогательная мощность.
Рис. 6-7. Переходные характе-
ристики тепловой трубы пере-
менной проводимости.
Рис. 6-8. Переходные характе-
ристики.
Максимальное значение выброса температуры и вре-
мя достижения этого состояния представлены на рис. 6-7.
Из рисунка ясно видна необходимость малых значений
отношения xst Ixs-
Время восстановления, определяемое как время, не-
обходимое для того, чтобы переменная регулирования Т$
с заданным процентным отклонением пришла к своему
конечному значению и в последующем ее отклонения от
этого конечного значения не превышали указанный про-
цент, приведено на рис. 6-8 для различных значений
фв- Из рисунка видно, что время восстановления начи-
нает резко возрастать, если Xst/xs становится больше
единицы, т. е. когда постоянная времени аккумулирую-
щего объема превышает постоянную времени источника.
201
Винерт и Бреннен использовали эту теорию для про-
верки характеристик тепловой трубы переменной про-
водимости вода-а^гон с электрической обратной
связью и в целом получили хорошее согласование с экс-
периментом.
Теория дает меньшее значение отрезка времени до
достижения «выброса» температуры источника теплоты
и более низкое значение самого «выброса» температуры.
Это положение обусловлено принятым допущением о
том, что температура пара в системе, а следовательно,
и давление мгновенно реагируют на изменение мощно-
сти и (или) условий стока теплоты и что выброса са-
мой температуры пара до начала процесса восстановле-
ния не наблюдается. Увеличение температуры пара за-
висит от реакции аккумулирующего объема на измене-
ние параметров в источнике теплоты, т. е. теория будет
более точной при малых значениях отношения ustIhs-
(В рассмотренном Бинертом и Бренненом случае tst/ts
было приблизительно равно 44.)
Теория также завышает и время восстановления, по-
скольку она опирается на условие асимптотического вы-
хода температуры к своему конечному значению. Прак-
тически температуры пара и источника приближаются к
своим номинальным значениям до того, как температу-
ра аккумулирующего объема достигает своего равновес-
ного значения, поскольку вблизи экстремальных точек
небольшие отклонения температуры аккумулирую-
щего объема оказывают слабое влияние на температур
ры пара и источника.
6-7. СРАВНЕНИЕ ТЕОРИИ И ЭКСПЕРИМЕНТА — РЕГУЛИРОВАНИЕ
С АКТИВНОЙ ОБРАТНОЙ СВЯЗЬЮ
Получаемые на практике переходные характеристи-
ки тепловых труб переменной проводимости могут быть
проиллюстрированы результатами испытаний разрабо-
танной в IRD системы вода — аргон с регулированием ,
на базе электрической обратной связи. Эта труба пока-
зана на рис. 6-9. Она имеет следующие параметры:
Источник теплоты................... Четыре сопротивления
Температура источника, °C ................ 70
Минимальная температура стока, *С . . 10
Максимальная температура стока, °C . 30
Задаваемое VST/VC..................
Длина испарителя, мм............... 150
Длина конденсатора, мм............. 300
202
Диаметр тепловой трубы, мм................... 12,5
Диаметр аккумулирующего объема, мм 25
Длина аккумулирующего объема, мм . . 160
фитиль...............................Четыре слоя сетки 200 меш
Рабочая жидкость.................... Вода
Регулирующий газ............................ Аргон
Максимальная мощность, Вт........... 100
Масса газа, кг...................... 233-10~6
Мощность вспомогательного нагревате-
ля, Вт ........................................ 15
После стабилизации режима с малой передаваемой
мощностью подводимая в испарителе мощность была
увеличина с 10 до 78 Вт, а температура стока — до 30°С.
Результаты, описывающие переходные процессы в тру-
бе, показаны на рис. 6-10.
Рис. 6-9. Тепловая труба переменной проводимости.
После начального «выброса» температура источника
возвращалась в течение 20 мин к заданному значению
и совпадала с ним с точностью до ГС. Аналогично, сту-
Рис. 6-10. Экспериментальная
и теоретическая переходные
характеристики тепловой тру-
бы переменной проводимости,
разработанной в IRD.
Q$n — подводимая мощность, Вт;
Г3 — температура источника, °C;
X— время, мин.
°C
во
во
ВО -
«с
20-
л.
0 10 20 30 40 50 60 70 мин
пенчатое снижение подводимой мощности сопровожда-
лось спадом температуры источника на 9°С, а через
20 мин температура источника была всего лишь на ГС
меньше заданного значения.
203
Если сравнить результаты экспериментов с расчета-
ми по представленной выше теории, то окажется, что
время достижения пика согласно уравнению (6-18) рав-
нялось 136 с, а измеренное в опытах значение составля-
ло 150 с. Измеренные значения максимального увели-
чения и спада температуры превышали расчетные, что
связано с тем, что в теории принята мгновенная реакция
температуры пара и давления на изменение мощности.
Значение выброса зависит от реакции аккумулирующе-
го объема.
6-8. ВЛИЯНИЕ НЕКОНДЕНСИРУЮЩЕГОСЯ ГАЗА
НА РАБОЧУЮ ЖИДКОСТЬ В ТЕПЛОВЫХ ТРУБАХ
ПЕРЕМЕННОЙ ПРОВОДИМОСТИ
Большинство теорий тепловых труб переменной про-
водимости основывается на допущении о существовании
резкой границы раздела пар — газ и отсутствии диффу-
зии между этими двумя областями. На практике подоб-
ная ситуация не имеет места, и в некоторых конструк-
циях диффузию следует учитывать.
Второе, более серьезное, явление, связанное с введе-
нием в тепловую трубу регулирующего инертного газа,
проявляется при проникновении пузырьков газа через
рабочую жидкость в фитиль.
Указанные два обстоятельства обсуждаются ниже.
6-8-1. Диффузия на границе раздела пар —газ. Ряд
исследователей поставили под сомнение допущение о су-
ществовании резкой границы раздела между паром и
газом в тепловых трубах, содержащих газ [6-3, 6-17].
Было показано, что в некоторых газорегулируемых теп-
ловых трубах диффузионный перенос энергии и массы
между паровым объемом и объемом, занятым неконден-
сирующимся газом, мог оказывать заметное влияние на
теплообмен в граничной зоне и на распределение темпе-
ратуры вдоль тепловой трубы.
В работах Сомоги и Иена [6-18], а также Роухани
и Тьена [6-19] представлен двумерный анализ погранич-
ной зоны между газом и паром. Его можно использо-
вать для исследования диффузии в этой области. Рабо-
ты [6-18] и [6-19] показали, что снижение температу-
ры стока приводило к уменьшению протяженности по-
граничной диффузионной зоны, длина которой может
составлять 3—4 см. Коэффициент диффузии инертного
газа оказывает влияние на протяженность диффузион-
204
ной зоны. Газы с высокими коэффициентами диффузии
менее желательны, поскольку их применение ведет к
снижению максимальной теплопередающей способности
тепловой трубы из-за уменьшения локальной температу-
ры конденсатора. Необходимо отметить, что коэффици-
ент диффузии обратно пропорционален плотности. Поэ-
тому при низких рабочих температурах, особенно в про-
цессе запуска тепловой трубы, диффузионная область
может быть очень протяженной и играть большую роль.
Это обстоятельство важно учитывать при любом анали-
зе переходных характеристик.
6-8-2. Пузырьки газа в артериальных фитилях. Хотя
простые тепловые трубы содержат только рабочую жид-
кость и дегазацией замораживанием жидкости (см.
гл. 4) можно удалить любые растворенные газы, в теп-
ловой трубе переменной проводимости инертный газ
всегда присутствует. Если газ растворяется в рабочей
жидкости или оказывается в виде пузырьков в артериях,
транспортирующих жидкость, то это может отрицательно
сказаться на характеристиках тепловой трубы.
Сааски [6-20] выполнил теоретическое и эксперимен-
тальное исследование растворимости газа в артериаль-
ных тепловых трубах в изотермических условиях. Им
проанализировано влияние растворимости и коэффици-
ента диффузии гелия и аргона в аммиаке, фреоне-21 и
метилойом спирте.
Одним из существенных параметров, определенных
Сааски, было время выхода пузырей из рабочей жидко-
сти (т. е. время, необходимое для исчезновения пузыря).
бремя исчезновения tv может быть найдено из урав-
нения
tv=R\!3aD,
где 7?о —радиус пузыря (начальный); а — коэффициент
Оствальда, определяемый как отношение концентраций
растворенного вещества в жидкой и газовой фазах
[6-21]; D — коэффициент диффузии.
Рассчитанные значения tv приведены в табл. 6-2.
Из табл. 6-2 следует, что времена исчезновения мо-
гут быть значительными при низкой температуре, рабо-
чей жидкости, но в общем случае аргон более легко уда-
ляется, нежели гелий.
Приведенное выше уравнение несправедливо, если
давление неконденсирующегося газа значительно боль-
ше 2oilRo, где at — поверхностное натяжение рабочей
205
Таблица 6-2
Время исчезновения пузырей газа в рабочих жидкостях
(/?„ = 0,05 см)
Жидкость Темпе- ратура, °C с Жидкость Темпе- ратура, °C ^•с
Гелий Аргон Гелий Аргон
Аммиак —40 1200 107 Метиловый —40 1030 154
20 63 6,7 спирт 20 133 55
60 7 1,6 60 50 26
Фреон-21 —40 367 43 Вода 22 1481 1215
20 67 17,5
60 23 7,5
жидкости. Сааски утверждает, что время исчезновения
пузыря газа линейно возрастает с давлением неконден-
сирующегося газа при прочих равных параметрах. Он
показал, что, если в типичной газорегулируемой тепло-
вой трубе давление гелия примерно равно давлению па-
ров рабочей жидкости — аммиака, то время исчезнове-
ния пузырей может составить девять дней. Это очень
большой срок по сравнению с ожидаемой продолжитель-
ностью переходного процесса в тепловой трубе перемен-
ной проводимости. При изменении рабочей жидкости и
(или) регулирующего газа времена исчезновения пузы-
рей могут все же остаться относительно большими.
Имея данные по времени исчезновения сферических
пузырей, Сааски развил теорию на случай продолгова-
тых пузырей, образование которых наиболее вероятно
в артериях. Полученные им результаты приведены
в табл. 6-3. В ней представлены полупериоды жизни про-
долговатых пузырей в артериях тепловых труб перемен-
ной проводимости при 20°С (радиус артерии 0,05 см,
парциальное давление неконденсирующегося газа равно
давлению паров).
Таблица 6-3
Полупериоды жизни пузырей в артериях для различных
рабочих жидкостей
Жидкость 6/2 (гелий) 6/2 (аргон) Жидкость 6/2 (гелий) 6/2 (аргон)
Аммиак 7 дней 17 ч' Метиловый 4,8 ч 1,7 ч
Фреон-21 1,5 дня 9,5 ч спирт Вода 3 ч 2,5 ч
206
Использованные для получения этих значений расчет-
ные модели были подтверждены экспериментально. Был
сделан вывод, что времена исчезновения столь велики,
что восстановление полного заполнения артерии тепло-
вой трубы, содержащей газ (см. гл. 3), может быть осу-
ществлено лишь с помощью дополнительных внутрен-
них либо внешних средств по удалению поглощенного
газа как в процессе запуска тепловой трубы, так и при
ее стационарной работе.
Коссон с сотрудниками [6-2]! указал на другой фак-
тор, влияющий на работу тепловой трубы переменной
проводимости, а именно на изменение давления в трубе
из-за колебаний положения диффузионной зоны. Эти
изменения давления того же порядка, что и капилляр-
ный напор, и они могут вызвать вскипание пара в арте-
рии, сопровождающееся вытеснением из нее жидкости.
Для решения этой задачи, а также проблемы рас-
творения пузырьков газа осуществлялось переохлажде-
ние жидкости в артерии. С этой целью жидкость на-
правлялась к стенке конденсатора, где она охлаждалась
за счет стока теплоты перед тем, как возвратиться в ис-
паритель. Как показывают результаты Сааски, сниже-
ние температуры жидкости уменьшает время исчезнове-
ния пузырьков. Установлено также, что снижение темпе-
ратуры жидкости уменьшает чувствительность артерии
к образованию пара, вызванному описанными выше
пульсациями давления.
Таким образом, хотя присутствие инертных газов
в тепловых трубах переменной проводимости создает
определенные проблемы, имеется достаточно данных, ко-
торые позволяют конструктору свести к минимуму не-
желательные эффекты.
6-9. ПРОГРАММА ЭВМ ДЛЯ РАСЧЕТА ТЕПЛОВЫХ ТРУБ
ПЕРЕМЕННОЙ ПРОВОДИМОСТИ
В [6-22] дается программа для ЭВМ, которая очень полезна
при проектировании и анализе тепловых труб, содержащих некон-
денсирующиеся газы, которые предназначены либо для регулирова-
ния температуры, либо для облегчения запуска из замороженного
состояния. Эта программа может учесть описанную в § 6-8 диффу-
зию, а также передачу теплоты теплопроводностью по стенке тепло-
вой трубы в районе границы раздела пар — газ.
Программа приводится в цитированной работе, которая содер-
жит также примеры и некоторые детали ввода данных. Описание
программы не входит в задачи настоящей книги, однако уместно
перечислить ее возможности. Она позволяет выполнить следующие
расчеты;
207
1) рассчитать продольный профиль температуры в тепловой тру-,
бе, содержащей инертный газ;
2) определить количество газа, необходимое для получения же-
лаемой температуры испарителя, отвечающее требуемой тепловой
нагрузке;
3) рассчитать температурные характеристики испарителя при
фиксированном количестве газа в тепловой трубе;
4) рассчитать теплоту и массоперенос вдоль трубы, включая
область диффузионного фронта;
5) рассчитать утечку теплоты в случае полного заполнения га-
зом конденсатора;
6) рассчитать скорость замерзания жидкости и конденсаторе,
если она происходит;
7) получить информацию, необходимую для определения разме-
ров аккумулирующего объема (резервуара).
Программа может быть использована для расчета тепловых труб
переменной проводимости с горячим илн холодным резериуаром,
а также труб, регулируемых на базе активной обратной связи. Про-
грамма также позволяет рассчитать большинство ситуаций, связан-
ных с нерасчетными условиями работы трубы или нерасчетной
геометрией системы.
Инструкция подразумевает, что пользователь обладает первич-
ными знаниями относительно принципов работы тепловой трубы, со-
держащей инертный газ.
Тепловая труба переменной проводимости, по-видимому, являет-
ся наиболее существенным достижением в истории их развития.
Дальнейшая информация относительно практических приложений
тепловых труб дается в гл. 7.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
Применение тепловых труб
Тепловые трубы исследовались и в настоящее вре-
мя исследуются применительно к широкому кругу прило-
жений, при этом был охвачен почти весь возможный
диапазон температур, используемых в процессах тепло-
обмена. Область применения тепловых труб простира-
ется до гелиевых температур, где с помощью труб
охлаждают мишени в ускорителях частиц до 2000—3000°С.
7-1. СФЕРЫ ПРИЛОЖЕНИЯ ТЕПЛОВЫХ ТРУБ
В общем случае можно выделить ряд крупных сфер
приложения тепловых труб, каждая из которых как бы
иллюстрирует то или иное свойство тепловой трубы.
С помощью тепловых труб можно решать следующие
задачи:
1) обеспечить пространственное разделение источ-
ника и стока теплоты;
208
2) выровнять температуру поверхности*,
3) трансформировать плотность теплового потока;
4) осуществить регулирование температуры;
5) выполнить функции тепловых диодов и выключа-
телей.
Высокая эффективная теплопроводность тепловой
трубы позволяет передавать с ее помощью теплоту на
значительные расстояния при малом температурном на-
поре. Во многих случаях, когда требуется охлаждение
Рис. 7-1. Выравнивание температуры спутника.
/— солнечные лучи; 2—'без тепловых труб; 3 — с тепловыми трубами; ~ р-
температура поверхности, °C; ф— угол падения лучей.
отдельных элементов, может оказаться неудобным или
нежелательным отвод теплоты с помощью стока или ра-
диатора, расположенных непосредственно у охлаждае-
мого элемента. Например, отвод теплоты от устройст-
ва, выделяющего большую мощность и расположенного
внутри модуля, в котором кроме него также находятся
другие чувствительные к температуре элементы, целе-
сообразно осуществить с помощью тепловой трубы, со-
единяющей это охлаждаемое устройство со стоком, рас-
положенным вне модуля. При этом с помощью тепло-
вой изоляции можно свести к минимуму тепловые
потери от промежуточных секций тепловой трубы.
Второе свойство тепловой трубы — ее способность
выравнивать температуру — тесно связано с разделени-
ем источника и стока теплоты. Поскольку тепловая тру-
ба по своей природе стремится к работе в условиях рав-
номерной температуры, ее можно использовать для сни-
жения градиентов температуры между неодинаково
нагретыми участками тела. Таким телом может являть-
ся наружная оболочка спутников, одна сторона которой
14—129 209
обращена к солнцу, тогда как другая, более холоднай,
находится в тени, как это схематически изображено на
рис. 7-1. В другом случае цепочки элементов электрон-
ных устройств, размещенных на одной и той же трубе,
оказываются термически связанными, при этом их тем-
пературы выравниваются.
Возможность трансформации теплового потока мо-
жет быть использована в реакторах. Например, в тер-
моионных преобразователях была предпринята попытка
[7-1] трансформировать тепловой поток сравнительно
малой плотности, выделяемый радиоактивными изото-
пами, в тепловой поток большой плотности, достаточной
для его эффективного использования в термоионных ге-
нераторах.
Четвертая функция — регулирование температуры —
лучше всего реализуется с помощью тепловой трубы пе-
ременной проводимости, подробно описанной в гл. 6.
Такую тепловую трубу можно использовать для тонко-
го регулирования температуры устройства, размещенно-
го на ее испарителе. До настоящего времени такие теп-
ловые трубы применялись преимущественно на косми-
ческих кораблях.
Описанные в гл. 5 тепловые диоды используются в
ряде специфических приложений, в которых требуется
передача теплоты только в одном направлении.
7-2. КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ И ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
При кокильном литье и литье под давлением спла-
вы металлов или пластмасса в жидком виде заливаются
в форму и быстро охлаждаются, образуя требуемое из-
делие, зачастую большого габарита и имеющее слож-
ную форму. Использование этой технологии делает
возможным массовое производство изделий, причем
время многих циклов измеряется секундами.
Необходимость отвода теплоты в процессе затверде-
вания очевидна. В настоящее время почти все формы
охлаждаются водой. Однако при этом временами воз-
никают трудности в подводе каналов охлаждающей во-
ды к недоступным частям формы. Обычно в таких слу-
чаях используют вкладыши из более теплопроводного
материала, такого как молибден, который отводит теп-
лоту к находящимся на некотором удалении каналам
охлаждающей воды. Кроме того, зачастую неудобно ис-
210
пользовать водяное охлаждение в подвижных или уда-
ляемых соплах, литниках (устанавливаемых в сопле,
через которое подается расплавленный металл), а так-
же в стержнях.
По-видимому, наиболее существенной проблемой,
связанной с охлаждением форм, является необходи-
мость сведения к минимуму тепловых ударов, что обес-
печивает приемлемый срок службы форм. При очень
больших разностях температур между расплавленным
материалом и охлаждаемой водой срок службы формы
может значительно уменьшиться. Поэтому очевидно,
что эти элементы должны быть снабжены устройствами
для быстрого отвода теплоты от их рабочих поверхно-
стей при температуре, в большей степени приближа-
ющейся к температуре расплавленного металла.
Следует указать на две дополнительные тепловые
проблемы:
1. В отдельных процессах может оказаться необходи-
мым или желательным обогрев части формы с целью
обеспечения непрерывной подачи расплавленного ма-
териала к сравнительно труднодоступным участкам,
удаленным от точки заливки. Для обеспечения последу-
ющего быстрого затвердения изделия нужно создать
условия для перехода от обогрева к охлаждению за ми-
нимальный отрезок времени с тем, чтобы продолжи-
тельность цикла оказалась минимально возможной.
2. При литье под давлением пластических материа-
лов (а также при выработке определенных изделий из
шоколада) используются длинные стержни диаметром
всего лишь несколько миллиметров. Обычно они вы-
полняются из высокотеплопроводного материала, такого
как сплав на основе меди, для того чтобы способство-
вать быстрому охлаждению в тех местах пластмассово-
го изделия, где может располагаться дополнительная
масса, например вокруг отверстия для самонарезаю-
щегося винта. Зачастую охлаждение этих участков
определяет скорость изготовления отливаемого изделия.
Для решения этих проблем были использованы теп-
ловые трубы как при литье пластмасс под давлением,
так и при кокильном литье сплавов металлов. Стержни,
обладавшие способностью работать как тепловая труба,
облегчили местное охлаждение, при этом стержни имели
фитиль и заправлялись рабочей жидкостью аналогич-
но тепловой трубе. Тепловые трубы заделывались так-
14* 211
же в формы для кокильного литья изделий из цинковых
сплавов с целью их охлаждения и снижения местного
прилипания металла к стенкам. В последнем случае
в результате размещения тепловой' трубы на меньшем
удалении от расплавленного металла, нежели это воз-
можно в системах с непосредственным водяным охлаж-
дением, и установки конденсатора тепловой трубы в уже
существующих водяных каналах было достигнуто значи-
тельное снижение продолжительности технологического
цикла. Тепловые удары при этом оказываются не столь
сильными, как при непосредственном охлаждении форм
водой, и в итоге срок службы форм существенно не сни-
жается.
Безусловно, следует помнить, что в данном случае
тепловая труба, как и в других случаях может быть ис-
пользована лишь в качестве дополнения водяного охлаж-
дения и не может эффективно заменить его. ;
Характерный диапазон рабочих температур тепло-
вых труб, используемых при литье пластмасс под дав-
лением, составляет 60—120°С. При кокильном литье
цинковых сплавов температура пара в тепловых трубах
может достигать 200°С, хотя в предельных случаях, ког- 1
да испаритель трубы расположен очень близко к гра- |
нице форма — расплавленный металл, эта температура
может оказаться существенно большей. |
7-3. ОХЛАЖДЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ ЭЛЕКТРОННОГО ОБОРУДОВАНИЯ ’
В настоящее время, по-видимому, наиболее широко
тепловые трубы используются для охлаждения элемен-
тов электронного оборудования, таких как транзисторы
или другие полупроводниковые устройства, а также ин-
тегральных модулей.
Прежде чем рассматривать некоторые специальные
примеры, удобно описать в общих чертах возможности
применения тепловых труб в этой области. Как указы-
валось в § 7-1, тепловая труба обладает четырьмя ос-
новными свойствами. Из них применительно к рассмат-
риваемой задаче наиболее значимыми являются; про-
странственное разделение источника и стока теплоты, вы-
равнивание температуры и способность к регулированию
температуры. Если речь идет об охлаждении элементов
электронного оборудования в космосе (см. § 7-4), то
последнее свойство является наиболее существенным.
212
Теперь можно перейти к рассмотрению геометрии
системы. Их удобно разделить на три основные катего- -
рии, которые представляют различные типы тепловых
труб:
1) трубчатую;
2) плоскую пластинчатую;
3) систему с непосредственным контактом.
7-3-1. Трубчатые тепловые трубы. Тепловые трубы
трубчатой формы (с круглым, овальным, прямоуголь-
ным или иным поперечными сечениями) выполняют две
основные функции:
1) передачу теплоты к удаленной точке;
2) обеспечение компактного стока теплоты.
Рис. 7-2. Применение трубчатой тепловой трубы для передачи теп-
лоты стоку, расположенному на некотором удалении от охлаждае-
мого устройства.
При использовании тепловой трубы в качестве сре-
ды, передающей теплоту между двумя изолированными
точками, становятся очевидными некоторые технические
решения. Можно соединить конденсатор тепловой трубы
со следующими элементами:
1) с твердым стоком теплоты (рис. 7-2);
2) с отдельной частью устройства или сборки;
3) с другой тепловой трубой;
213
4) со стенкой модуля, в котором находятся охлаж-
даемый элемент или элементы.
В тех случаях, когда требуется свести к минимуму
размер и массу устройств, почти изотермический режим
работы тепловой трубы может быть использован для по-
вышения температуры ребер или развитых поверхностей
других типов. В результате этого передача теплоты
к среде, выполняющей роль окончательного стока теплоты
(обычно этой средой служит-в оз дух), увеличивается. За
счет этого можно повысить мощность устройства или
снизить массу и размеры металлического стока теплоты.
Существуют два возможных способа применения тепло-
вой трубы в этих целях:
1) разместить охлаждаемый элемент непосредственно
на тепловой трубе;
2) разместить охлаждаемый элемент на плате,
внутрь которой вставлены тепловые трубы.
7-3-2. Плоские тепловые трубы. Вторым основным
типом тепловых труб, который, вероятно, наиболее всего
подходит для охлаждения электронного оборудования,
является плоская тепловая труба. Для охлаждения
устройств очень большой мощности этот тип тепловой тру-
бы в ближайшем будущем вряд ли будет использовать-
ся, однако целесообразность применения подобных труб
для выравнивания температур и охлаждения относи-
тельно небольших полупроводников и транзисторных
модулей не вызывает сомнения, так же и их использова-
ние для охлаждения интегральных модулей. Подводя
итог, можно сказать, что плоские тепловые трубы могут
выполнять следующие функции:
1) выравнивать температуру многокомпонентных
сборок (рис. 7-3);
2) охлаждать многокомпонентные сборки;
3) сдваивать (располагать друг около друга) стен-
ки модуля или монтажные платы.
7-3-3. Системы с непосредственным контактом. Одной
из основных проблем, возникающих при соединении теп-
ловых труб с электронными устройствами, является
крепление этих устройств к трубе и сведение к миниму-
му контактного термического сопротивления. Были пред-
ложены и запатентованы в Англии (см. приложение 6)
два способа решения этой задачи.'
Первый был разработан фирмой Marconi Со Ltd
(рис. 7-4). Оно представляет собой облегающую охлаж-
214
даемое изделие тепловую трубу, или, если говорить бо-
лее точно, пластину, которая может быть плотно прижа-
та к выделяющим теплоту деталям, обеспечивая мини-
мальное термическое сопротивление между изделием и
фитилем. Второй метод предложен IRD и иллюстриру-
ется рйс. ТЧг Тепловая труба выполняется без собствен-
ного корпуса, с резервуаром, содержащим рабочую жид-
кость для подпитки фитилей, покрывающих охлаждае-
мые детали. В этом варианте отдельные модули должны
Рис. 7-3. Пластинчатые тепловые трубы для рассеяния большой
мощности и обеспечения изотермичности поверхности.
Рис. 7-4. Облегчающая охлаждаемые элементы тепловая труба.
215
Представлять собой герметичные ячейки, каждая из кд-
торых для отвода теплоты обеспечивается устройством,
размещенным снаружи.
7-3-4. Особые случаи применения. Набор тепловых
труб, используемых в электронике, довольно разнообра-
зен. Некоторые из труб, используемые для охлаждения
Рис. 7-5. Детали электронного
оборудования, охлаждаемые с
помощью непосредственного
контакта.
/ — ребра отводящие теплоту; 2—
различные типы деталей; 3 — ре-
зервуар с жидкостью; 4 — плата;
5 — фитили; 6 — стойка.
интегральных схем, имеют толщину I и ширину 7 мм
[7-3], поперечное сечение других составляет 25X12 мм.
Если первые могут передавать мощность 12,5 Вт, то
последние 150 Вт.
Примером охлаждения интегральных схем с по-
мощью тепловых труб, заделанных в плоскую плату,
Рис. 7-6. Интегральные схемы с цилиндрическими тепловыми труба-
ми и обычным, охлаждаемым воздухом стоком теплота.
216
может служить конструкция, разработанная General
Electric Company (GEC)—США [7-2]. В этого типа
модулях критическими в тепловом отношении элемента-
ми были: крепление кристалликов микросхем (чипов)
и охлаждаемая воздухом поверхность теплообменника.
Был проведен ряд экспериментов с различными вариан-
тами крепления чипов. Анализ суммарных тепловых ха-
рактеристик систем показал, что в случае охлаждения
воздухом или водой могут быть отведены тепловые по-
токи до 4,4 Вт/см2. При охлаждении воздухом термиче-
Рис. 7-7. Охлаждение
высоковольтных элемен-
тов с помощью электро-
изолированных тепловых
труб.
/ — герметичное уплотне-
ние; 2 — ткутпк воздуха; 3 —
диэлектрическая тепловая
труба; 4 — охлаждаемые
элементы.
ское сопротивление цепи переход — окружающая среда
составляло 0,48 K/Вт, а в водоохлаждаемых системах
оно снижалось до 0,39 K/Вт. На рис. 7-6 показана подоб-
ная система охлаждения с цилиндрическими тепловыми
трубами.
Если охлаждаемые элементы могут оказаться под
высоким электрическим потенциалом, то возникает не-
обходимость в электрической изоляции тепловой трубы.
В этом случае стенка, фитиль и рабочая жидкость долж-
ны быть неэлектропроводными. На рис. 7-7 показан
один из возможных вариантов решения этой задачи, при
этом могут использоваться стекло, фитили из керамиче-
ских волокон и такие рабочие жидкости, как выпуска-
емый Imperial Smelting Со Ltd флутек.
Тепловые трубы могут использоваться для охлажде-
ния отдельных деталей, а также и для отвода теплоты
только от небольшой части электронного устройства,
например клистрона, лампы с бегущей волной, коллек-
тора и т.. п. В дополнение к их использованию в целях
217
охлаждения оборудования на земле и в космосе тепло-
вые трубы применяются также и в авиационном радио-
оборудовании. В последнем случае основным сдержива-
ющим фактором применения тепловых труб является
ускорение, испытываемое трубами во время маневров
самолета, которое может существенно сказаться на ра-
бочих характеристиках тепловых труб.
Рис. 7-8. Термическое сопро-
тивление оребренных тепловых
труб.
V — скорость воздуха; — харак-
терное термическое сопротивление;
1 — подведенная мощность 50 Вт;
2 — подведенная тепловая мощ-
ность ПО Вт.
Все большее число компаний продает или изготовля-
ет тепловые трубы (см. приложение 4), в значительной
степени предназначенные для охлаждения деталей и уз-
лов электронных устройств. Зачастую эти трубы изго-
товляются заодно с монтажными платами и имеют ореб-
ренные конденсаторы. На рис. 7-8 приведены типичные
характеристики таких устройств.
7-4. КОСМИЧЕСКИЙ КОРАБЛЬ
Развитие тепловых труб, особенно тех, которые рабо-
тают при температуре пара до 200° С, стимулировалось
космическими исследованиями в большей степени, чем
какими-либо иными. Тепловая труба переменной прово-
димости наилучшим образом иллюстрирует этот тезис.
Могут быть различные варианты применения тепловых
труб для космических целей, и рассмотрение их удобнее
провести, предварительно сгруппировав тепловые трубы
по роду выполняемых задач.
7-4-1. Выравнивание температуры космического ко-
рабля. Выравнивание температуры в космическом ко-
рабле, в результате которого градиенты температуры
в конструкции могут быть сведены к минимуму, т. е.
уменьшено влияние внешнего обогрева, такого как сол-
нечное излучение и внутреннего тепловыделения элек-
тронных устройств или ядерных источников энергии,
218
было рассмотрено Саважем в обзорной статье [7-4], по-
священной различным возможным приложениям основ-
ных типов тепловых труб. Возможность использования
тепловой трубы, связывающей две паровые камеры на
противоположных сторонах спутника, была проанализи-
рована в связи с идеей снижения разности температур
между батареей солнечных элементов, обращенной к солн-
цу, и холодной поверхностью спутника. В случае дву-
стороннего расположения солнечных батарей Саваж пред-
ложил крепить их на паровой камере и использовать од-
ну сторону для радиационного охлаждения, соединяя
паровую камеру солнечных батарей тепловыми трубами
со специальными радиаторами. Катцоф [7-5] предложил
другой вариант, в котором трубчатые конструктивные
элементы корпуса корабля превращаются в тепловые
трубы.
Термен и Мей [7-6] предложили использовать теп-
ловые трубы для обеспечения более равномерного рас-
пределения температуры в неравномерно облучаемой обо-
лочке. Кроме того, был проанализирован вопрос об
изготовлении почти изотермических конструкций ради-
аторов с использованием тепловых труб для повышения
эффективности отвода отработанной теплоты, а также
о применении тепловых труб для передачи теплоты от
реактора к термоионному преобразователю энергии.
Конвей и Келли [7-7] исследовали возможность реализа-
ции замкнутой кольцевой тепловой трубы с многочислен-
ными комбинациями испарительных и конденсиониру-
ющих поверхностей. Труба имела вид тороида с восемью
источниками и восемью стоками теплоты. Авторы приш-
ли к заключению, что замкнутая тепловая труба, над-
лежащим образом связанная с корпусом космического
корабля, может оказаться высокоэффективным сред-
ством снижения перепадов температур в конструкции.
Киркпетрик и Маркес [7-8] предложили использо-
вать тепловые трубы для обеспечения изотермичности
корпуса национальной космической обсерватории и чел-
ночного космического корабля. При проведении астро-
номических наблюдений на орбите возможность предот-
вращения коробления конструкции спутника приобретает
особую значимость.
7-4-2. Охлаждение элементов корабля, регулирование
температуры и конструкция радиатора. Тепловые трубы
переменной проводимости наиболее широко используют-
. 219
ей для оФвода теплоты от элементов электронного обо-
рудования и других тепловыделяющих устройств спут-
ников. В этой же сфере находят основное применение
и обычные тепловые трубы.
Тепловая труба переменной проводимости в допол-
нение к обычной функции переноса теплоты, выполня-
емой простыми тепловыми трубами, позволяет регули-
ровать температуру объекта в узких пределах. Саваж
[7-4] обращает внимание на одну специфическую зада-
чу, возникающую в том случае, когда требуется под-
держивать температуру определенной подсистемы более
низкой, чем у ее непосредственного окружения.
Рис. 7-9. Тепловые трубы для охлаждения лампы бегущей волны,
размещенной на пластине радиатора.
1 — лампа бегущей волны; 2 — тепловые трубы, размещенные между пласти-
нами радиатора.
Кетцоф [7-5] предлагает окружить весь охлаждае-
мый прибор пористым материалом (фитилем) и разме-
стить его внутри зоны испарителя тепловой трубы, ко-
торая передает теплоту к радиатору. Он также считает,
что тепловую трубу наиболее целесообразно использо-
вать в тех случаях, когда требуется высокоинтенсивное
локальное охлаждение в течение очень короткого отрез-
ка времени, т. е. в тех случаях, когда время работы
охлаждаемых приборов с максимумом нагрузки состав-
ляет лишь часть значительно более продолжительного
цикла. Профили внутреннего тепловыделения в лампах
бегущей волны переменные, причем большая часть теп-
ловыделения приходится на коллектор. В настоящее вре-
мя проводятся исследования тепловых труб, охлаждаю-
щих лампу бегущей волны. Эти трубы соединены с пласти-
нами радиатора с целью улучшения его эффективности,
а следовательно, и интенсификации отвода теплоты от
220
Ламп. Европейская организация по космическим Иссле-
дованиям проводит исследования возможных конфигура-
ций труб для этой цели. Один из возможных вариантов
показан ня оис. 7-9.
Интересный тип тепловой трубы разработан Бейсью-
лисом [7-9]. Предложенная им тепловая труба «одно-
направленного действия» позволяет передавать тепло-
ту в одном направлении, тогда как при переносе
теплоты в противоположном направлении она выступает
в роли теплового изолятора. Для осуществления этой
цели используются многосекционные фитили, которые
осушают испаритель за счет ограничения возврата жид-
кости в одном из направлений. При расположении в
активной зоне испарения такой тепловой трубы повы-
шенного числа фитилей, только часть из которых про-
стирается за пределы испарителя, любой подвод теплоты
на другом' конце тепловой трубы приведет к быстрому
осушению фитиля, так как значительная часть конден-
сата поступит в секции фитиля, не способные к возврату
жидкости в зону нежелательного подвода теплоты. По-
добный однонаправленный отвод теплоты был осущест-
влен от лампы бегущей волны к наружным радиаторам
при помощи диэлектрической тепловой трубы.
Одно из наиболее полных и поздних исследований
проблемы использования тепловых труб переменной про-
водимости для регулирования температуры электронных
устройств было выполнено Киркпетриком и Маркесом
[7-8]. Они спроектировали и изготовили тепловую трубу
переменной проводимости, названную эймской экспери-
ментальной трубой, которая обеспечивала постоянство
температуры бортовой системы обработки данных путем
стабилизации температуры поверхности контакта тепло-
вой трубы с каркасом этой системы на уровне 17±3°С.
Отводимая мощность лежала в пределах 10—30 Вт.
Фирмой Grumman Aerospace (GA) [7-10] проанали-
зированы другие возможные варианты приложений
тепловых труб на космических кораблях. Они включали
в себя использование тепловых труб для регулирования
температуры жидкости в замкнутых водяных контурах,
предназначенных для стабилизации температуры вну-
треннего пространства космических кораблей. Макси-
мальная отводимая мощность составляла 3,82 кВт.
В другом случае тепловые трубы применялись для отво-
да теплоты от блока преобразователей мощностью
221
в 1 кВт. Тепловые трубы припаивались к плитам, на ко-
торых крепился выпрямитель. В итоге достигалась эко-
номия 15% массы оборудования и практическая изотер-
мичность поверхности плит. Был обеспечен отвод требу-
емых 77 Вт.
Киркпетрик и Маркес приводят некоторые очень ин-
тересные цифры относительно отводимой энергии в ис-
пользуемых в настоящее время и в предполагаемых
системах. Например, типичная для кораблей серии «Апол-
лон» плотность энергии составляла 1,2 Вт на погонный
сантиметр. Для современной электроники, предназначе-
ной для американских космических станций и челночных
кораблей, характерны 12 Вт на погонный сантиметр т. е.
на порядок большие значения. Обычно охлаждаемая
жидкостью холодная плата должна обеспечивать отвод
энергии при плотностях, отвечающих условиям кораблей
«Аполлон». Но чтобы удовлетворить требованиям зав-
трашнего дня, в более поздних проектах для обеспече-
ния отвода энергии большей плотности весьма обстоя-
тельно рассматривалась возможность применения тепло-
вых труб, причем наличие тепловых труб интенсифици-
рует работу холодной платы, которая в состоянии обес-
печить отвод до 24 Вт с погонного сантиметра. Предпо-
лагается использовать тепловые трубы на челночных
кораблях с целью облегчения отвода теплоты от сма-
зочной жидкости, используемой во вспомогательных
энергетических агрегатах.
Тернер [7-11], обсуждая возможности применения
тепловых труб переменной проводимости, подчеркивает
важность следующего обстоятельства: тепловые трубы
переменной проводимости (а также другие тепловые
трубы) делают возможным непосредственное соединение
в тепловом отношении внутренних элементов космическо-
го корабля с радиаторами. Совместно с RCA им разра-
ботана тепловая труба переменной проводимости, рабо-
тающая при изменении подводимой мощности от 1 до
65 Вт. На вышеупомянутую техническую возможность,
которую можно реализовать с помощью тепловых труб,
указывали также Эделстейн и Хембеч [7-12]. Многие
современные интегральные электронные модули охлаж-
даются только путем теплового излучения в космичес-
кое пространство через промежуточный излучающий
корпус, который не должен иметь элементов, охлаждае-
мых контактным способом. Из-за этого предопределен-
222
ного характера теплового взаимодействия изменение в
широких пределах тепловыделения оборудования и вне-
шней тепловой нагрузки приведут к значительным изме-
нениям температуры. Тернер предложил использовать
тепловую трубу переменной проводимости для прямого
соединения в тепловом отношении источников теплоты
с пластиной радиатора, которая к тому же окажется
работающей в изотермических условиях.
Сколлон [7-13] в GEC создал полномасштабную теп-
ловую модель космического корабля и применил тепло-
вые трубы для решения многих тепловых задач. Он так-
же выбрал модуль слежения земли спутника связи и на-
вигационного спутника в качестве возможного объекта
приложения тепловых труб. Высокая интенсивность из-
лучения, падающего на восточные и западные панели
спутника, приводят к необходимости использовать супер-
изоляцию для поддержания температуры этих поверхнос-
тей ниж(е заданного предельного уровня. Северная и юж-
ная плоскости выполняли в основном функции стока
теплоты. С помощью системы внутренних и периферичес-
ких тепловых труб было обеспечено регулирование тем-
пературы в заданных пределах, при этом отводилось до
380 Вт от внутренних источников и до 170 Вт поглощен-
ной солнечной энергии.
7-4-3. Другие случаи применения. Хотя Коттер, по-видимому,
был первым исследователем, обратившим внимание иа выделение
в тепловой трубе неконденсирующегося газа, Уайэтт [7-14] более
быстро оценил возможность применения газосодержащих тепловых
труб в космических ядерных энергетических установках. Термен и
Мей [7-6] детально разработали эти системы прежде всего примени-
тельно к случаю использования тепловой трубы в термоионном ге-
нераторе^ Тепловые трубы применялись:
1) в системе охлаждения замедлителя;
2) для отвода теплоты от реактора при температуре эмиттера,
при этом каждый топливный элемент содержал тепловую трубу,
окруженную снаружи топливом;
3) для устранения нежелательных температурных градиентов
вдоль эмиттера и коллектора.
Термен и Мей спроектировали также систему, уменьшающую
количество выкипающей жидкости при хранении жидких криогенных
веществ с относительно высокой температурой кипения (например,
жидкого кислорода). Выполненная в виде замкнутого контура теп-
ловая труба использовалась для поглощения и отвода избыточного
притока теплоты через бак с криогенной жидкостью в процессе ее
длительного хранения в космосе. Разработанная система давала су-
щественную экономию массы.
Предложения Рукиса с соавторами [7-10] по охлаждению кос-
мического челночного корабля после его возвращения на землю,
хотя и не Предназначены для непосредственного использования
223
в космических условиях, тем не менее представляются весьма су-
щественными и проливают свет на общие для многих сфер пробле-
мы поглощения теплоты. Авторы предложили облегчить с помощью
тепловых труб быстрое остывание корпуса челночного корабля как
до, так и после его приземления для ускорения его оборачивае-
мости.
Полезно иметь возможность испытывать в полете тепловые тру-
бы, разработанные для спутников, с тем чтобы доказать, что эти
устройства могут успешно выдержать условия запуска и отвечают
заданным характеристикам в условиях невесомости. Большая часть
осуществленных в последнее врсм'я экспериментов была проведена
с тепловыми трубами, изготовленными в IKE в Штутгарте. В соот-
ветствии с так называемым «международным экспериментом по теп-
ловым трубам» указанное устройство было запущено в конце 1974 г.
Рис. 7-10. Расположение тепловых труб на космическом корабле
ОАО-С (1973 г.).
а — план размещения оборудования на панели, вид сверху; 1 — подкладки
(седла), 8 шт.; 2 — зазор, 3 — тепловые трубы, 4 — несущая труба диаметром
1,22 м; б — сечение х—х: 1 — испытываемая в полете тепловая труба, 2 — за-
зор, 3 — панель для оборудования; в — увеличенное изображение седла: 1 —
75% RTV-40+25% А1, 2 — прокладка с серебряным наполнителем толщиной
0,25 мм, 3 — алюминий, 4 — три крепежных болта на опору, 5 — тепловая
труба наружным диаметром 12,7 мм.
на американской ракете и работало некоторое время в условия»
невесомости с последующим возвращением ракеты на землю. Опыт
оказался успешным. Это была первая изготовленная в Европе теп-
ловая труба, запущенная в космос.
Более обширная программа была осуществлена в 1972—1973 гг.
NASA совместно с GAC [7-15]. Она включала в себя получение
данных по поведению в полетных условиях трех тепловых труб
диаметром 12 мм, выполненных в виде обруча диаметром 1,22 м
и установленных на спутнике, запущенном в августе 1972 г. на
орбиту астрономической обсерватории (ОАО-С). Тепловые трубы
были призваны обеспечить изотермичность конструкции, на которой
были установлены системы слежения за звездами (последние чрез-
вычайно чувствительны к любым температурным изменениям в кон-
струкции) .
Анализ показал, что разности температур по периметру кон-
струкции обычно снижаются более чем на 75%—примерно до 4°С.
Созданные тепловые трубы имели алюминиевый корпус и
использовали в качестве рабочей жидкости аммиак. Применялись
три различных типа фитиля. Одна труба имела в стенке простые
продольные канавки, другая — продольную артерию [7-16], третья—
спиральную артерию [7-17]. Полное описание этих устройств дано
2?А
в цитированной литературе. Рабочие температуры изменялись от
—20 до +10°С. Максимальная передаваемая мощность доходила до
90 Вт. Расположение тепловых труб показано на рис. 7-10.
Эксперимент длился 9 мес, прежде чем были опубликованы
первые результаты. Они показали, что полученные в полете данные
отлично согласуются с результатами наземных испытаний. Было
также установлено, что тепловые трубы справились с задачей по
обеспечению изотермичности конструкции. Никакого ухудшения их
характеристик за указанный период не было отмечено.
Другие примеры применения тепловых труб в космической тех-
нике приводятся в библиографии (см. приложение 5).
7-5. РЕГЕНЕРАЦИЯ ТЕПЛОТЫ И ОБОГРЕВ ПОМЕЩЕНИЙ
В связи с ростом стоимости энергии в настоящее вре-
мя 'проводятся экономические опенки регенерации отра-
ботанной теплоты в промышленных установках, торго-
вых и домашних помещениях. Этот анализ осуществля-
ется в тех случаях, когда стоимость топлива для выра-
ботки теплоты становится недопустимой или если отра-
ботанная теплота, сбрасывается в настоящее время в ат-
мосферу, реки и т. д., может быть полезно использована.
Имеется несколько способов утилизации отработан-
ной теплоты с целью обогрева помещений, его повторно-
го использования в циклах тепловых машин и т. п.
Они включают применение тепловых насосов и
регенераторов. Тем не менее, тепловые трубы также при-
влекли внимание в качестве средства решения указан-
ной проблемы. По крайней мере, две фирмы-изготови-
теля в США поставляют установки для регенерации теп-
лоты, в которых используются тепловые трубы [7-18].
Кроме того, разработаны аппараты для подогрева воды
и воздуха для бытовых целей, заменяющие обычные сис-
темы с бойлерами [7-19]. <
Первый аппарат с тепловыми трубами, разработан-
ный для данных целей, был изготовлен Q=Dot Corpo-
ration в США. В настоящее время еще одна или две фир-
мы производят аналогичные системы. Изображенный на
рис. 7-11 аппарат для регенерации теплоты имеет пучок
оребренных тепловых труб, испарители которых разме-
щены в канале, от которого должна отводиться тепло-
та, а конденсаторы — в соседнем канале, который мо-
мет служить в целях предварительного подогрева воз-
духа. Указывается, что к. п. д. подобной системы дости-
гает 70% и что она в результате экономии энергии оку-
пает себя в течение двух лет, т. е. в весьма сжатые сро-
ки,
15—129 225
Тепловые трубы могут быть использованы в системах
кондиционирования для предварительного охлаждения
поступающего воздуха путем отвода от него теплоты в
канал с холодным сбросным воздухом. Размер сечения
одного канала в характерных аппаратах этого типа мо-
жет достигнуть 4X2 м, при этом в канале будет нахо-
диться до нескольких сотен тепловых труб.
Рис. 7-11. Регенератор воздух-воз-
дух с тепловыми трубами, ис-
пользуемый для предварительного
подогрева воздуха.
/ вход холодного воздуха; 2 — сброс
воздуха; 3 — аппарат для регенерации
теплоты; 4 — теплый сбросной воздух;
5 — выход предварительно подогретого
воздуха.
Выбор рабочей жидкости определяется характерными
эксплуатационными температурами, однако в большин-
стве аппаратов температура пара достаточно низка, что
делает возможным применение фреона. В тех случаях,
когда температура воздуха может оказаться намного ни-
же точки замерзания воды целесообразно использовать
хладоагенты. Трубы и ребра обычно выполняются из
алюминия или меди.
Поскольку тепловые трубы в этих системах могут
быть очень длинными, а применение сложных капилляр-'
ных систем в данном случае экономически неоправдано,
эти тепловые трубы должны работать в горизонтальном
положении или с небольшим наклоном в 2 — 4° (с кон-
денсатором расположенным выше испарителя). Тепло-
вые трубы очень чувствительны к ориентации в прост-
ранстве, однако в этом отрицательном свойстве скрыто
известное преимущество: характеристика устройства мо-
жет' регулироваться путем очень незначительного изме-
нения угла наклона аппарата.
Для иллюстрации эффективности применения этих ап-
паратов приведем следующий пример, заимствованный
из выпущенной фирмой Isothermics брошюры (приложе-
ние 4).
Пример: 64 м3/мин воздуха покидают мазутную
сушильную печь при температуре 200°С. Количество под-
226
водимой теплоты 500 кВт. Требуется подогреть забира-
емый воздух до 20°С зимой и охладить рабочую среду
до 95°С летом. Печь работает 21 ч в день. Допустимое
падение давления составляет 2,2 мм рт. ст. (293,3 Па).
Конструкция системы. Теплообменник с теп-
ловыми трубами имеет сечение 1,0X1,3 м, трубы распо-
ложены в четыре ряда. Наружный диаметр труб 19 мм,
высота ребер 9,5 м. Трубы выполнены из меди с нике-
левым защитным покрытием. Рабочие жидкости — мети-
ловый спирт и вода. Масса аппарата 300 кг; полная це-
на с учетом монтажа 10 000 долл.
Рис. 7-12. Теплообменник с тепловыми трубами, обеспечивающий
бытовые потребности в горячей воде и теплом воздухе.
/ — теплообменник горячего воздуха; 2 — принудительная подача горячего
воздуха; 3 — топочные газы; 4 — зона поглощения теплоты тепловыми труба-
ми; 5 — зона теплообмена; 6 — теплообменник горячей воды; 7 — выход го-
рячей воды; 8 — смесительный клапан; 9 —подвод холодной воды; 10 — пода-
ча топлива; 11 — регулятор горения и аквастат; 12— горелка; 13 — вторичный
воздух для горения; 14 — первичный теплообменник; 15 — вентилятор; 16 —
запал примерно 115 В.
Результаты: Эффективная регенерация теплоты
56%; годовая экономия топлива — 8000 долл.
Применение тепловых труб не ограничивается реге-
нерацией теплоты. Изучается вопрос об их использова-
нии в целях прямого нагрева среды, как, например, в ус-
тройствах с газовыми горелками. На рис. 7-12 приведе-
на систему, которая может обеспечить прямую подачу
теплого воздуха для обогрева помещений и горячую во-
ду для других бытовых нужд. В используемых в этих
15* 227
системах тепловых трубах испаритель расположен в цен-
тре, а конденсаторы — по обоим концам. Источником
теплоты служит газовая горелка, ее производительность
регулируется по температуре горячей воды, которая под-
держивается на уровне 55 — 80°С. Под другой секцией
конденсатора расположен воздушный вентилятор. Его
назначение—подача теплого воздуха для обогрева по-
мещений.
Указывается, что данный агрегат может подогреть
70 — 90 л/ч воды. Зимой горячая вода может выполнять
роль аккумулирующей теплоту среды на 'периоды, от-
ключения газовой горелки. В этой ситуации расположен-
ная в теплообменнике горячей воды секция тепловой тру-
бы начинает работать как испаритель, при этом тепло-
та переносится к другому концу трубы — в воздушный
канал. Летом к данному агрегату может быть добав-
лен воздушный кондиционер адсорбционного типа, кото-
рый будет использовать холодную воду в качестве сто-
ка теплоты.
По оценкам фирм-изготовителей стоимость основного
агрегата будет меньше 1000 долл.
Имеется также подогреватель, который может быть
использован в качестве приставки к любому домашне-
му газовому бойлеру. Этот подогреватель использует теп-
лоту топочных газов для подогрева воздуха, который
затем распределяется по помещению под напором встро-
енного вентилятора. Указывается, что этот агрегат
позволяет утилизировать свыше 4 кВт тепловой мощнос-
ти в зависимости от температуры уходящих топочных
газов.
Для того чтобы конкурировать с обычными система-
ми, системы регенерации теплоты и подогреватели по-
мещений, использующие тепловые трубы, должны быть
дешевыми и надежными. Практика фирм-изготовителей
США, по-видимому, указывает на реальность этой зада-
чи.
7-6. ГЕРМОИОННЫЙ ИСТОЧНИК ЭНЕРГИИ
Метод термоионного генерирования энергии привлек
пристальное внимание в качестве возможного пути пря-
мого преобразования теплоты, выделяющейся в резуль-
тате ядерного деления, в электричество. Он особо выго-
ден для космических приложений при высоких уровнях
мощности в несколько мегаватт и более. Термоионный
228
генератор может быть расположен как внутри, так и сна-
ружи активной зоны реактора. Последний вариант име-
ет определенные преимущества с ядерно-физической точ-
ки зрения и в плане решения ряда других задач. Одна-
ко отвод теплоты, выделившейся в результате деления
ядер,- при температурах порядка 1600°С представляет
серьезную проблему, которая, как полагают, может быть
решена с помощью тепловых труб. Схема собственно ге-
нератора показана на рис. 7-13. Электроны испускаются
эмиттером, пересекают межэлектродное пространство
собираясь на коллекторе, температура которого ниже
температуры эмиттера. Возврат электронов к эмиттеру
Рис. 7-13. Термоионный гене-
ратор.
1 — электрически изолированная ва-
куумная камера; 2 — поток элек-
тронов; 3 — отвод теплоты; 4 —
коллектор; <5 — съем электроэнер-
гии; 6 — эмиттер; 7 — подвод теп-
лоты.
происходит по внешней цепи, в которой находится элек-
трическая нагрузка. Устройство представляет собой теп-
ловую машину, которая преобразует часть подведенной
к эмиттеру тепловой энергии в электрическую, оставша-
яся энергия отводится от коллектора при более низкой
температуре. В представленном на рисунке простом ге-
нераторе электроды должны быть расположены очень
близко друг к другу. Характерное расстояние составляет
примерно 0,005 мй. Это делается с целью уменьшения
пространственного заряда свободных электронов, кото-
рый ведет к ограничению снижаемого с генератора то-
ка. Обычно межэлектродное пространство заполняют
парами цезия при низком давлении. Цезий легко обра-
зует положительные ионы, которые нейтрализуют прост-
ранственный заряд. Эта мера позволяет использовать
межэлектродные промежутки, равные примерно 0,5 мм.
Термоионные генераторы выполняются либо с цилиндри-
ческими коаксиальными, либо с плоскими параллельны-
ми электродами.
229
Ниже приводятся типичные характеристики термои-
онного генератора:
Температура эмиттера, °C ............................. 1600
Температура коллектора, °C ........................... 600
Выходное напряжение, В................................0,3—0,8
Плотность тока на выходе, А/см2....................... 3—20
Плотность энергии на выходе, Вт/см2................... 3—15
Коэффициент полезного действия, %..................... Ю—20
Плотность теплового потока’ на электродах высока,
она лежит в пределах от 30 до 150 Вт/см2. Генераторы
этого типа не имеют движущихся частей и работают
надежно в течение длительных периодов времени. Вы-
сокая температура отвода теплоты особенно подходит
для применения радиационного охлаждения.
Тепловые трубы могут быть использованы как для
теплового соединения термоионного генератора с источ-
ником теплоты, так и для соединения генератора с от-
водящим теплоту радиатором. Ввиду большой значимос-
ти проблем надежности и срока службы устройства в кос-
мических приложениях как в США, так и в Европе бы-
ла проделана большая работа по технологии изготовле-
ния, совместимости материалов и ресурсным испытаниям
соответствующих высокотемпературных тепловых труб.
Для подвода теплоты к эмиттеру в качестве рабочих жид-
костей рассматривались литий и серебро, а для охлаж-
дения коллектора — натрий и калий (данные по совмес-
тимости приведены в гл. 3).
7-7. СОХРАНЕНИЕ ВЕЧНОЙ МЕРЗЛОТЫ
В настоящее время, по-видимому самый крупный конт-
ракт на тепловые трубы заключен компанией Alyeska
Pipeline Service (APS) c Me Donnel Douglas Corporation
(MDDC), которая должна поставить около 100 000 теп-
ловых труб для Трансаляскинского нефтепровода. Приб-
лизительная стоимость контракта 13 млн. долл.
Назначение этих тепловых труб — предотвратить от-
таивание вечной мерзлоты вокруг опор поднятых над
уровнем земли участков трубопровода. Диаметр исполь-
зованных тепловых труб 5 и 7,5 см, а длина варьируется
от 9 до 18 м.
При закладе фундаментов в районах вечной мерзло-
ты возникает ряд инженерных проблем. Подъем замерз-
ших участков земли может вызвать относительное пе-
ремещение по вертикали свай, что приведет к серьезным
разрушениям конструкций. С другой стороны, если фун-
230
дамент находится в мягком грунте, лежащем поверх
слоя вечной мерзлоты, конструкция может опуститься
вниз.
Если при работе трубопровода тепловое равновесие
нарушится, то может произойти оттаивание вечной мерз-
лоты, при этом активный слой (глубина ежегодного от-
таивания) с каждым летом будет увеличиваться, пока не
будет достигнуто новое тепловое равновесие. Этот про-
цесс, безусловно, скажется на прочностных свойствах
грунта и целостности любого основания. Для сохране-
Рис. 7-14. Типы «крио-анкеров» для сохранения вечной мерзлоты.
I — незамерзший слой; 2 — спиральный крио-аикериый стабилизатор; 3 — об-
щая свая; 4 — крио-аикериый стабилизатор; 5 — поверхность грунта; 6 — ие-
промерзший слой при неглубокой вечной мерзлоте; 7 — иепромерзший слой
при глубокой вечной мерзлоте; 8 — мерзлота.
ния состояния вечной мерзлоты вокруг фундаментов уже
использовались такие способы, как изоляция и вентиля-
ция конструкций, замораживание. Также исследовалась
различными лабораториями [7-20, 7-21] возможность ис-
пользования тепловых труб и термосифонов.
В разработанной корпорацией MDDC системе [7-20]
в качестве рабочей жидкости используется аммиак. Теп-
лота из грунта передается наверх к радиатору, разме-
щенному над уровнем земли. Были испытаны различные
типы «криоанкеров», два из них показаны на рис. 7-14.
Поскольку тепловая труба очень длинная и работает в
вертикальном положении, единственным путем передачи
теплоты из атмосферы в почву будет теплопроводность
по твердой стенке.
Результаты показали, что после установки криоан-
керов осенью происходит быстрое охлаждение мягкого
грунта, а весной в связи с повышением температуры воз-
духа охлаждение грунта криоанкерами прекращается.
Температура грунта очень быстро нарастала, так как от
231
соседних менее холодных участков вечной мерзлоты при-
текала теплота, при этом устанавливались большие ра-
диальные градиенты температуры. В летние месяцы по
мере того, как эти градиенты снижались, рост темпера-
туры замедлялся.
В конце сезона оттаивания грунта температура вечной
мерзлоты оставалась почти на 0,5°С ниже обычных зна-
чений. Этот способ охлаждения грунта позволяет на
10— 12 м уменьшить длину свай, необходимых для под-
держки конструкций трубопровода.
7-8. ДВИГАТЕЛИ СТИРЛИНГА
Двигатель Стирлинга представляет собой поршневой
двигатель внешнего сгорания, использующий газ в ка-
честве рабочего тела. Подобно всем тепловым машинам
он имеет высокотемпературный и низкотемпературный
теплообменники. Тепловая труба может быть использо-
вана для передачи теплоты от единого источника к от-
дельным цилиндрам многоцилиндрового двигателя. Теп-
ловые трубы могут быть также использованы для пере-
дачи отводимой теплоты радиатору. Идеальный цикл
Стирлинга изображен на рис. 7-15.
Рис. 7-15. Идеальный цикл Стир-
линга.
/ — идеальный при неравномерном
перемещении поршня; II — идеальный
при равномерном перемещении
поршня.
Из приведенной Р, V-диаграммы цикла следует, что
при переходе из состояния 1 в состояние 2 газ сжимает-
ся при постоянной температуре. Во время этого процес-
са теплота отводится. Затем газ нагревается от состоя-
ния 2 до состояния 3, характеризуемого более высокой
температурой. После этого газ может расшириться при
постоянной температуре, переходя в состояние 4. Во вре-
мя этого процесса происходит поглощение теплоты и про-
изводится полезная работа. Далее газ охлаждается при
постоянном объеме, переходя из состояния 4 в состояние
1, и цикл замыкается.
232
Для идеального двигателя результирующая полезная:
работа будет представлена разностью между работой
расширения и работой сжатия. Теплота, отведенная во*
время изохорического (V—const) охлаждения, аккуму-
лируется в регенераторе и используется для подогрева
газа во время осуществления второго изохорического'
процесса. Поскольку теплота поступает только от высо-
котемпературного источника и отдается только низкотем-
пературному стоку во время двух изотермических про-
цессов, то к. п. д. цикла равен максимальному теорети-
ческому тепловой машины.
Масса, габариты и к. п. д. двигателя Стирлинга ана-
логичны соответствующим параметрам дизельного дви-
Рис. 7-16. Двигатель Стирлинга, соединенный тепловой трубой с ис-
точником теплоты — ванной с кипящим слоем.
гателя такой же мощности и скорости. Однако двига-
тель Стирлинга облагает определенными преимущест-
вами по отношению к дизелю.' В их числе большая про-
должительность работы между профилактическими ме-
роприятиями, меньшие вредные выбросы, пониженный
шум и вибрация.
Чтобы получить от данной машины максимальную
мощность, необходимо использовать рабочее тело с мак-
симальной теплопередающей способностью (обычно в.
этих целях используют водород или гелий) и работать
при высоких температурах и давлениях (характерные
233.
значения составляют 700 — 750°С и 10 МПа). Для высо-
котемпературной части двигателя Стирлинга наиболее
подходит тепловая труба натрий-нержавеющая сталь.
Подобного рода системы были разработаны фирмой
Philips и в университете «Ридинг». Корпус из нержаве-
ющей стали подходит для условий огневого обогрева. На
рис. 7-16 представлена типичная компоновка двигателя.
В данном случае в роли источника теплоты используется
ванна с кипящим слоем.
7-9. «ВАПАЙП» (ИСПАРИТЕЛЬ ТОПЛИВА НА ОСНОВЕ
ТЕПЛОВОЙ ТРУБЫ]
Национальная техническая лаборатория (NEL) и ис-
следовательская лаборатория компании Shell объедини-
ли свои усилия по применению тепловых труб к реше-
нию проблемы борьбы с выбросами вредных веществ
«с выхлопными газами бензиновых двигателей. На рис 7-
17 показано изменение концентрации в выхлопных га-
зах обычного автомобильного двигателя окиси углерода
Рнс. 7-17. Характерная
зависимость концентра-
ции вредных выбросов
от соотношения воз-
дух — топливо.
А — значение отношения
воздух — топливо для обыч-
ного карбюратора; Б — зна-
чение отношения воздух —
топливо при испаренном
топливе; С — предельное
значение концентрации сме-
си для обычного карбюра-
тора.
СО, несгоревших углеводородов НЖСУ и окислов азота
ЫОЖ в зависимости от отношения воздух — топливо. Мак-
симальный к. п. д. достигается приблизительно при отно-
шении 15:1, а максимальная мощность — при отношении
12:1. Из рис. 7-17 видно, что по мере увеличения отноше-
ния воздух-топливо содержание СО уменьшается, а кон-
234
центрации НЖСУ и NO^ проходят через минимум и макси-
мум соответственно. Значительное снижение концентра-
ции как СО, так и NO.T может быть достигнуто выбором
очень бедной смеси, однако в стандартных карбюратор-
ных двигателях это невозможно из-за сложности воспла-
менения такой смеси. Сложности с воспламенением воз-
никают из-за того, что не все топливо находится в испа-
ренном виде. Это приводит к двум эффектам: во-первых,
топливо распределяется неравномерно между пилин-
Рис. 7-18. Установка «Вапайп»
(испаритель топлива на основе
тепловой трубы).
1 — конденсирующаяся рабочая
жидкость высвобождает скрытую
теплоту*, 2 — рабочая жидкость
тепловой трубы испаряется вы-
хлопными газами.
драми и, во-вторых концентрация паров из-за наличия
жидкого топлива оказывается недостаточно высокой.
В случае применения устройства, называемого «Вапайп»1,
или иными словами испарителя топлива на основе теп-
ловой трубы, последняя используется для соединения
в тепловом отношении выхлопного и впускного ( на вы-
ходе из карбюратора) патрубков двигателя. В результа-
те теплота передается от выхлопных газов топливно-
воздушной смеси, обеспечивая полное испарение топлива
(рис. 7-18). Было установлено, что в этих условиях
даже столь бедная смесь как 22:1 будет воспламеняться
без затруднений. Результирую'щее снижение содержания
NOX и СО показано на рис. 7-17.
В отчете NEL — Shell описываются опыты, проведен-
ные с двигателем 1-81. В этих опытах при полностью
открытой дроссельной заслонке для испарения топлива
1 Термин образован из двух начальных букв английского слова
Vaporizer — испаритель и слова pipe — труба.
235
потребовалось 2,5 кВт теплоты. В первой конструкции
через испарительное устройство проходил весь воздух,
в последующей 20% воздуха шло вместе с топливом
через испаритель, а оставшиеся 80% воздуха направля-
лись в обход его.
7-10. БИОЛОГИЧЕСКАЯ ТЕПЛОВАЯ ТРУБА
Хотя рассматриваемые ниже вопросы в настоящее время состав-
ляют всего лишь основу рабочих гипотез и дальнейшие исследова-
ния продолжаются, эти гипотезы достаточно интересны, чтобы быть
включенными в настоящую главу. Выдвинута гипотеза [7-22, 7-23]
с существовании аналогии между действием потовых желез и рабо-
той тепловой трубы. Был сделан ряд допущений относительно пото-
вой железы, находящейся в покое, которые опираются на наблюде-
ния за работой желез. Наиболее существенным является допущение
Рис. 7-19. Схематические изо-
бражения тепловой трубы (а)
и потовой железы (б).
/ — подвод теплоты; 2 — фитиль;
3— отвод теплоты: 4—пар; 5 —
конденсатор; 6 — жидкость; 7 — ис-
паритель.
о том, что функция экринной потовой железы, находящейся в покое,
состоит в терморегулировании и, следовательно, вода постоянно выг
деляется клубочками. Для обеспечения эффективного охлаждения
тела эта вода должна испаряться в основании протоки. Другие на-
блюдения, детально описанные в [7-22], привели к заключению
о существовании возвратного течения воды по потовым протокам
благодаря капиллярному подсосу по слизистой оболочке и под
действием осмоса. (Под покоящимся состоянием потовой железы
понимается такое состояние, прн котором не происходит выделения
влаги па поверхности кожи, т. е. не происходит активного потовы-
деления.}
Представленная модель, а именно испарение воды, ее конденса-
ция н возврат конденсата под действием (частично) капиллярных
енл в «испаритель» имеет аналог в технической теплотехнике,
а именно в тепловой трубе. Эта аналогия иллюстрируется рис. 7-19.
Теория тепловой трубы была использована для расчета характе-
ристик потовых желез. Полученные результаты сравнивались с изме-
рениями потерь теплоты человеческим телом. Характеристики экви-
валентной тепловой трубы были следующими:
Длина тепловой трубы, мм........................... 5
Диаметр тепловой трубы, мм.......................... 0,018
Толщина фитиля, мм.................................. 0,001
236
Размер пор фитиля, мм............................... 0,00006
Теплопроводность фитиля, Вт/(м-К) ................. 0,6
Пористость фитиля, %................................ 69
Характер передачи теплоты к тепловой трубе ......... Теплопро-
водность
Длина испарителя, мм..................................... 2,5
Температура вокруг испарителя, °C....................... 40
Температура пара с 5 °-ным интервалом, °C........... 25—40
Наружная температура, °C................................. 20
Рабочая жидкость........................................ Вода
Угол наклона тепловой трубы к горизонту.......... . Различный
При приложении этой модели к потовой железе было сделано
допущение, что давление генерируемых в протоке водяных паров
достаточно для удаления из нее воздуха. Если исходить из данных
наблюдений за работой потовых проток !7-22, 7-23], то это допу-
щение представляется обоснованным. (В некоторых случаях, напри-
мер при пересадке кожи, потовые протоки были полностью закупо-
рены и все же передавали значительное количество теплоты.)
Математическая модель является упрощенной в том отношении,
что в ней принято допущение о переносе жидкости к испарителю
исключительно по фитилю. Подтекание жидкости к основанию по-
товой протоки из других окружающих ее областей может сказаться
на ограничении мощности тепловой трубы по передающей способно-
сти фитиля в сторону ее увеличения. Однако, если это подтекание
также связано с капиллярным подсосом через поры, размер которых
одного порядка с порами слизистой оболочки, то результаты расче-
тов по программе должны быть характерными в качестве первого
приближения.
Результаты расчетов показали, что перекачивающая способность
капиллярного фитиля ограничивала осевую теплопередающую спо-
собность эквивалентной тепловой трубы величиной в 10~5 Вт.
Плотность потовых желез в коже человека составляет примерно
200 1 /см2, а поверхность человеческого тела составляет приблизи-
тельно 2 м2.
Если принять, что все потовые железы одного размера и имеют
одну н ту же характеристику, а потому обладают одинаковыми ха-
рактеристиками, и проинтегрировать их производительность по всей
поверхности тела, то можно получить суммарное значение диссипа-
ции теплоты тела покоящимися потовыми железами. Если взять
приведенные выше значения плотности потовых желез и поверхно-
сти тела, то суммарная диссипация составит 34 Вт. Полные потери
теплоты телом в сидячем положении были измерены независимо, они
составили приблизительно 100 Вт.
Несомненно, эта первая модель нуждается в существенной мо-
дификации, и такие факторы, как осмос и распределение радиаль-
ных потоков теплоты вдоль потовой протоки, должны быть проана-
лизированы. Однако интересно отметить, что первые расчеты дали
результаты, правильные по порядку величины.
7-11. ДРУГИЕ ПРАКТИЧЕСКИЕ ПРИЛОЖЕНИЯ
ТЕПЛОВЫХ ТРУБ
Невозможно описать все практические приложения
тепловых труб. Целью настоящей главы являлась ил-
237
люстрация
с помощью наиболее общих или
интересных

практических приложений различных возможностей теп
ловых труб. Тем
не менее, приведенный
ниже
может стимулировать читателя
к тому,
чтобы
перечень
увидеть
в рамках его собственной сферы деятельности возмож-
ности для применения тепловых труб.
Тепловые трубы используются: для охлаждения тор
мозов самолетов; в регенераторах газовых
трубчатых муфельных печах; для охлаждения
турбин;
в
гелиевых
мишеней; в хирургическом криоинструменте; в солнеч-
ных коллекторах; в калориметрах; в кухонных сково-
родах и шампурах; в системах охлаждения масла двига-
телей; для охлаждения трансформаторов; для демон-
страционных целей при обучении.
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ Е
Свойства рабочих жидкостей
Азот............... П-1-2
Аммиак............. П-1-3
Ацетон . .......... П-1-7
Вода............... П-1-12
Гелий.............. П-1-1
Гептан,............ П-1-11
Калий.............. П-1-17
Литий.............. П-1-19
Метиловый спирт . . П-1-8
Натрий............. П-1-18
Пе.нтан....... П-1-5
Ртуть .............. П-1-15>
Термекс..... П-1-14’
Флутек РР-2 .... П-1-9
Флутек РР-9 .... П-1-13
Фреон-11...... П-1-4
Фреон-113............ П-1-6
Цезий....... П-1-16-
Этиловый спирт. . . П-1-10’
ПРИЛОЖЕНИЕ 1-Е
Гелий
1 Температура, °C Скрытая теп- лота парооб- разования, кДж/кг Плотность жидкости, кг/м8 Плотность пара, кг/м3 Теплопровод- ность жид- кости, ВтДм* К) Вязкость ЖИД- КОСТИ, Па-с-106 Вязкость пара, Па-сЛО* Давление пара, кПа У дельная теплоемкость, кДжДкг-К) Поверхностное натяжение, (Н/м)-Юа
—271 22,8 148,3 26,0 1,81 3,90 0,20 6 2,045 0,26-
—270 23,6 140,7 17,0 2,24 3,70 0,30 32 2,699 0,19
—269 20,9 128,0 10,0 2,77 2,90 0,60 100 4,619 0,09
—268 4,0 113,8 8,5 3,50 1,34 0,90 229 6,642 0,01
ПРИЛОЖЕНИЕ 1-2'
Азот
Температура, °C §‘8 - Н О К S Л Ж U Е с я ж с аз 2 я о ¥ g’Ssl О к а. х Плотность жидкости, кг/м3 Плотность пара, кг/м3 1 Теплопровод- ность жид- । кости, ВтДМ’К) Вязкость жид- кости, Па-с-10* 1 , Вязкость пара, । Па-с-105 Давление пара, кПа 1 Удельная i теплоемкость, кДж/(кг-К) Поверхностное натяжение, (Н/м)*10а
—203 210,0 830,0 1,84 0,150 2,48 0,48 48 1,083 1,054
—200 205,5 818,0 3,81 0,146 1,94 0,51 74 1,082 0,985
—195 198,0 798,0 7,10 0,139 1,51 0,56 162 1,079 0,870
—190 190,5 778,0 10,39 0,132 1,26 0,60 331 1,077 0,766-
— 185 183,0 758,0 13,68 0,125 1,08 0,65 499 1,074 0,662
— 180 173,7 732,0 22,05 0,117 0,95 0,71 669 1,072 0,561
— 175 163,2 702,0 33,80 0,110 0,86 0,77 837 1,070 0,464
—170 152,7 672,0 45,55 0,103 0,80 0,83 1007 1,068 0,367
— 160 124,2 603,0 80,90 0,089 0,72 1,00 1937 1,063 0,185
— 150 66,8 474,0 19/,00 0,075 0,65 1,50 2880 1,059 0,110
239»
6S|-9t| OK.
~ о I i i 4s. tO О 00 Ch А Ю ЬО X О ©©©©©©© ©ОФ Температура, °C ПРИЛОЖЕНИЕ 1-ч Фреон-11
— -— И- н-к.— — t<)ts3 — 05 4^СЛС5->100©©© — -ЧАС5©“-^СЛСО©©А —» О^ООСЛОЛОООО© Скрытая теп- лота парооб- разования, кДж/кг
•—‘ •—1 ю со со а а сл сл о о 0<£>00500COQOCO-qiO-4 СЛФ»СЛФ»©©--4СОООЬОЮ Плотность жидкости, кг 'м3
О Ф*. СО н— )— 0-q©000cnt0>—00 ОСЛОСЛОООСОСЛООО ФО5АС5СД-<1О0©ААА Плотность пара, кг/м3
0,121 0,115 0,111 0,108 0,100 0,097 0,094 0,089 0,076 0,064 0,055 Теплопровод- ность жид- кости, Вт/(м-К)
1,19 0,98 0,70 0,55 0,44 0,37 0,32 0,28 0,25 0,23 0,22 Вязкость жидкости, Па-с-Ю3
— — __ООО ф W W tO Ю - Q О O GO СО Ф Ч — Ц1 О Ф » — 04 СО Q Вязкость пара, Па - с-105
00 СО © СП СО t—* © ЬЭ СП 00 —• 00 © А —1 1С-СССЛФЬЗУГОа>С111О Давление пара, кПа
0,476 0,497 0,516 0,532 0,546 0,561 0,576 0,590 0,607 0,623 0,646 Удельная теплоемкость, кДж/(кг-К)
ООО—‘ ‘ —8 — ЬОЬОЬО’ЬО СО О © ►— ф О © — А ->1 © ' 08 3 <$ Сп Поверхностное натяжение, (Н/м )-102
-J СП 4s. 05ЧЬ 1 Г i 1 Soo©ooo5ggg Температура, Фреон-113
С0ААСЛСЛСЛ©ОФО>1 ©СЛ©ЬЭСЛ00©О5СЛ*^С»Э ACDtOCOtOOObOAQO© Скрытая теп- лота парооб- разования, кДж/кг
АСЛСЛСЛСЛСЛФОФО*^ CnONOCn-4©tOAC7>OObO tsO СО © СО О © >—8 СО А СО О Плотность жидкости, кг/м3
АОО<Ф4^СОи-к^-фф^фФ СО о 05 © © ьо -ч £ 95 а,©ьоафслф*4фьэсл Плотность пара, кг/м3
ООООООООООО о о о О О —1 —>— • © © © Ф © Ф 8 >—А ф^ 'СЛ •‘-J 00 00 •‘-J 00 со © о Теплопровод- ность, Вт/(м»К'
ООООООО — — — ф ел и, о> s и о „ ц а ы о о сп to о — j^gbsog X to оо ЬЭ to ГО 00 Ы Ф- о Вязкость жидкости, Па-с*103
»©©©©©Ф '^’©©©©©©©©©00 гр —q А. КЗ со —О А Ю Ф СП Вязкость пара, Па’С’105 ПРИЛОЖЕНИЕ 1-6
О -q Ц1 W н- Н- А*-©СЛ*^©ЬЭ©СЛСа5*— Давление пара, кПа
О О © о О о о о о О о азоаэоэаэсзсзФФФФ ©АСЗСЗСЛАСОКЭ1—1 2 t—K-q©AOAbOO©CO© Удельная теп леем кость, кДж/(кг-К)
А © М 00 © О ьэ СО А о 00 О КЭ СО А Ф 00 —8 А М О О Поверхностное натяжение, (Н/м)-10*
— ь- oil Ю О 00 Л 4s. Ю ю А. © О © © О О О Ф Ф О Температура, ’C
1434 1384 1338 1263 1187 1101 1026 891 699 428 Скрытая теп- лота парооб- разования, кДж/кг
714,4 690,4 665,5 638,6 610,3 579,5 545,2 505,7 455,1 374,4 Плотность жидкости, кг/м3
—* СП СО КО — СОААФКОФСО — ©о >— © — АФСЛА ФфО 0>МЫ©0©08 1ФС1ф Плотность пара кг/м3
0,294 0,303 0,304 0,298 0,286 0,272 0,255 0,235 0,212 0,184 Теплопровод- ность жид- кости, Вт/(м-К)
0,33 0,29 0,26 0,25 0,22 0,20 0,17 0,15 0,11 0,07 Вязкость ЖИДКОСТИ, Па-с-103
0,72 0,79 0,85 0,92 1,01 1,16 1,27 1,40 1,60 1,89 Вязкость пара, Па-с-105
27 76 193 424 846 1534 2980 4090 6312 9044 Давление пара, кПа
2,050 2,075 2,100 2,125 2,150 2,160 2,180 2,210 2,260 2,292 Удельная теплоемкость, кД?к/(кг-К)
4,06 3,57 3,09 ,2,48 2,13! 1,8.з; 1,36' 0,76 0,50 0,15 1 -Поаерхностное натяжение, (Н/м)-102
~ ~ о 1 КО © Q0 О А ЬЭ ьэ © © © © О О Ф Температура, °C
NJhOWWWWWW ©©ts3ACnO*4© ©m©ts3cnoooo Lq L* W O1 © CO © Скрытая теп- лота парооб- разования, кДж/кг
СЛСЛСЛСЛОО©© ФСООООФЬЭАФ S-slWUl^Ul^W ФФОООШО© Плотность жидкости, кг/м8
to — U10©04».t0©© ЮСЛС5СЛО5ЬОМ© ©A>—‘СЛ©СЛ — Плотность пара, кг/м8
©©©©©ФФФ tOtOtOtOC*5CA54».A tOASOOWCOWO Теплопровод- ность, Вт/(м»К)
©©©ФФФФФ H-H-H-H-tOtOtOC*5 tOtO4s.-0©AQ0A ООЭЧФОЬОМФ Вязкость жидкости» Па-с-Ю3
©Ф©ФФФФ© ©QO-ОФФСЛЩСЛ о-ф©«со«- Вязкость пара» Па-с-10®
w 4 w to - QOH-QOtOCn^tO*- ►— © © 00 Ю О A © Давление пара» кПа
О Ф Ф © © © © © © 00 00 ©oouibo-qtoMto A 00 © ►— ►— to 4S Ц1 Удельная теп- лоемкость, кДж/(кг-К)
ooo*-*-*-*-to ©00©*-WUJ^JO COWN4-400©- Поверхностное натяжение» (Н/м) 40s
>
a
i
p>
я
a
XI
s
о
£
rn
Д
s
ГП
5
3
s>
я
=3
X
s
Sa
О
£
ra
Я
S
ns
сл
ПРИЛОЖЕНИЕ 1-7 । Ацетон ПРИЛОЖЕНИЕ 1-9 Флутек РР2
। Температура, °C Скрытая теп- лота парооб- разования кДж/кг Плотность жидкости, кг/м» Плотность пара, кг/м» Теплопровод- I кость жид- кости, Вт/(м-К) Вязкость жидкости, Па-с-10® — Вязкость пара, Па«с-10® Давление пара, кПа Удельная теплоемкость, кДж/(кг-К) § i Е
натяжение, | (Н/м)-10» иян шпература, Скрытая тепло- та парообразо- вания, кДж/кг Плотность жидкости. кг/м8 . Плотность пара, кг/м8 Теплопровод- ность жид- кости, [Вт/(м-К)1-10 Вязкость жидкости, Па-с-108 Вязкость пара, Па-с-104 1 Давление । пара» кПа Удельная теплоемкость, кДж/(кг-К) Поверхностное I натяжение, I (Н/м) 10®
—40 —20 0 2» 40 60 80 100 120 140 660,0 615,6 564,0 552,0 536,0 517,0 495,0 472,0 426,1 394,4 860,0 845,0 812,0 790,0 768,0 744,0 719,0 689,6 660,3 631,8 0,03 0,10 0,26 0,64 1,05 2,37 4,30 6,94 11,02 18,61 0,200 0,189 0,183 0,181 0,175 0,168 0,160 0,148 0,135 0,126 0,800 0,500 0,395 0,323 0,269 0,226 0,192 0,170 0,148 0,132 0,68 0,73 0,78 0,82 0,86 0,90 0,95 0,98 0,99 1,03 1 3 10 27 60 115 215 443 670 1049 2,00 2,06 2,11 2.16 2,22 2,28 2,34 2,39 2,45 2,50
3,10 1 2,76 ~30 2,62 —1° 2,37 10 2,12 39 '•» 1 “ 1,62 ‘ 70 1,34 90 1,07 110 0,81 130 160 106,2 103,1 99,8 96,3 91,8 87,0 82,1 76,5 70,3 59,1 1942 1886 1829 1773 1716 1660 1599 1558 1515 1440 0,13 0,44 1,39 2,96 6,43 11,79 21,29 34,92 57,21 103,63 0,637 0,626 0,613 0,601 0,588 0,575 0,563 0,550 0,537 0,518 5,200 3,500 2,140 1,435 1,005 0,720 0,543 0,429 0,314 0,167 0,98 1,03 1,07 1,12 1,17 1,22 1,26 1,31 1,36 1,43 1 2 9 22 39 62 143 282 438 876 0,72 0,81 0,92 1,01 1,07 1,11 1,17 1,25 1,33 1,45 1,90 1,71 ?,52 1,32 1,13 0,93 0,73 0,52 0,32 0,01
ПРИЛОЖЕНИ1 Метиловый спирт
’ 1-8 ПРИЛОЖЕНИЕ 1-10 Этиловый спирт
Температура» "С Скрытая теп- лота парооб- разования кДж/кг hs C!S> Е Плотность „пара» кг/м* Теплопровод- ность жид- кости, Вт/(м-К) Вязкость жидкости, Па-с-10® Вязкость пара, JIa-c-10» Давление пара, кПа Удельная теплоемкость, кДж/(кг-К) С I
IB и & Скрытая тепло- та парообразо- вания, кДж/кг Плотность жидкости, кг/м3 Плотность пара, кг/м» Теплопровод- ность жид- кости» Вт/(м- К) Вязкость жидкости, Па-с-103 Вязкость пара, Па с-10s Давление пара» кПа Удельвая теплоемкость, кДж/(кг-К) Поверхностное натяжение, (Н/м)-10»
—50 -30 —10 10 30 50 70 90 110 130 150 1194 1187 1182 1175 1155 1125 1085 1035 980 920 850 843,5 833,5 818,7 800,5 782,0 764,1 746,1 724,4 703,6 685,2 653,2 0,01 0,01 0,04 0,12 0,31 0,77 1,47 3,01 5,64 9,81 15,90 0,210 0,208 0,206 0,204 0,203 0,202 0,201 0,199 0,197 0,195 0,193 1,700 1,300 0,945 0,701 0,521 0,399 0,314 0,259 0,211 0,166 0,138 0,72 0,78 0,85 0,91 0,98 1,04 1,11 1,19 1,26 1,31 1,38 1 2 4 10 25 55 131 269 498 786 894 1,20 1,27 1,34 1,40 1,47 1,54 1,61 1,79 1,92 1,92 1,92 з-26 ' L 2,95
2.63 —эд 2,36 —10 2.18 ' ю 2,°1 30 1,85 1 50 1,66 7о 1.46 90 1,25 I 110 1.04 И 1зо 939,4 928,7 904,8 888,6 872,3 858,3 832,1 786,6 734,4 825,0 813,0 798,0 781,0 762,2 743,1 725,3 704,1 678,7 0,02 0,03 0,05 0,38 0,72 1,32 2,59 5,17 9,25 0,177 0,173 0,170 0,168 0,166 0,165 0,163 0,160 0,159 3,40 2,20 1,50 1,02 0,72 0,51 0,37 0,28 0,21 0,75 0,80 0,85 0,91 0,97 1,02 1,07 1,13 1,18 1 2 3 10 29 76 143 266 430 1,25 1,31 1,37 1,44 1,51 1,58 1,65 1,72 1,78 2,76 2,66 2,57 2,44 2,31 2,17 2,04 1,89 1,75
242
16*
243
Гептан ПРИЛОЖЕНИЕ 1-11 > Флутек РР9 Приложение мз
Температура, °C Скрытая тепло- та парообразо- вания, кДж/кг Плотность жидкости, кг/м8 Плотность пара, кг/м3 Теплопровод- ность жид- кости,’дВт/(м*К) Вязкость жидкости, Па«С’Ю8 Вязкость пара, Па’С»10® давление пара, кПа Удельная теплоемкость, кДжДкг-К) Поверхностное натяжение, (Н/м)'10* Температура, °C Скрытая тепло- та парообразо- вания, кДж/кг Плотность жидкости кг/м* Плотность пара, кг/м8 Теплопровод- ность жид- кости, Вт/(м-К) Вязкость жидкости, Па-с-10* Вязкость пара, Па«с«10* Давление пара, кПа Удельная теплоемкость, кДж/(кг*К) Поверхностное натяжение, (Н/м).10*
—20 384,0 715,5 0,01 0,143 0,69 0,57 1 0,83 2,42 —30 103,0 2098 0,01 0,060 5,77 0,82 0 0,80 2,36
0 372,6 6*99,0 0,17 0,141 0,53 0,60 2 0,87 2,21 0 98,4 2029 0,01 0,059 3,31 0,90 0 0,87 2,08
20 362,2 683,0 0,49 0,140 0,43 0,63 8 0,92 2,01 30 94,5 1960 0,12 0,057 1,48 1,06 1 0,94 1,80
40 351,8 667,0 0,97 0,139 0,34 0,66 20 0,97 1,81 1 60 90,2 1891 0,61 0,056 0,94 1,18 3 1,02 1,52
60 341,5 649,0 1,45 0,137 0,29 0,70 32 1,02 1,62 90 86,1 1822 1,93 0,054 0,65 1,21 12 1,09 1,24
80 331,2 631,0 2,31 0,135 0,24 0,74 62 1,05 1,43 | 120 83,0 1753 4,52 0,053 0,49 1,23 28 1,15 0,95
100 319,6 612,0 3,71 0,133 0,21 0,77 110 1,09 1,28 < 150 77,4 1685 11,81 0,052 0,38 1,26 61 1,23 0,67
120 305,0 592,0 6,08 0,132 0,18 0,82 185 1,16 1,10 'i 180 70,8 1604 25,13 0,051 0,30 1,33 158 1,30 0,40
— - 225 59,4 1455 63,27 0,049 0,21 1,44 421 1,41 0,01
ПРИЛОЖЕНИЕ 1-12
ПРИЛОЖЕНИЕ 1-14
Вода
Температура, °C Скрытия тепло- та парообразо- вания, кДж/кг Плотность жвдкостн, КГ/М8 Плотность пара, кг/м3 । Теплопровод- ность жид- 1 кости, Вг/(м*К) Вязкость жидкости, Па-с-108 Вязкость пара» Па-с-10® Давление пара, кПа Удельвая теплоемкость» кДж/(кг-К) Поверхностное натяжение, (Н/м)-10*
20 2448 998,2 0,01 0,612 1,00 0,96 2 1,85 7,40
40 2402 992,3 0,05 0,630 0,65 1,04 7 1,86 6,96
60 2359 983,0 0,14 0,649 0,47 1,12 20 1,87 6,62
80 2309 972,0 0,29 0,668 0,36 1,19 47 1,88 6,26
100 2258 958,0 0,60 0,680 0,28 1,27 101 1,88 5,89
120 2200 945,0 1,12 0,682 0,23 1,34 202 1,89 5,50
140 2139 928,0 1,99 0,683 0,20 1,41 390 1,90 5,06
160 2074 909,0 3,27 0,679 0,17 1,49 644 1,91 4,66
180 2003 888,0 5,16 0,669 0,15 1,57 1004 1,92 4,29
200 1967 865,0 7,87 0,659 0,14 1,65 1619 1,93 3,89
Термекс
(эвтектическая смесь дифенил-дифенилокси д)
Температура, °C Скрытая тепло- та парообразо- вания» кДж/кг^ £ S Плотность пара, кг/м* Теплопровод- ность жид- кости» Вт/(м К) Вязкость жидкости» Па-с-108 Вязкость пара, Па-с-10* Давление пара» кПа Удельная теплоемкость, кДж/(кг-К) Поверхностное натяжение» (Н/м)-10*
100 354,0 992,0 0,03 0,131 0,97 0,67 1 1,34 3,50
150 338,0 951,0 0,22 0,125 0,57 0,78 5 1,51 3,00
200 321,0 905,0 0,94 0,119 0,39 0,89 25 1,67 2,50
250 301,0 858,0 3,60 0,113 0,27 1,00 88 1,81 2,00
300 278,0 809,0 8,74 0,106 0,20 1,12 243 1,95 1,50
350 251,0 755,0 19,37 0,099 0,15 1,23 555 2,03 1,00
400 219,0 691,0 41,89 0,093 0,12 1,34 1090 2,11 0,50
450 185,0 625,0 81,00 0,086 0,10 1,45 1900 2,19 0,03
245
244
Рту ть ПРИЛОЖЕНИЕ 1-1Л Калий ПРИЛ ОЖЕНИ Е 1-17
Температура» °C Скрытая тепло- та парообразо- ваяия, кДж/кг Плотность жидкости, кг/м8 Плотность пара, кг/м8 Теплопровод- ность жид- кости, Вт/(м«К) Вязкость жидкости, Па-с103 Вязкость пара, Па-с* 10* Давление пара, кПа Удельная теплоемкость, [кДж/(кг-К)]Х хю Поверхностное натяжение, (H/m).i0 Температура, °C Скрытая тепло- та парообразо- вания, кДж/кг Плотность жидкости» кг/м8 Плотность пара, кг/м8 Теплопровод- ность жид- | кости, Вт/(М’К)! Вязкость " жидкости, Па-с-10’ Вязкость пара, Па’С’Ю4 Давление пара» кПа Удельная теплоемкость» (кДж/(кг»К)1Х хю Поверхностное натяжение, (Н/м)-10»
150 308,8 13 230 0,01 9,99 1709 0,39 1 1,04 4,45 .350 2093 763,1 0,002 51,08 0,21 0,15 1 5,32 9,50
250 303,8 12 995 0,60 11,23 0,96 0,48 18 1,04 4,15 400 2078 748,1 0,006 49,08 0,19 0,16 1 5,32 9,04
300 301,3 12 880 1,73 11,73 0,93 0,53 44 1,04 4,00 450 2060 735,4 0,015 47,08 0,18 0,16 2 5,32 8,69
350 298,9 12 763 4,45 12,18 0,89 0,61 116 1,04 3,82 500 2040 725,4 0,031 45,08 0,17 0,17 5 5,32 8,44
400 296,3 12 656 8,75 12,58 0,85 0,66 242 1,04 3,74 । 550 2020 715,4 0,062 43,31 0,15 0,17 10 5,32 8,16
450 293,8 12 508 16,80 12,96 0,83 0,70 492 1,04 3,61 600 2000 705,4 0,111 41,81 0,14 0,18 19 5,32 7,86
500 291,3 12 308 28,60 13,31 0,80 0,75 886 1,04 3,41 j 650 1980 695,4 0,193 40,08 0,13 0,19 35 5,32 7,51
550 288,8 12 154 44,92 13,62 0,79 0,81 1503 1,04 3,25 700 1960 685,4 0,314 38,08 0,12 0,19 61 5,32 7,12
600 286,3 12 054 65,75 13,87 0,78 0,87 2377 1,04 3,15 750 1938 675,4 0,486 36,31 0,12 0,20 99 5,32 6,72
650 283,5 11 962 94,39 14,15 0,78 0,95 3495 1,04 3,03 800 1913 665,4 0,716 34,81 0,11 0,20 155 5,32 6,32
750 277,0 11 800 170,00 14,80 0,77 1,10 6300 1,04 2,75 ! 850 1883 653,1 1,054 33,31 0,10 0,21 234 5,32 5,92

ПРИЛОЖЕНИЕ 1-16
Цезий ПРИЛОЖЕНИЕ 1-18
О а 8 1 ватрии
Температур* °C Скрытая тег та парообра вания, кДж Плотность жидкости, кг/я» Плотность пара, кг/м8 Теплопровод ность жид- кости, Вт/(м Вязкость жидкости, Па-с-108 Вязкость пара, Па-с- Давление пара,"кПа Удельная теплоемкое! [кДж/(кг-К ! ХЮ Ih els Температура» °C Скрытая тепло- та парообразо- вания, кДж/кг Плотность ЖИДКОСТИ» кг/м8 ютность ра, кг/м8 Теплопровод- ность жид- кости, Вт/(м»К) ! Вязкость 1 жидкости, Па’С-108 зкость ра Па-С’104 юление ра, кПа Удельная теплоемкость, [кДж/(кг-К)1Х ХЮ Поверхностное натяжение, (Н/м)-10
375 530,4 1740 0,01 20,76 0,25 2,20 1,56 5,81 «8
2
425 520,4 1730 0,01 20,51 0,23 2,30 4 1,56 5,61 500 4370 828,1 0,003 70,08 0,24 0,18 1 9,04 1,51
475 515,2 1720 0,02 20,02 0,22 2,40 9 1,56 5,36 600 4243 805,4 0,013 64,62 0,21 0,19 4 9,04 1,42
525 510,2 1710 0,03 19,52 0,20 2,50 16 1,56 5,11 700 4090 763,5 0,050 60,81 0,19 0,20 15 9,04 1,33
575 502,8 1700 0,07 18,83 0,19 2,55 36 1,56 4,81 800 3977 757,3 0,134 57,81 0,18 0,22 47 9,04 1,23
625 495,3 1690 0,10 18,13 0,18 2,60 57 1,56 4,51 900 3913 745,4 0,306 53,35 0,17 0,23 125 9,04 1,13
675 490,2 1680 0,18 17,48 0,17 2,67 104 1,56 4,21 1000 3827 725,4 0,667 49,08 0,16 0,24 281 9,04 1,04
725 485,2 1670 0,26 16,83 0,17 2,75 152 1,56 3,91 1100 3690 690,8 1,306 45,08 0,16 0,25 549 9,04 0,95
775 477,8 1655 0,40 16,18 0,16 2,82 246 1,56 3,66 1200 3577 669,0 2,303 41,08 0,15 0,26 959 9 04 0,86
825 470,3 1640 0,55 15,53 0,16 2,90 341 1,56 3,41 1300 3477 654,0 3,622 37,08 0,15 0,27 1591 9,04 0,77
246
247
ПРИЛОЖЕНИЕ 1-19
Литий
Температура, °C Скрытая тепло- та парообразо- вания, кДж/кг Плотность жидкости, кг/м« Плотность пара, кг/м* Теплопровод- ность жид- кости, Вт/(м«К) Вязкость жидкости. Па-с-10’ •Вязкость пара, Па-с-103 Давление пара, кПа Удельная теплоемкость, кДж/(кг-К). Поверхностное натяжение, (Н/м)Л0
1030 20500 450 0,005 67 0,24 1,67 7 0,532 2,90
изо 20 100 440 0,013 69 0,24 1,74 17 0,532 2,85
1230 20 000 430 0,028 70 0,23 1,83 45 0,532 2,75
1330 19 700 420 0,057 69 0,23 1,91 96 0,532 2,60
1430 19200 410 0,108 68 0,23 2,00 185 0,532 2,40
1530 18900 405 0,193 65 0,23 2,10 330 0,532 2,25
1630 18 500 400 0,340 62 0,23 2,17 530 0,532 2,10
1730 18 200 398 0,490 59 0,23 2,26 890 0,532 2,05
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Теплопроводность материалов корпусов тепловых труб
н фитилей
Материалы Теплопровод- ность, Вт/(м-К) Материалы Теплопровод- ность, Вт/(м-К)
Алюминий Бронза Медь (0—100°С) Стекло Никель (0—100°С) 205 113 394 0,75 88 Сталь Нержавеющая сталь 304 Фторопласт 45 17,3 0,17
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
Поставщики материалов, используемых при изготовлении
тепловых труб
Материалы фитиля.
Пенообразные металлы.
Hogen Industries 37645 Vine Street, Willoughby, Ohio 44094,
USA.
Листы из керамических волокон.
The Chemical and Insulating Co. Ltd., Darlington, UK.
Спеченные материалы.
Sintered Products Ltd., Hamilton Road, Sutton-in-Ashfield, Notts.
NG 17 5LL. UK.
British Metal Sinterings Association, C/O Peat, Marwick, Mitchel
Co. Ltd., Windsor House, Temple Row, Birmingham 2. UK.
Металлические порошки.
Goodfellow Metals Ltd., Ruxley Towers, Claygate, Esher, Sur-
rey KT 10 OTS. UK.
Проволочные сетки.
Begg, Cousland and Co. Ltd., Springfield Wire Works, 636,
Springfield Road, Glasgow G40 3HS. Scotland.
N. Greenings Ltd., Brittania Works, Warrington WA5 5JX. Lan-
cashire. UK.
Обезжиренные высоковакуумные вентили (стеклянные).
J. Young (Scientific Glassware) Ltd., II Colville Road, Acton,
London W3 8BS. UK.
Нержавеющие стальные трубы.
Oxford Instruments, Osney Mead, Oxford 0X2 ODX. UK.
Fine Tubes Ltd., Estover Works, Grownhill, Plymouth PL6 7LG.
UK.
Пористые металлы.
Gould Inc., 540 East 105th Streeth, Cleveland, Ohio 44108. USA.
ПРИЛОЖЕНИЕ4
Изготовители тепловых труб
Isothermics Inc., P. O. Box 86, Augusta, New Jersey 07822. USA.
'Energy Conversion Systems, 623 Wyoming SE, Albuquerque, New
Mexico 87112. USA.
Hughes Aircraft Company, Electron Dynamics Division, 3100 West
Lomita Boulevard, Torrance, California 90509. USA.
Heat Pipe Corp, of America, 141 Park Place, Watchung, New
Jersey 07060, USA.
Thermo Electron Corp., 85 First Avenue, Walham. Massachusetts
02154, USA.
Dynatherm Corp., Baltimore, Md. 21204. USA.
Power Technology Corp., 105 Enterprise Drive, Ann Arbor,
Michegan 48103. USA.
Redpoirit Associates, Lynton Road, Cheyney Manor, Swindon,
Wiltshire. UK.
249
Q-Dot Corp., 151 Regal Row, Suite 120, Dalias, Texas 75247,
USA.
Solek Ltd., 16 Hollybush Lane, Sevenoaks, Rent. UR.
McDonnell Douglas Corp., Donald W. Douglas Labs., 2955 George
Washington Way, Richland, Washington 99352, USA.
International Research and Development Co. Ltd., Fossway, New-
castle upon Tyne NE6 2YD. UR.
Noren Products Inc., 846 Blandford Blvd., Redwood City, Cali-
fornia 94062, USA.
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
Библиография
по практическому использованию тепловых труб
Abu-Romia М. М., Bhatia В. Measurement of stagnation point
heat transfer from plasma torch using heat pipe calorimetry.—9th
Aerospace Sciences Meeting. AIAA Paper 71—81. New York, 1971.
Heat pipe application for spacecraft thermal control/Anand D. R.
et. al. —JHU Tech Memo., APL-TG-922, AD 662 241, Johns Hop-
kins Univ., Appl. Phys. Lab., 1967.
Anderson J. L., Lantz E. A nuclear thermionic space power con-
cept using rod control and heat pipes. — NASA TM-X-52446. Lewis
Research Center, 1968.
Asselman G. A. A., Green D. B. Heat Pipes, II—Applications.—
Philips Tech. Rev., 1973, v. 33, № 4, p. 104—113.
Basiulis A. xUni-directional heat pipes to control TWT tempera-
ture in synchronous orbit. — Proc. Thermodynamics and Thermophy-
sics of Space Symp. Palo Alto (Calif): 1970, p. 165—173.
Basiulis A., Dixon J. C. Heat pipe design for electron tube co-
oling. — ASME Paper 69-HT-25, 1969.
Basiulis A., Filler M. Characteristics of six novel heat pipes for
thermal control applications.—ASME Paper 71-Av-29, 1971.
Basiulis A., Hummel T. A. The application of heat pipe technique
to electronic component cooling.—ASME Paper 72-WA/HT-42, 1972.
Berger M. E., Kelly W. H. Application of heat pipes to the ATS-F
Spacecraft. — ASME Paper 73-ENAs-46, 1973.
Bienert W. B. Heat pipes for solar energy collectors. — Proc. 1st
Int. Heat Pipe Conf. Paper 12-1. Stuttgart: 1973.
Bienert W. B., Kroliczek E. Experimental high performance heat
pipes for the OAO-C spacecraft. — ASME Paper 71-Av-26, 1971.
Bohdansky J., Sehins H. E. J. New method for vapor-pressure
measurements at high temperature and high pressure. — «J. Appl.
Pi: vs. 1965, v. 36, № 11, p. 3683—3684.
“ Breitweiser R. Use of heat pipes for electrical isolation. — IEEE
1970. Thermionic Conversion Specialist Conf., 1970, p. 185—190.
Industrial applications of alkali-metal heat pipes/Brost O. e. a.—
Proc 1st Int. Heat Pipe Conf., Paper 11—3. Stuttgart: 1973.
Brost O., Shubert К. P. Development of alkali-metal heat pipes
as thermal switches. — Proc. 1st Heat Pipe Conf., Paper 12—2, Stut-
tgart: 1973.
Brown A., Morris K. J. Heat pipes for domestic use.— Proc 1st
Int. Heat Pipe Conf., Paper 11—2, Stuttgart: 1973.
250
Busse C. A., Caron R., Capelletti C. Prototypes of heat pipe ther-
mionic converters for space reactors. — IEE, 1st Int. Conf, on Ther-
mionic Elect. Power Generation, London: 1965.
Calimbas A. T., Hulett R. H. An avionic heat pipe. ASME Paper
69-HT-16, 1969.
Conway E. C., Kelley M. J. A continuous heat pipe for spacecraft
thermal control. — Proc. Annual Aviation and Space Conf., Beverley
Hills (Calif.) ASME, 1968, p. 655—658.
Corman J. C., McLaughlin M. H. Thermal design of heat pipe
cooled a. c. motor. — ASME Paper 71-WA/HT-14, 1971.
Deverall J. E. Heat pipe thermal control of irradiation capsules.—
Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf., Paper 8—2. Stuttgart: 1973.
Dunn P. D., Rice G. Reactor fuel test rig using heat pipe cont-
rol.— Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf., Paper 8—3, Stuttgart; 1973.
Dutcher С. H., Burke M. R. Heat pipes — a cool way to cool cir-
cuitry.— Electronics, 1970, v. 34, № 4, p. 94—100.
Eddleston B. N. F., Hecks K. Application of heat pipes to the
thermal control of advanced communications spacecraft.— Proc. 1st
Int. Heat Pipe Conf., Paper &—4. Stuttgart: 1973.
Edwards J. ₽• Liquid and vapour cooling systems for gas turbi-
nes.— ARC-CP-1127. London: HMSO, 1970.
Feldman К- T., Whiting G. H. Applications of the heat pipe. Meeh.
Engng., 1968, v. 90, № 11, p. 48—53.
Fitton G. L. Taking out the heat. — Electronic Engineering, 1973,
v. 45, № 550.
Гаврилов А. Ф. Конструкция воздухоподогревателя с проме-
жуточным теплоносителем. — Теплоэнергетика, 1966, № 8,
стр. 92—93.
Gerrels Е. Е., Larson J. W. Bryton cycle vapour charriber (heat
pipe) radiator study.— NASA CR1677. General Electric Company,
1971.
Green D. B. A thermal conductivity apparatus employing heat
pipes. — Philips Research Lab. Report. Eindhoven: 1972.
Industrial applications of low temperature heat pipes/Groll M.
e. a. — Proc. 1st Int. Heat Pipes Conf., Paper 11—1. Stuttgart: 1973.
An electrical feedback controlled high capability variable con-
ductance heat pipe for satellite application/Groll M. et. al. — Proc.
1st Int. Heat Pipe Conf. Paper 8—1. Stuttgart: 1973.
Guenard P. High power linear beam tube devices. — J. Microwave
Power, 1970, v. 5, p. 261—267.
Orbiting astronomical laboratory heat pipe flight performance
data/Harwell W. et. al. — AIAA Paper 73—758, 1973.
Harbaugh W. E., Eastman G. Y. Applying heat pipes to thermal
problems.—Heat Piping and Air Condit, 1970, v. 42, № 10, p. 92—96.
Hassan H., Accensi A. Spacecraft applications of low tempera-
ture heat pipes. — Proc. 1st Inth Heat Pipe Conf., Paper 9—1, Stutt-
gart: 1973.
An ATS-E solar cell space radiator utilizing heat pipes/ Hinder-
man J. D. et. al. — AIAA Paper 69—630, 1969.
Development of heat pipe radiator elements/Hope U. e. a. — Proc.
1st Int. Heat Pipe Conf., Paper 10-3, Stuttgart: 1973.
The Geos-П heat pipe system and its performance in test and
in orbit/NASA CR-94585, JHU 52P-3-25. Johns Hopkins Univ. Appl.
Phys. Lab., 1968.
251
Kirkpatrick J. P., Marcus B. D. A variable conductance heat pipe
flight experiment — AIAA Paper 71-411, 1971.
Kopf L. Д, low temperature heat pipe used as a thermal switch.—
Rev. Sclent. Instrum., 1972, v. 42, № 12, p. 1764—1765.
Larkin B. S., Johnston G. T. A experimental field study of the
use of 2-phase thermosiphons for the preservation of permafrost. Na-
tional Research Council, Canada. — Paper presented at Annual Con-
gress of the Engineering Institute of Canada. Monthreal: 1973, 2nd
October.
Larkin B. S. A computer cooling application of thermosiphons. —
Engineering Journal (Canada), 1973, № 1, p. 29—33.
A termosiphon heat exchanger for use in aminal shelters/ Lar-
kin B. S. et al. — Paper 74-210. Canadian Soc. of Agricultural En-
gineers, 1974i
Lidbury J. A. A helium heat pipe. — NDG Report 72-11. Ruther-
ford High Energy Lab., 1972.
Lindsey R., Wilson J. Heat pipe vaporisation of gasoline — va-
pipe. — 1st Symp. on Low Pollution Power Systems Development.
Ann Arbor: 1973.
Losch H. R., Pawlowski P. H. Heat pipe and phase changing
material (PCM) sounding rocket experiment. — AIAA Paper 73-759,
1973.
Development and test of a heat pipe radiative plate for space
applications/Martinez I. et. al. — Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf.,
Stuttgart; 1973.
Milleron N., Wplgast R. Cryopumping the omnitron ultra-vacuum
system using heat pipes and metallic conductors. — IEEE Trans. Nuc-
lear Sci., 1969, v. NS-16, Pt 3, p. 941—944.
NBS Technical News Bulletin, v. 53. Heat pipe oven generates
homogeneous metal vapours. 1969, № 8, p. 172—173.
Pitts J. H., Walter С. E. Conceptual design of a 10 MWe nuclear
Rankine system for space power. — J. Spacecraft and Rockets, 1970,
v. 7, № 3, p. 259—265.
Puthoff R. L., Silverstein С. C. Application of heat pipes to a
nuclear aircraft propulsion system. — AIAA Paper 70-662, 1970.
Reay D. A. Heat pipe cooling offers many advantages. — Elec-
tronics Engng, 1972, v. 44, № 8, p. 35—37.
Reay D. A., Summerbell D. The development of heat pipes for
satellites. — Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf., Paper 9—2. Stuttgart:
1973.
Rice G., Hammerton J. C. Investigation into possible means of
fuel saving in steel slab reheat furnaces. Report № 4. — Reading
University, Department of Appl. Phys. Sci. Reading, Berks: 1968, De-
cember.
Heat pipe applications to space vehicles/ Roukis J. e. a. — AIAA
Paper 71-410, 1971.
Rousar D. C. Heat pipe cooled thrust chambers for space storable
propellants. — AIAA Paper 70-942, 1970.
Savage C. J. Heat pipes and vapour chambers for satellite ther-
mal balance. — RAE TR-69125, Farnborough, Hants: Royal Aircraft
Establishment, 1969.
Shefsiek P. K., Ernst D. M. Heat pipe development for thermionic
converter applications. — 4th Intersoc. Energy Conversion Conf., Wa-
shington D. C.: AIChE, 1969, p. 879—887.
252
. Shlosinger A. P. Heat pipe devices for suit temperature cont-
rol.— NASA CR-1400, TRW Systems Group. 1969.
Silverstein С. C. Heat pipe gas turbine regerators. — ASME Pa-
per 68-WA/GT-7, 1968.
Silverstein С. C. A feasibility study of heat pipe cooled leading
edges for hypersonic cruise aircraft. — NASA CR-1857, 1971.
Thurman J. L., Ingram E. H. Application of heat pipes to re-
duce cryogenic boil-off in space. — J. Spacecraft and Rockets, 1969,
v. 6, № 3, p. 319—321.
Vidal C. R., Haller F. B. Heat pipe oven applications. — I. Iso-
thermal heater of well defined temperature. II. Production of metal
vapour-gas mixtures. — Rev. Scient. Instrum., 1971, v. 42, № 12,
p. 1799—1784.
Waters E. D. Arctic tundra kept frozen by heat pipes.—The Oil
and Gas J. (US), 1974, August.
Weismantei G. E. Alaska pipeline spinoffs. — Chemical Engng,
1'974, v. 81, № 6, p. 42—44.
Wilson J. L. Developments in heat transfer of interest to the
heating and ventilating engineer. — J. Instn. Heat. Vent. Engnrs,
1971, v. 39, № 9, p. 123—127.
Wright J. P., Pence W. R. Development of a cryogenic heat pipe
radiator for a detector cooling system. — ASME Paper 73-ENAs-47,
1973.
Zimmermann P., Pruschek R. Principles and industrial applica-
tions of heat pipes. DECHEMA: Monogr., 1970, v. 65 (Nos 1168—
1192), p. 67—84.
ПРИЛОЖЕНИЕ 6
Патенты по тепловым трубам
Приведенный ниже перечень патентов, зарегистрированных
в Англин и США, включает в себя существенные и интересные раз-
работки и практические приложения. Этот перечень не является
исчерпывающим и охватывает патенты, опубликованные лишь до
1974 г. Семизначное число дает номер патента, а приведенная
дата — день подачн заявки.
П-6-1. Принцип действия тепловой трубы
2279548
(США)
11 июня 1938 г.
2350348
(США)
21 декабря 1942 г.
Труба для испарения жидкости.
В этом патенте описывается труба, со-
держащая капиллярные канавки для
облегчения раздачи жидкости и, следо-
вательно, ее испарения в парогенера-
торах.
Первый патент Гоглера, в котором
дается описание тепловой трубы.
253
3229759 (США) 2 декабря 1963 г. Патент Гровера на тепловую трубу. В результате поисков бюро патентов было обнаружено семь других патен- тов, включая патент Гоглера, однако патент Гровера был принят. Он заре- гистрирован в Англии 25 ноября 1974 г. под № 1027719.
3528494 П-6-2. Геометрии фитилей Леведал описывает тепловую трубу
(США) с аксиальными канавками в стейке кор-
7 ноября 1966 г. пуса. Предполагается, в частности, ее
1118468 использование с малотеплопроводными рабочими жидкостями. Патент Euratom, также описываю-
(Англия) щий конструкцию с продольными ка-
16 ноября 1965 г. навками. Применение ограничено опре-
1275946 деленной геометрией устройств. Джанкерс описывает большое число
(Англия) артериальных фитилей (всего прибли-
25 августа 1969 г. зительно 20 типов), пригодных для ис-
3786861 пользования в тепловых трубах для космоса. Патент института Battele иа фитиль
(США) с параллельными продольными капил-
12 апреля 1971 г. лярными каналами. Поперечное сечеиие
каждого канала от 10-4 до 10_| мм2. Фитиль имеет выемки в зоне испаре- ния и конденсации для обеспечения вы- хода избыточной жидкости.
П-6-3. Технология производства
1228103 Патент Euratom, описывающий тех-
(Англия) нологию соединения сетки с пластиной,
5 мая 1969 г. которая в последующем превращается в трубку, используемую в качестве кор- пуса тепловой трубы. При проварке шва любая артериальная система, рас- положенная вдоль шва, будет оставать- ся на месте.
1125485 Патент Euratom, описывающий тех-
(Англия) 27 января 1966 г. нологию изготовления канавок.
1194530 Патент Metallgesellschaft Ag., в ко-
(Англия) тором описываются присадки, исполь-
20 мая 1969 г. зуемые в тепловых трубах литий — ту- гоплавкий металл в качестве агентов, стабилизирующих процесс окисления, в качестве таких указываются иттрий или другие редкоземельные элементы.
3620298 Патент McDannel Douglas Corpora-
(США) tion по способам соединения артерий
22 июля 1970 г. в тепловых трубах, имеющих повороты на 90° и т. п„ с помощью соединитель-
ных вставок.
254
ШёёгВ
(Англия)
5 октября 1970 г.
3753364
(США)
8 февраля 1971 г.
3302042
(США)
23 октября 1965 г.
1183145
(Англия)
29 января 1968 г.
3607209
(США)
26 мая 1969 г.
1255114
(Англия)
6 мая 1970 г.
3651865
(США)
21 августа 1970 г.
3662542
(США)
3 сентября 1969 г.
1288222
(Англия)
25 июня 1969 г.
3715610
(США)
7 марта 1972 г.
1304771
(Англия)
23 января 1970 г.
Патент Brown Bowery, описывающий
процесс осаждения паров иа стенках
тепловой трубы с целью получении по-
ристого слоя, выполняющего функции
фитиля.
Патент Q-Dot Corporation по техно-
логии изготовления тепловых труб со
спиральными канавками с помощью
специальных отрезных резцов.
П-6-4. Применение
Патент описывает применение высо-
котемпературных тепловых труб в ядер-
ных реакторах, в частности в термоион-
ных преобразователях.
Патент RCA по охлаждению с по-
мощью тепловых труб электронных
ламп.
Патент Thermoelectron Corporation
по применению тепловых труб для обес-
печения равномерности процесса плав-
ки стекла в печах. К тепловым трубам
теплота поступает от горелок.
Описывается теплообменник воздух—
воздух, в котором два воздушных ка-
нала связаны общими тепловыми тру-
бами, испарители которых расположе-
ны в одном из каналов, а конденсато-
ры — в другом, предназначенном для
подогрева воздуха.
Описывается тепловая труба, исполь-
зуемая для охлаждения электронных
компонент. В одном из вариантов для
регулирования температуры использует-
ся инертный газ.
Предложен воздухоподогреватель,
утилизирующий теплоту выхлопных га-
зов двигателя, для кондиционирования
воздуха, регулирования температуры в
кабине и т. д.
Описан предохранитель на базе теп-
ловой трубы с передачей конденсата
под действием капиллярных сил вдоль
плавкого проводника. При пропускании
электрического тока повышенной силы
наступает кризис кипения и предохра-
нитель перегорает.
Патент General Electric на охлажде-
ние вращающихся машин с помощью
вращающихся тепловых труб.
Патент TRW Systems на изотермиче-
скую муфельную печь.
255
3788389 Ё патенте описывается система опор-
(США) ных конструкций со стабилизацией веч-
25 августа 1971 г. ной мерзлоты (см. гл. 7).
П-6-5. Тепловые трубы переменной проводимости
3525386
(США)
22 января 1969 г.
1222310
(Англия)
30 декабря 1969 г.
3613773
(США)
7 декабря 1964 г.
1238609
(Англия)
25 ноября 1969 г.
П-6-6.
3561525
(США)
2 июля 1969 г.
3563309
(США)
16 сентября 1968 г.
3568762
(США)
23 мая 1967 г.
3587725
(США)
16 октября 1968 г.
Гровер описывает тепловую трубу пе-
ременной проводимости с использова-
нием инертного газа для изменения
объема конденсатора.
Описаны предложенные TRW Systems
способы’ регулирования потоков пара и
жидкости в тепловых трубах, включая
вентили, полностью заполненные фити-
лем пространства, позволяющие перете-
кать только жидкости, и другие спо-
собы. Предложенные сферы приложения
включают терморегулирование космиче-
ских скафандров.
Патент RCA (патент принят в 1971 г.).
Описывает обычную тепловую трубу
переменной проводимости с резервуа-
ром с инертным газом с одного конца
трубы. Предложен холодный резервуар,
свободный от фитиля.
Этот патент Евратома представляет
собой развитие тепловых труб перемен-
ной проводимости, при этом темпера-
тура в резервуаре регулируется разме-
щением последнего в кольцевом канале,
образованном второй тепловой трубой.
Последняя непосредственно связана с
основной трубой, у испарителя которой
требуется осуществлять регулирование
температуры.
Другие типы тепловых труб
Осмотическая тепловая труба Бэра
(см. гл. 5).
Бейсьюлнс описывает тепловую тру-
бу с улучшенной электрической проч-
ностью для передачи теплоты между
точками с различным электрическим по-
тенциалом.
Приложение RCA, в котором паровой
канал размещается внутри тепловой
трубы для предотвращения срыва жид-
кости в зоне противоточного движения
фаз.
Описывается однонаправленная теп-
ловая труба (способность передавать
теплоту только в одном направлении).
Указанная цель достигается размещени-
ем в зоне предпочтительного испарения
фитиля большего проходного сечения,
чем в других областях.
256
3603382
(США)
3 ноября 1969 г.
3613778
(США)
3 марта 1969 г.
1281272
(Англия)
14 апреля 1970 г.
1283332
(Англия)
5 января 1970 г.
3677337
(США)
10 сентября 1970 г.
3700028
(США)
1 декабря 1970 г.
1327794
(Англия)
11 июня 1976 г.
1361505
(Англия)
8 октября 1971 г.
Описывается кольцевая тёплбваЯ тру-*
ба, которая может работать как транс-
форматор теплового потока в радиаль-
ном направлении. Для возврата жидко-
сти к внутреннему каналу используется
радиальный фитиль.
Описывается плоская тепловая труба
с пористым металлическим фитилем или
слоями сетки в паровом канале.
Этот патент Brown Bowery описыва-
ет использование агентов, улучшающих
смачивание в водяных тепловых трубах
для увеличения капиллярного напора.
Одним из предложенных агентов явля-
ется натриевая соль алкил-нафталин-
сульфокислоты («некал»). Из приведен-
ных примеров следует, что добавки
увеличивали мощность в тех случаях,
когда полное смачивание не обеспечи-
валось обычными средствами.
Компанией Simens предложена вра-
щающаяся (бесфитильная) тепловая
труба для охлаждения электрических
машин.
Патент, описывающий дальнейшее раз-
витие конструкций тепловой трубы, ра-
ботающей на основе осмоса.
Описывается однонаправленная теп-
ловая труба, в которой фитиль в зоне
предпочтительной конденсации удален
от стенки, в результате чего эта об-
ласть не может быть использована в ка-
честве испарителя.
Фирма Marconi запатентовала тепло-
вую трубу «с облегающей» стенкой, ко-
торая может быть плотно прижата к
электронным компонентам, что позволя-
ет избежать сложностей крепления этих
устройств непосредственно на тепловых
трубах.
IRD предложила систему, в которой
фитиль облегает охлаждаемые элемен-
ты, фитиль соединен с резервуаром с
жидкостью, тем самым исключается тер-
мическое сопротивление на границе со
стенкой тепловой трубы. Модуль в це-
лом герметизируется.
17—129
В—b—b—fl—о- 0—fl—й—fl—о—□—d
Список йите^атурЫ
К введению
В-1. Пат. № 2350348 (США).
В-2. Пат № 3229759 (США).
В-3. Grover G. М., Cotter Т. Р., Erickson G. F. Structures of
very high thermal conductance. — J. Appl. Phys., 1964, v. 35,
p. 1990.
B-4. Cotter T. P. Theory of heat pipes. Report N LA-3246-MS.
Los. Alamos Sci. Lab., 1965.
B-5. Cheung H. A critical review of heat pipe theory and appli-
cation. UCRL-50453.
R-6. Chisholm D. The heat pipe. TL/ME/2. London: M and В
Technical Libr. Publ. Mills and Boon Ltd., 1971.
B-7. McKechhie J. The heat pipe: a list of pertient references.—
Appl. Heat S. R. BIB. East Kilbride: Nat. Engineering Lab., 1972,
2—12.
К главе 1
1-1. Пат. № 2350348 (США).
1-2. Пат. № 3229759 (США).
1-3. Grover G. М., Cotter Т. Р., Frikson G. F. Structure of very
high thermal conductance. J. Appl. Phys., 1964, v. 35 (6), p. 1990—
1991.
1-4. Bainton K. F. Experimental heat pipes. AERE-M1610. Har-
well (Berks): Atomic Energy Research Establishment, Appl. Physics
Div., 1965.
1-5. Grover G. M., Bohdansky J., Bausse C. A. The use of a
new heat removal system in space thermionic power supplies. EUR
2229e, Ispra (Italy): Euratom Joint Nuclear Research Centre, 1965.
1-6. Busse C. A., Caron R., Cappelletti C. Prototypes of heat pipe
thermionic converters for space reactors. — IEE, 1st Conf, on Ther-
mionic Electrical Power Generation, London: 1965.
1-7. Leefer В. I. Nuclear Thermionic Energy Converter. — Proc.
20 th Annual Power Sources Conf. Atlantic City (N. J.): 1966,
p. 172—175.
1-8. Judge J. P. RCA test thermal energy pipe. — Missiles and
Rockets, 1966, v. 18, № 2, p. 36—38.
1-9. Deverall J. E., Kemme J. E. Satellite heat pipe. — USAEC
Report LA-3278. Contract W-7405-eng-36. Los Alamos Scient. Lab.
Univ, of Calif., 1970.
258
1-10. Wyatt T. A controllable heat pipe experiment for the SE-4
satellite. — JHU Tech. Memo APL-SDO-1134, AD 695 433. Johns
Hopkins Univ., Appl. Physics Lab., 1965.
1-11. Feldman К. T., Whiting G. H. The heat pipe and its poten-
tialities.— Engrs. Dig., London: 1967, v. 28 (3), p. 86.
1-12. Eastman G. Y. The heat pipe. — Scient. American, 1968,
v. 218 (5), p. 38—46.
1-13. Feldman К. T., Whiting G. H. Applications of the heat
pipe. — Meeh. Engng., 1968, v. 90, № 11, p. 48—53.
• 1-14. Cotter T. P. Theory of heat pipes. USAEC Report LA-3246.
Contract W7405-eng-36. Los Alamos Scient. Lab., Univ, of Calif.,
1965.
1-15. Cheung H. A critical review of heat pipe theory and appli-
cations. USAEC Report UCRL-50453. Lawrence Radiation Lab. Univ,
of Calif., 1968.
1-16. Katzoff S. Notes on heat pipes and vapour chambers and
their applications to thermal control of spacecraft. — USAEC Report
CS-M-66-23. Contract AT (29-1)-789. Proc, of Joint Atomic Energy
Commission/Sandia Lab. Heat Pipe Conf., held at Albuqurque (New
Mexico): Sandia Corporation, 1966, v. 1, № 10, p. 69—89.
1-17. Anand D. K. Heat pipe application to a gravity gradient
satellite. In: Proc, of ASME Annual Aviation and Space Conf., Be-
verley Hills. Calif.: 1968, p. 634—658.
1-18. Busse C. A. Heat pipe research in Europe. 2nd Int. Conf,
on Thermionic Elec. Power Generation. Report EUR 4210, f, e; Stre-
sa (Italy): 1969, p. 461—475.
1-19. Nozu S. Studies related to the heat pipe. — Trans. Soc.
Meeh. Engrs. (Japan), 1969, v. 35 (2), p. 392—401.
1-20. Savage C. J. Heat pipes and vapour chambers for satellite
thermal balance. RAE TR-69125, Royal Aircraft Establishment, Farn-
borough: Hants., 1969.
1-21. Москвин Ю. В., Филиппов Ю. И. Тепловые трубы. — ТВТ,
1969, т. 7, № 4, с. 766—775.
1-22. Turner R. С. The constant temperature heat pipe. A unique
device for the thermal control of spacecraft components. — AIAA 4th
Thermbphys. Conf., Paper 69-632, San Francisco: 1969, 16—19 June.
1-23. Бииерт. Применение тепловых труб для регулирования
температуры. — В сб.: Тепловые трубы, пер. с аигл. и нем. М.: Мир,
1972.
1-24. Gray V. Н. The rotating heat pipe — a wickless hollow
shaft for transferring high heat fluxes. ASME Paper 69-HT-19, 1969.
1-25. Sheppard T. D. Jr. Heat pipes and their application to
thermal control in electronic equipment. — Proc. National Electronic
Packaging and Prodn. Conf. Anaheim (Calif): 1969.
1-26. Calimbas A. T., Hulett R. H. An avionic heat pipe. — ASME
Paper 69-HT-16, 1969.
1-27. Eggers P. E., Serkiz A. W. Development of cryogenic heat
pipes. — ASME 70-WA/Ener-l, 1970.
1-28. Joy P. Optimum cryogenic heat pipe design. — ASME Pa-
per 70-HT/SpT-7, 1970.
17* 259
1-29. Mortimer A. R. The heat pipe. Engineering Note Nimrod/
NDG/70-34. Harwell: Rutherford Lab. Nimrod Design Group, 1970.
1-30. Lidbury J. A. A helium heat pipe. — Engineering Note
NDG/72-11. Harwell: Rutherford Lab. Nimrod Design Group, 1972.
К г л а в e 2
2-1. Cotter T. P. Theory of heat pipes.— LA-3246-MS, 1965.
2-2. Shaw D. J. Introduction to colloid and surface chemistry.
2nd Ed., Pub. Butterworth, 1970.
2-3. Semechenke V. K. Surface phenomena in metals and alloys.
Pergamon, 1961.
2-4. Bohdansky J., Sehins H. E. J. The surface tension of the
alkali metals. — «J. Inorg. Nucl. Chem.», 1967, v. 29, p. 2173—2179.
2-5. Bohdansky J., Sehins H. E. J. The temperature dependence of
liquid metals. — J. Chem. Phys., 1968, v. 49, p. 2982.
2-6. Busse C. A. Pressure drop in the vapour phase of long heat
pipes. — Thermionic Conversion Specialists Conf. Palo Alto (Calif.):
1967.
2-7. Grover G. M., Kemme J. E., Keddy E. S. Advances in heat
pipe technology. — 2nd International Symp. on Thermionic Electrical
Power Generation. Stresa (Italy):, 1968.
2-8. Ernst D. M. Evaluation of theoretical heat pipe perfor-
mance. — Thermionic Specialist Conference, Palo Alto (Calif.): 1967.
2-9. Bankston C. A., Smith J. H. Incompressible laminar vapour
flow in cylindrical heat pipes. — ASME Paper NV 7LWA/H-15, 1971.
2-10. Rohani A. R., Tien C. L. Analysis of the effects of vapour
pressure drop of heat pipe performance. — Int. J. Heat. Mass Trans.,
v. 17, p. 61—67.
2-11. Deverall J. E., Kemme J. E., Flarschuetz L. W. Some limi-
tation and trap-up problems of heat pipes, — LA-4518, 1970.
2-12. Кемме Д. А. Предельные характеристики тепловой тру-
бы.— В сб.: Тепловые трубы. Пер. с англ, и нем. М.: Мир, 1972.
2-13. Kemme J. Е. High performance heat pipes.—I. E. E. E.
Thermionic Specialist Conf., Palo Alto, Calif.: 1967.
2-14. Cheung H. A critical review of heat pipe theory and appli-
cation. — UCRL-50453, 1968.
2-15. Мак-Адамс В. Теплопередача. Пер. с англ. М.: Гос. на-
учно-техн. изд-во литературы по черной и цветной металлургии,
1961.
2-16. Тонг Л. Теплоотдача при кипении и двухфазное течение.
Пер. с англ. М.: Мир, 1969.
2-17. Nukiyama S. Maximum and minimum values of heat trans-
mitted from metal to boiling water under atmospheric pressure. —
J. Soc. Meeh. Eng. (Japan), 1934, v. 37, p. 367.
2-18. Eckert E. R., Drake R. M. Heat and mass transfer. 2nd
Ed. New York: McGraw-Hill, 1959.
2-19. Sehins H. E. J. Comparative study of wick and pool boiling
sodium systems. — Int. Heat Pipe Conf., Stuttgart: 1973.
0-20. Сю И. О предельных размерах впадин на поверхности на-
грева, являющихся активными центрами парообразования. — Труды
Амер, о-ва инж.-мех. Теплопередача, 1961, № 3, с. 18.
260
2-21. Griffith P., Wallis J. D. The role of surface conditions in
nucleate boiling.—Tech. Report N 14. Contract N5-ORI-07894.
M. I. T. Div. of Ind. Coop., 1968.
2-22. Rohsenhow W. M. A method of correlating heat transfer
data for surface boiling of liquids. Trans. A. S. M. E., 1955.
2-23. Rohsenow W. M., Griffith P. Correlation of maximum heat
flux data for boilihg of saturated liquids. — A. S. M. E. — A. I. С. E.
Heat Transfer Symp., Louisville: 1955.
2-24.» Caswell B. F., Balzhieser R. E. The critical heat flux for
boiling metal systems. — Chem. Eng. Prog. Symp. Series on Heat
Transfer. Los Angeles: 1966, v. 62, N 64.
2-25. Subbotin V. I. Heat transfer in boiling metals by natural
convection. — USAEC-Tr-7210, 1972.
2-Э6. Dwyer О. E. On incipient boiling wall superheats in li-
quid metals. —Int. J. Heat. Mass Transfer, 1969, v. 12, p. 1403—1419.
2-27. Philips E. C., Hinderman J. D. Determination of capillary
properties useful in heat pipe design. — A. S. M. E. — A. I. Ch. E.
Heat Transfer Conf. Minneapolis (Minnesota): 1967.
2-28. Феррелл Дж., Олливитч Дж. Теплообмен при испарении
в капиллярных структурах фитиля. — В сб.: Тепловые трубы. Пер.
с англ, и нем. М.: Мир, 1972.
2-29. Corman J. С., Welmet С. Е. Vaporisation from capillary
wick structures. — A. S. M. E. — A. I. Ch. E. Heat Transfer Conf.,
Paper 71-HT-35. Tulsa (Oklahoma): 1971.
2-30. Абхат А., Себан P. Кипение н испарение воды, ацетона
и этилового спирта в фитилях тепловых труб.—Труды Амер. Об-
щества инж.-мех. Теплопередача, 1974, № 3, с. 74.
2-31. Marto Р. S., Mosteller W. L. Effect of nucleate boiling and
the operation of low temperature heat pipes. — A. S. M. E. —
A. I. Ch. E. Heat Transfer Conf., Minneapolis (Minnesota): 1969.
2-32. Castello С. P., Frea W. J. The roles of capillary wicking
and surface deposits in attainment of high boiling burnout heat
fluxes. —A. I. Ch. E. J., 1964, № 10(3), p. 393.
2-33. Pressure balance and maximum power density at the eva-
porator gained from heat pipe experiments./ Reiss F. et al. — 2nd
Int. Symp. on Thermionic Electrical Power Generation. Stressa (Ita-
ly): 1968.
2-34. Balzhieser R. E. e. a. Investigation of liquid metal boiling
heat transfer. — AFAPL-TR-66-85. Air Force Propulsion Lab. Wright
Patterson, AFB/Ohio, 1966.
2-35. Moss R. A., Kelley A. J. Neutron radiographic study of
limiting heat pipe performance. — Int. J. Heat Mass Transfer, 1970,
v. 13(3), p. 491—502.
2-36. Ferrell J. K., Davis R., Winston H. Vaporisation heat trans-
fer in heat pipe wick materials. — Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf.
Stuttgart: 1973.
2-37. Davis W. R., Ferreli J. K. Evaporative heat transfer of
liquid potassium in porous media.—A. I. A. AJA. S. M. E. 1974.
Thermophysics and Heat Transfer Conf. Boston (Mass.): 1974.
2-38. Alexander E. G. Structure property relationship in heat
pipe wicking materials: PhD Thesis./ N. C. State Univ., 1972.
261
2-39. Vaporisation heat transfer in heat pipe wick materials/
Ferrell J. K. e. a.—A. I. A. A. thermophysics Conf. San Antonio,
Texas: 1972.
2-40. Asselman G. A. A, Green D. B. Heat pipes. Philips Tech.
Rev., 1973, v. 33, № 4, p. 104—113.
2-41. Busse C. A. Theory of ultimate heat transfer limit of
cylindrical heat pipes.— Int. J. Heat Mass Transfer, 1973, v. 16,
p. 169—186.
2-42. Busse C. A., Vinz P. Axial heat transfer limits of cylin-
drical sodium heat pipes between 25,W/cm2 and 15.5 kW/cm2. — Int.
Heat Pipe Conf. Stuttgart: 1973.
К главе 3
3-1. Asselman G. A. A., Green D. B. The heat pipe — an applied
technology. — Philips Technical Rev., 1972, p. 32—34.
3-2. Deverall J. E. Mercury as a heat pipe fluid. — ASME Paper
70-HT/SpT-8, 1970.
3-3. Ready D. A. Mercury wetting of wicks. — Proc. 4th С. H. I.
S. A. Conf. Prague: 1972.
3-4. Bienert W. Heat pipes for solar energy collectors. — Proc.
1st Int. Heat Pipe Conf. Paper 12—1, Stuttgart: 1973.
3-5. Quataert D., Busse C. A., Geiger F. Long time behaviour of
high temperature tungsten-rhenium heat pipes with lithium or silver
as the working fluid. 1st Int. Heat Pipe Conf. Paper 4-4, Stuttgart:
3-6. Lidbury J. A. A helium heat pipe. — Nimford Design Group
Report NDG-72-11, Rutherford Lab. (Engla'nd), 1972.
3-7. Groll M. Warmerohre als Baudemente in der Warm- und
Kaltetechnik. — Brennst — Waermekraft, 1973, Bd 25, № 1.
3-8. Marto P. J., Mosteller W. L. Effect of nucleate boiling on
the operation of low temperature heat pipes.—ASME Paper 69-HT-24,
1969.
3-9. Phillips E. C. Low temperature heat pipe research program.—
NASA CR-66792, 1970.
3-10. Keser D. Experimenta determination of properties of sa-
turated sintered wicks. — Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf. Stuttgart:
1973.
3-11. Moritz K-, Pruschek R. Limits of energy transport in heat
pipes. Chemie Ing. Technik, 1969, v. 41, № 1, 2.
3-12. Vinz P., Busse C. A. Axial heat transfer limits of cylindri-
cal sodium heat pipes between 25 W/cm2 and 15.5 kW/cm2. — Proc.
1st Int. Heat Pipe Conf. Paper 2—1. Stuttgart: 1973.
3-13. Busse C. A. Heat pipe research in Europa. Euratom Report.
EUR 4210 f, 1969.
3-14. Quataert D., Busse C. A., Geiger F. Long term behaviour
of high temperature tungsten-rhenium heat pipes with lithium or
silver as working fluid. — Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf., Paper 4—4.
Stuttgart: 1973.
3-15. Schorff A. M., Armand M. Le Caloduc. Revue Techniques
Thompson-CSF, 1969, № 4.
262
3-16. Farran ft. A., Startler К. Ё. Determining wicking properties
of compressible materials for heat pipe applications. — Proc. Avn.
and Space Conf., Beverly Hills (Calif.): 1968, p. 659—670.
3-17. Ferrell J. K., Alleavitch J. Vaporisation heat transfer in ca-
pillary wick structures. — Dept. Chem. Engng. Report, North Carolina
University, Raleigh (USA): 1969.
3-18, Freggens R. A. Experimental determination of wick pro-
perties for heat pipe applications. — 4th Intersoc. Energy Conversion
Engng. Conf. Washington D. C.: 1969, p. 888—897.
3-19. Phillips E. C., Hindertnan J. D. Determination of proper-
ties of capillary media useful in heat pipe design. — ASME Paper
69-HT-18, 1969.
3-20. Birnbreier H. Gammel G. Measurement of the effective ca-
pillary radius and the permeability of different capillary structures.—
1st In. Heat Pipe Conf., Paper 5—4. Stuttgart: 1973.
3-21. Langston L. S., Kunz H. R. Liquid transport properties of
some heat pipe wicking materials. — ASME Paper 69-HT-17, 1969.
3-22. McKinney B. G. An experimental and analytical study of
water heat pipes for moderate temperature ranges. — NASA
TM-X-53849. Alabama: Marshall Space Flight Center, 1969.
3-23. Calimbas A. T. Hulett R. H. An avionic heat pipe. — ASME
Paper 69-HT-16, 1969.
3-24. Katzoff S. Heat pipes and vapour chambers for thermal
control of spacecraft. — AIAA Paper 67-310, 1967.
3-25. Hoogendorn C. J., Nio S. G. Permeability studies on wire
screens and grooves. — Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf., Paper 5—3,
Stuttgart, 1973.
3-26. Chun K. R. Some experiments on screen wick dry-out li-
mits.—ASME Paper 71-WA/HT-6, 19171.
3-27. Исследование тепло- и массопереиоса в тепловой трубе
с натриевым теплоносителем/ Ивановский М, И., Сорокин В. П.,
Субботин В. И. и др. — ТВТ, 1970, т. 8, № 2, с. 319.
3-28. Gorring R. L., Churchill S. W. Thermal conductivity of
heterogeneous materials. — Chem. Engng. Progress, 1961, v. 57,
N 7.
3-29l Maxwell J. C. A treatise on electricity and magnetism. 3rd
edn. OUP, 1891.
3-30. Joy P. Optimum cryogenic heat pipe design. ASME Paper
70-HT/SpT-7, 1970.
3-31. Eggers P. E., Serkiz A. W. Development of cryogenic heat
pipes. ASME Paper 70-WA/Ener-l, 1970.
3-32. Kosowski N., Kosson R. Experimental performance of gro-
oved heat pipes at moderate temperatures. — AIAA Paper 71—409,
1971.
3-33. Basiulis A., Filler M. Operating characteristics and long
life capabilities of organic fluid heat pipes.—AIAA Paper 71—408.
6th AIAA Thermopgys. Conf. Tullahoma (Tennessee): 1971.
3-34. Kreeb H., Groll M., Zimmermann P. Life test investigations
with low temperature heat pipes.— 1st Int. Heat Pipe Conf., Paper
4—1. Stuttgart, 1973.
263
5-35. Busse C. A., Campanile A., Loens J. Hydrogen generation
in water heat pipes at 250°C. — Proc. 1st Int. Heat Pipes Conf., Paper
4—2. Stuttgart; 1973.
3-36. Gerrels E. E., Larson J. W. Brayton cycle vapour chamber
(heat pipe) radiator study. — NASA CR-1677, General Electric Com-
pany. Philadelphia: NASA, 1971.
3-37. The resistance of aluminium alloys to corrosion/ Dik E. H.
e. a. — Metals Handbook. Ohio: American Society for Metals, 1961,
v. 50.
3-38. Freon T. F., Solvent E. 1. — Dupont de Nemours and Co.
Inc. Tech. Bulletin FSR-1, 1965.
3-39. Marcus B. D. Theory and design of variable conductance
heat pipes. — TRW System Group, NASA CR-2018, 1972.
3-40. Kemme J. E. Heat pipe capability experiments. Report
LA-3585. Los Alamos Scient. Lab., 1966.
3-41. Van Andel E. Heat pipe design theory. Report EUR
№ 4210 e, f. Euratom Center for Information and Documentation,
1969.
3-42. Busse C. A. Theory of the ultimate heat transfer limit of
cylindrical heat pipes. — Int. J. Heat Mass Transfer, 1973, v. 16,
p. 169—186.
3-43. Уиб Дж., Джад P. Измерение толщины перегретого слоя
при пузырьковом кипении насыщенной и недогретой жидкости.—
Труды Амер, общ-ва инж.-мех., Теплопередача, 1971, № 4, с. 132.
3-44. Мак-Адамс В. Теплопередача. Пер. с англ. М.: Гос. на-
учно-техн. изд-во литературы по черной и цветной металлургия,
1961.
К гл а в е 4
4-1. Пат. № 1281272 (Англия).
4-2. Evans U. R. The corrosion and oxidation of metals. — First
Supplementary Volume. St. Martin’s Press Inc., 1968.
4-3. Organic Solvents/Ed. Weissberger. Proskauer: Riddick and
Toops, Interscience, 1965.
4-4. Birnbreier Gammel G. Long time tests of Nb 1% Zr heat pi-
pes filled with sodium and caesium. — Proc. 1st Heat Pipe Conf.,
Stuttgart: 1973.
4-5. Grover G. M., Kemme J. E., Keddy E. S. Advances in heat
pipe technology. — Int. Symp. on Thermionic Electrical Power Gene-
ration. Stresa (Italy): 1968.
4-6. Rice G. R., Jennings J. D. Heat pipe filling.— 1st Int. Heat
Pipe Conf., Stuttgart: 1973.
4-7. Vinz P., Cappelletti C., Geiger F. Development of capillary
structures for high performance sodium heat pipes. — Proc. 1st Int.
Heat Pipe Conf., Stuttgart: 1973.
4-8. Quataert D., Busse C. A., Geiger F. Long time behaviour
of high temperature tungsten-rhenium heat pipes vith lithium and
silver as the working fluid.—Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf., Stutt-
gart: 1973.
264
4-9. Busse C. A., Geiger F., Strub H. High temperature lithium
heat pipes. — Int Symp. on Thermionic Electrical Power Generation.
Stresa (Italy): 1968.
4-10. Baker E. Prediction of long term heat pipe performance
from accelerated life tests. — AIAA Journal, 1973, v. 11, N 9.
4-11. Anderson W. T. Hydrogen evolution in nickel-water heat
pipes. — AIAA Paper 73—726, 1973.
4-12. Kissner G. L. Development of a cryogenic heat pipe.—
Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf., Paper 10—2. Stuttgart: 1973.
4-13. Nelson В. E., Petrie W. Experimental evaluation of a cryo-
genic heat pipe/radiator in vacuum chamber. — Proc. 1st Int. Heat
Pipe Conf., Paper 10—2a. Stuttgart: 1973.
4-14. Marshburn J. P. Heat pipe investigations. — NASA
TN-D-7219, 1973.
К г л а в e 5
5-1. Construction and test of a flexible heat pipe/Bliss F. E.
et. al. —ASME Paper 70-HT/SpT-13, 1970.
5-2. Пат. № 1322276 (Англия).
5-3. Eastman G. Y. The heat pipe — a progress report. — 4th
Intersoc. Energy Conversion Conf. Washington (D. C.): AIChE, 1969,
p. 873—878.
5-4. Dresner L. Elektrokinetic phenomena in charged microca-
pillaries.— J. Phys. Chemistry, 1963, v. 67, p. 1635.
5-5. Burgeen D., Nakache F. R. Electrokinetic flow in ultrafine
capillary slits. — J. Phys. Chem., 1964, v. 68, p. 1084.
5-6. Abu-Romia M. M. Possible application of electro-osmotic
flow pumping in heat pipes.—AIAA Paper 71—423, 1971.
5-7. Operating characteristics of capillary limited heat pipes./
Gosgrove J. H. et. al. — J. Nuclear Energy, 1967, v. 21, p. 547—548.
5-8. Jones T. B. Electrohydrodynamic heat pipes. — Int. J. Heat
Mass Transfer, 1973, v. 16, p. 1045—1048.
5-9. Chisholm D. The anti-gravity thermosyphon. Symp. on Mul-
tiphase Flow Systems. — I. Meeh. E./I. Chem. E., Symp. Series. 38,
1974.
5-10. Kirkpatrick J. P. Variable conductance heat pipes—from the
laboratory to space. — Proc. 1 st International Heat Pipe Conf., Stutt-
gart: 1973.
5-11. Brost O., Schubert К. P. Development of alkali-metal heat
pipes as thermal switches. — Proc. 1st Int. Heat Pipe Conf., Stuttgart:
1973.
5-12. Eddleston B. N. F., Hecks K. Application of heat pipes to
the thermal control of advanced communications spacecraft. — Proc.
1st Int. Heat Pipe Conf. Stuttgart: 1973.
5-13. Rice G. Four-way thermogradient plate for seed germina-
ting studies. — Reading University, 1975.
5-14. Gray V. H. The rotating heat pipe. A wickless hollow shaft
for transferring high heat fluxes. — ASME Paper № 69-HT-19, 1969.
5-15. Gray V. H., Marto p. J., Joslyn A. W- Boiling heat transfer
2Q5
coefficients: interface behaviour and vapour quality in rotating boiler
operation to 475 g. — NASA TN D-4136, 1968.
5-16. Costello С. P., Adams J. M. Burn out fluxes in pool boiling
at high accelerations. — Meeh. Eng. Dept, Univ, of Washington.
Washington (D. C.): 1960.
5-17. Bellback L. J. The operation of a rotating wickles heat pipe:
M. Sc. Thesis (Ad 701674)/ United States Naval Postgraduate Scho-
ol. Monteney (Calif.): 1969.
5-18. Daniels T. C., Al-Jumaily F. K. Theoretical and experi-
mental analysis of a rotating wickless heat pipe.— Proc. 1st Interna-
tional Heat Pipe Conference, Stuttgart: 1973.
5-19. Al-Jumaily F. K. An investigation of the factors affecting
the performance of a rotating heat pipe: Ph. D. Thesis. University
of Wales, 1973.
5-20. Palasek F. Cooling of a. c. motor by heat pipes. — Proc.
1st Int. Heat Pipe Conf., Stuttgart: 1973.
5-21. Industrial applications of low temperature heat pipes/
Groll M„ Kraus G., Krul H. et. al. — Proc. 1st Int Heat Pipe Conf.,
Stuttgart: 1973.
К главе 6
6-1. Wyatt T. A controllable heat pipe experiment for the SE-4
satelite. JHU Tech. Memo. APL-SDO-1134, Johns Hopkins University,
Appl. Phys. Lab., AD 695433, 1965.
6-2. Development of a high capacity variable conductance heat
pipe/ Kosson R. et. al. — AIAA Paper 73—728, 1973.
6-3. Marcus B. D., Fleischman G. L. Steady state and transient
performance of not reservoir gas controlled heat pipes. — ASME Pa-
per 70-HT/SpT-11, 1970.
6-4. Turner R. C. The constant temperature heat pipe—a unique
device for 1 hermal control of spacecraft components. — AIAA 4th
Thermophysics Conf., Paper 69—632, 1969.
6-5. Rogovin J., Swerdling B. Heat pipe applications to space
vehicles. — AIAA Paper 71—421, 1971.
6-6. Bienert W., Brennan P. J. Transient performance of electri-
cal feedback-controlled variable conductance heat pipes. — ASME Pa-
per 7l-Av-27, 1971.
6-7. Bienert W., Brennan P. J., Kirkpatrick J. P. Feedback-con-
trolled variable conductance heat pipes. — AIAA Paper 71—421, 1971.
6-8. Study to evaluate the feasibility of a feedback-controlled va-
riable conductance heat pipe/ Bienert W. e. a.—Tech. Summary Re-
port DTM-70-4, Contract NASL-5772. Dynatherm: 1970.
6-9. Depew C. A., Sauerbrey W. J., Benson B. A. Construction
and testing of a gas-loaded passive control variable conductance heat
pipe. — AIAA Paper 73—727, 1973.
6-10. Бинерт У. Применение тепловых труб для регулирования
температуры. — В сб.: Тепловые трубы. Пер. с англ, н нем. М.:
Мир, 1972.
6-11. Katzoff S. Heat pipes and vapour chambers for the ther-
mal control of spacecraft. — AIAA Paper 67—310, 1967.
6-12. Kirkpatrick J. P., Marcus B. D. A variable conductance heat
pipe experiment — AIAA Paper 71^411, 1971.
6-13. Anand D. K., Hester R. B. Heat pipe applications for spa-
cecraft thermal control. — Tech. Memo. TG-922, Johns Hopkins Uni-
versity, 1967.
6-14. Schlosinger A. P. Heat pipes for space suit temperature
control. — Aviation and Space Conf., AIAA. Los Angeles: 1968.
6-15. Katzoff S. Notes on heat pipes and vapour chambers and
their applications to thermal control of spacecraft. — USAEC Report
SC-M-66-623. Proc. Joint Atomic Energy Commission/ Sandia Lab.
Heat Pipe Conf., 1966, v. 1, p. 69—89.
6-16. Marcus B. D. Theory and design of variable conductance
heat pipes. — NASA CR-2018, 1972.
6-17. Edwards D. K., Marcus B. D. Heat and mass transfer in the
vicinty of the vapour/ gas front in a gas loaded heat pipe. — Sub-
mitted for presentation at ASME Winter Annual Meeting, Washing-
ton, D. C.: 1971. Pub. Trans. ASME, Ser. C, 1972, v. 94, N 2.
6-18. Самогий, Йен. Приближенный анализ процесса диффузии
в саморегулирующейся тепловой трубе. — Труды Амер, общ-ва
ииж.-мех., Теплопередача, 1973, № 1, с. 102.
6-19. Рохани, Дянь. Стационарный тепло- н массообмеи в па-
рогазовой области тепловой трубы, заполненной некоидеисирую-
щимся газом (двухмерное приближение). — Труды Амер, общ-ва
ииж.-мех. Теплопередача, 1973, № 3, с. 92.
6-20. Saaski Е. W. Gas occlusions in arterial heat pipes. — AIAA
Paper 73—724, 1973, № 3, c. 92.
6-21. Saaski E. W. Investigation of bubbles in arterial heat pi-
pes.—NASA CR-114531, 1973.
6-22. Edwards D. K-, Fleischman G. L., Marcus B. D. User’s ma-
nual for the TRW gas pipe 2 program. NASA CR-114672, TRW Sys-
tems Group, 1973.
К г л а в e 7
7-1. Leafer В. I. Nuclear thermionic energy converter.— Proc,
of 20th Annual Power Sources Conf., 1966, p. 172—175.
7-2. Corman J. C., McLaughlin M. H. Thermal Development of
heat pipe cooled I. C. packages. — ASME Paper 72-WA/HT-44, 1972.
7-3. Basiulis A., Hummel T. A. The application of heat pipe tech-
niques to electronic component cooling.—ASME Paper 72-WA/HT-42,
1972.
7-4. Savage C. J. Heat pipes and vapour chambers for satellite')
thermal balance. — RAE Tech. Report 69125, 1969.
7-5. Katzoff S. Heat pipes and vapour chambers for thermal cont-
rol of spacecraft. — AlAA Paper 67—310, 1967.
7-6. Thurman J. L., Mei S. Application of heat pipes to spacecraft
thermal control problems. — Tech. Note AST-275, Brown Engineering
(Teledyne), 1968.
7-7. Conway E. C., Kelley M. J. A continuous heat pipe for
spacecraft thermal control. — General Electric Space Systems. Penn-
sylvania.
267
7-8. Kirkpatrick J. P., Marcus 6. D. A variable conductance heat
pipe experiment AIAA Paper 71—411, 1971.
7-9. Basiulis A. Uni — directional heat pipes to control TWT tem-
perature in synchronous orbit. — NASA Contract NAS-3-9710. Calif.
Hughes Aircraft Co., 1969.
7-10. Heat pipe applications for space vehicles. Grumman Aeros-
pace/ Roukis J. et. al.— AIAA Paper 71—412, 1971.
7-11. Turner R. C. The constant temperature heat pipe — a unique
device for the thermal control of spacecraft components. — ALAA
4th Thermophysics Conf., Paper 69—632, 1969.
7-12. Edelstein F., Hembach R. J. Design, fabrication and testing
of a variable conductance heat pipe for equipment thermal control.
AIAA Paper 71—422, 1971.
7-13. Scollon T. R. Heat pipe energy distribution system for
spacecraft thermal control. — AIAA Paper 71—41.2, 1971.
7-14. Wyatt T. Controllable heat pipe experiment. Report
SDO-1134, Johns Hopkins Univ., Appl. Phys. Lab., 1965.
7-15. Orbiting astronomical observatory heat pipe flight perfor-
mance data/ Harwell W. et. al.—AIAA Paper 73—758, 1973.
7-16. Bienert W., 'Kroliczek E. Experimental high performance
heat pipes for the OAO-C spacecraft. — ASME Paper 71-Av-26, 19f71.
7-17. Development of a self-priming high capacity heat pipe for
flight on ОАО-С/ Edelstein F. et. al.—AIAA Paper 72—257, 1972.
7-18. Deyoe D. P. Heat recovery—how can the heat pipe help.—
ASHRAE Journal, 1973, № 4, p. 35—38.
7-19. Behrens C. W. Heat pipes: Breakthrough in thermal eco-
nomy? Appliance manufacteurer (US): 1973, p. 72—75.
7-20. Waters E. D. Arctic tundra kept frozen by heat pipes. The
oil and Gas. 1974, 26 August, p. 122—125.
7-21. Larkin B. S., Johnston G. H. An experimental field study
of the use of two-phase termosiphons for the preservation of per-
mafrost.— Paper at 1973 Annual Congress of Engineering. Inst, of
Canada, Montreal: 1973.
7-22. Thiele F. A. J., Mier P. D., Reay D. A. Heat transfer across
the skin: The role of the resting sweet gland. — Proc; Congress on
Thermography. Amsterdam (Holland): 1974.
7-23. Thiele F. A. J. Measurements of the surface of the skin:
Doctoral thesis/ Dept, of Dermatology, Nijmegen Univ. Holland:
1974.
a_o_D_D_a_Q_a_Q_o_a_o_a_o_D-n_a_a-a
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие к русскому изданию ........ 3
Предисловие авторов.................................... 6
Обозначения............................................ 7
Введение...............................................1°
Глава п е р в а я. История создания тепловых труб ... 16
Глава вторая. Теория тепловых труб.....................22
2-1. Введение......................................22
2-2. Поверхностное натяжение и поверхностная энергия 24
2-3. Перепад давления, обусловленный силами трения . . 29
2-4. Перепад давления в жидкой фазе ..’.... 31
2-5. Перепад давления в паровой фазе...............35
2-6. Гравитационный напор..........................49
2-7. Срыв жидкости.................................49
2-8. Теплопередача и разность температур в тепловых
трубах.............................................51
2-9. Пределы теплопередающей способности тепловых труб 75
Глава третья. Анализ практики конструирования тепло-
вых труб...............................................78
3-1. Рабочая жидкость..............................78
3-2. Фитиль или капиллярная структура ..... 83
3-3. Термическое сопротивление фитилей, насыщенных
жидкостью..........................................90
3-4. Корпус трубы..................................94
3-5. Совместимость материалов......................94
3-6. Количество рабочей жидкости в трубе .... 104
3-7. Заполнение трубы.............................105
3-8. Запуск тепловой трубы........................105
3-9. Пример конструктивного расчета А.............108
3-10. Пример конструктивного расчета В г . . . 116
3-11. Пример конструктивного расчета С.............117
Глава четвертая. Производство и испытание тепловых
труб..................................................118
4-1. Изготовление и сборка трубы........................119
4-2. Методики ресурсных испытаний тепловых труб . . 145
269
4-3. Измерение Характеристик тепловой трубы . . . 154
Глава п я т а я. Специальные виды тепловых труб ... 161
5-1. Плоские тепловые трубы..........................161
5-2. Гибкие тепловые трубы...........................162
5-3. Трубы с простой осмотической перекачкой конденсата 164
5-4. Электроосмотическая и электрогидродииамическая
перекачка рабочей жидкости........................165
5-5. Аитигравитациоииые или обращенные термосифоны 168
5-6. Тепловые трубы в роли тепловых выключателей и
тепловых диодов...................................170
5-7. Вращающиеся тепловые трубы......................173
Глава шестая. Тепловая труба переменной проводимости 177
6-1. Пассивное регулирование с помощью сильфона . . 179
6-2. Тепловые трубы переменной проводимости с горячим
резервуаром.......................................181
6-3. Регулирование с обратной связью в применении к теп-
ловым трубам переменной проводимости . . . . 182
6-4. Другие способы регулирования....................185
6-5. Сравнение систем................................185
6-6. Анализ тепловых труб переменной проводимости, ре-
гулируемых на основе принципа обратной связи . . 192
6-7. Сравнение теории и эксперимента — регулирование
с активной обратной связью ...................... 202
6-8. Влияние неконденсирующегося газа на рабочую
жидкость в тепловых трубах переменной проводимости 204
6-9. Программа ЭВМ для расчета тепловых труб пере-
менной проводимости...............................207
Глава седьмая. Применение тепловых труб .... 208
7-1. Сферы приложения тепловых труб..................208
7-2. Кокильное литье и литье под давлением . . . . 210
7-3. Охлаждение элементов электронного оборудования . 212
7-4. Космический корабль ............................218
7-5. Регенерация теплоты и обогрев помещений . . . 225
7-6. Термоиоииый источник энергии................*. 228
7-7. Сохранение вечной мерзлоты..................230
7-8. Двигатели Стирлинга.........................232
7-9. «Вапайп» (испаритель топлива на основе тепловой
трубы)............................................234
7-10. Биологическая тепловая труба ...................236
7-11. Другие практические приложении тепловых труб . 237
Приложения...........................................239
Приложение 1. Свойства рабочих жидкостей .... 239
Приложение 2. Теплопроводность материалов корпусов
тепловых труб и фитилей...............................248
Приложение 3. Поставщики материалов, используемых
при изготовлении тепловых труб........................249
270
Приложение 4. Изготовители тепловых труб .... 249
Приложение 5. Библиография по практическому исполь-
зованию тепловых труб...............................250
Приложение 6. Патенты по тепловым трубам . . 253
П-6-1. Принцип действия тепловой трубы..............253
П-6-2. Геометрии фитилей............................254
П-6-3. Технология производства......................254
П-6-4. Применение.............................. . 255
П-6-5. Тепловые трубы переменной проводимости . . . 256
П-6-6. Другие типы тепловых труб....................256
Список литературы................•......................258