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前言

超导磁体系统采用低温制冷机替代液氦等低温液体作为冷源，具有运行成本低，结构紧凑，安全可靠等特点。

高纯铜是一种典型的超导磁体与低温制冷器间的传热材料。由于固体材料相对于低温液体材料的导热系数有限，在超导磁体与制冷机相距较远的情况下，导热冷却型超导磁体系统存在温度梯度大、温度稳定性差等问题，导致超导磁体产生的热量无法及时转移，极易发生失超现象。

试验设备和系统

因此，如何在低温制冷机和超导磁体间实现高效导热，是制约超导磁体技术发展的关键。脉动热管（PHP）作为解决这一问题的有效手段，受到了国内外学者的广泛关注。

90年代，日本学者Akachi首先提出了一种新型热管——脉动热管。图1所示为典型闭环PHP系统的概念图，该系统由一条细长的金属毛细管在蒸发区与冷凝区间来回弯曲构成，两头连接着充气管，余下部分为绝热区。该装置采用先抽真空后注入工作介质的方法，使工作流体因表面张力而在管道中形成气液两相交替分布的方法。

汽化过程中，汽化段受热后，汽化段形成新的汽化气塞，汽化段膨胀升压推动工质向凝汽区流动，但汽化过程中汽化气塞收缩破裂，导致压力降低。蒸发区与凝发区压力差及相邻管段压力不均，使工质脉动流动，实现换热。

脉动热管兼具对流传热和相变传热，具有传统热管高热导率、无能耗等优点，且结构简单、成本低、无需吸液芯、布置灵活、能适应微重力环境等优点，使其在工业、微电子等领域的应用日益广泛。

目前，国内外对脉动热管的研究主要集中于常温温区，而对低温条件下脉动热管的研究才刚刚开始。研究人员以氮、氖、氢、氦为工作流体，对低温脉动热管在63.2—126.2K,24.6—44.5K,14.0—33.2K,2.2—5.2K时的传热性能进行了实验研究，展现出了其在冷却超导磁体和低温传热方面的巨大潜力。

然而，由于脉动热管内部复杂的气液两相流动与热质传递现象，影响其换热性能的因素较多，尚未得到有效控制与优化，至今尚未见低温脉动热管在工程中的应用报道。为探索低温脉动热管用于超导磁体冷却的可行性，本项目拟研制一种新型液氦脉动热管，用于超导磁体冷却。

（1）液氦脉动热管

从图2可以看出，实验中所用的液氦PHP是由一条毛细管弯成48条平行的管道，管道两端通过T形不锈钢三通与一条直径为0.3毫米的充液管相连，形成一个闭环系统。为了使毛细管结构紧凑，将毛细管分成4层，每层12条通道平行排列，每层间距4毫米。合理的毛细管内直径是实现脉动热管脉动化的基础，毛细管内流体将在毛细管内形成气液两相交替分布，此时重力作用减弱，毛细作用力将占主导地位。

在本试验中，选用不锈钢材质、内径0.5毫米、外径0.8毫米的PHP毛细管，并满足上述式（1）的要求。

此PHP分三段，即蒸发段，冷凝段，绝热段，其长度分别为50毫米、50毫米、100毫米。其中，蒸发区、冷凝区通过锡焊将毛细管焊入高纯铜片的凹槽内；每个铜片尺寸为120毫米×50毫米×4毫米，在蒸发段和冷凝段各放4片，铜片用锡焊紧固。

在实验过程中，为了消除从充气管流入PHP的漏热，把充气管附近的一块铜板与GM制冷机相连，形成了一个凝结段。前期实验结果表明，该PHP具有优良的传热性能，在充液率66.1%和蒸发段1.1W加热条件下，其有效热导率最高可达12330W/（m·K）。

（2）试验装置

本项目拟在已有工作的基础上，开展基于液氦脉动热管冷却超导磁体的实验研究，如图3所示。其中，真空罩是用不锈钢制造的。冷量由日本住友重工业株式会社（GM）提供，一次冷头的冷却功率为35瓦，二次冷头的冷却功率为4.2K。

超导磁体模型与实际的超导磁体完全相同，它是用铜线代替铌钛超导线，在6063铝合金框架上绕制而成，重量大约为16.55kg，内径为101毫米，室温孔径为40毫米，高度为324毫米，由4根直径为2.5毫米的不锈钢支撑杆吊装在真空罩内，与此同时，为了减少通过支撑杆的传导漏热，超导磁体的支撑杆用柔性铜编织带与GM制冷机的一级冷头连接起来。

采用高纯铜制作的防辐射罩，连接在GM制冷机的一阶冷头上，可在室温下消除辐射。作为GM制冷机冷却超导磁体的传热部件，液氦PHP垂直放置在真空室中，冷凝段位于蒸发段的上边，冷凝段的铜板通过L形铜板与GM制冷机二级冷头连接，蒸发段的铜板则由另一块L形铜板与超导磁体模型的底部连接。

为降低接触热阻，在真空罩内的所有接触热传导界面都涂上了阿普森低温导热脂，并在其表面覆上了一层铟薄膜。另外，超导磁体模型，PHP，两级冷却头，以及防辐射屏蔽层都包覆有多层隔热材料，以降低辐射漏热。实验前，采用中科科仪FJ-620F型涡轮式分子泵机组，在真空罩内形成较高的真空度，有效地消除了气体的对流与导热作用。

实验中所用的温度传感器是中国科学院物理所低温测量站校准的Rh-Fe温度计，其精度为0.1K，安装在超导磁体的顶面和底面，PHP的冷凝区和蒸发区，GM制冷机的一次冷头和二次冷头，以及热辐射屏蔽罩上，如图3所示。

所有的温度计都是用四线制的方法测量的，为了提高与外界的热接触，还涂上了阿普森N型低温导热脂。一块100欧姆电阻的聚酰亚胺热薄膜贴在超导磁铁模型上，并与Keithley2425数位电流表相连，以模拟超导磁铁运转时所产生的热量。

另外，还设计了两个压力传感器，通过对液面压力波动及缓冲罐内压力的监测，实现了对液面充填速率的控制。数据采集系统用来采集温度、压力、加热电压和电流，这些数据由Keithley3706数据采集器输入到工业控制计算机中，并用自编的Labview程序进行记录，如图4所示。

（3）充注系统和试验步骤

不同充液率的脉动热管具有不同的换热特性。在4.2K条件下，液氦脉动热管的充液率是指液氦脉动热管的充液率。如果在常温下，直接向PHP充注氦气，由于充注压力过高，难以实现，因此，本实验装置设有充注系统，该系统由缓冲罐、高纯氦气瓶、分子泵机组、2个压力传感器和3个截止阀组成，如图5所示。

采用压力传感器P1对液面压力脉动进行监控，并在缓冲罐内安装了压力传感器P2，用来控制液面的充液速度。本试验采用高纯度氦，纯度达99.999%.在充注氦气之前，需要先进行吹洗净化：先打开阀门V1、V2，用分子泵机组将PHP和缓冲罐抽真空，再打开V3、关闭V2，将高纯氦气从氦气瓶中充入缓冲罐和PHP。

在5次以上的净化之后，将一定数量的氦气注入缓冲罐和PHP。在这一点上记录缓冲器的初压。接着，他将真空罩内的真空抽到了最大，V1开启，V2关闭，V3关闭，然后打开了GM制冷机，将PHP与超导磁铁冷却到了工作温度。当缓冲罐中的压力下降到相应的充液速率时，关闭全部断流阀。以氦为理想气体，根据质量守恒定律及理想气体状态方程，计算充液率：

公式中：P0是充气前缓冲罐内的初始压力，单位为帕；P1是在充气完毕后缓冲罐中的压力，单位为帕斯卡；VBT是缓冲罐内容积单位，单位为立方公尺；TBT是在缓冲器中氦的温度，单位为K；；容积容积以立方米表示；氦是氦的气体常数。

在冷却过程结束后，通过调整超导磁体表面加热薄膜的加热电流，逐步提高加热功率，直至达到PHP的传热极限为止。在不同的充液速率下，重复以上试验。PHP的热传导特性一般用有效热导率K表达式：

公式中：Q是以W表示的加热功率；其中，L表示绝热段的长度，单位为m；A表示PHP毛细管内截面，单位为立方公尺；TE是汽化过程中的平均温度，TC是汽化过程中的平均温度。

试验结果及讨论

（1）液氦PHP冷却性能

超导磁体在制冷机导热冷却系统中，必须考虑从室温到工作温度的冷却过程。因此，低温PHP的制冷性能成为制约其实际应用的重要因素，但目前对其研究较少。本文对48通道液氦PHP在有磁铁和无磁铁两种情况下的冷却过程进行了实验研究，并给出了相应的温度、压力数据，如图6所示。整个冷却过程可划分为如下阶段。

(1)AB阶段：在GM启动之后，随着GM制冷机二次冷头温度的降低，PHP冷凝段的温度迅速下降，1.5小时后下降到20K左右，但由于PHP蒸发段与磁铁距离较远，此时液氦PHP的传热主要是通过毛细管壁与静止氦气的导热进行的，热阻很大，所以PHP的温度下降不大。

(2)BC段：GM制冷机二次冷头及PHP凝结段温度在20K以下达到拐点，随后逐渐降低，超导磁铁及PHP蒸发段温度以一定速度降低至145K左右，此段换热仍以气体静止导热及管壁导热为主。

1. CD段：PHP凝结段及GM制冷机二次冷头的温度波动剧烈，压力波动剧烈，超导磁铁及PHP蒸发段冷却速度加快。根据压力振荡，我们可以推测，此时PHP毛细管内的氦气并不是静止状态。

PHP蒸发段和冷凝段之间的氦气因为温差而产生压力差，蒸发段较热的氦气在压差推动下流动到冷凝段，与此同时，冷凝段较冷的氦气流动到蒸发段，毛细管内出现脉动流动，这与PHP正常工作时的脉动类似，但是此时管内并不是两相流，而是冷氦气和热氦气在蒸发段和冷凝段间脉动运动，导致冷凝段温度和压力振荡，加速了热量的传递。

这一气态振荡过程在初始阶段最为剧烈；随着PHP蒸发区温度和磁铁温度的进一步降低，脉动逐渐减弱，并且在有磁铁的情况下脉动大于无磁铁的情况下脉动。研究表明，在超导磁体冷却过程中，液氦PHP发生了超临界脉动，从而加速了超导磁体冷却过程。

在CD阶段后期，相对于无磁体冷却，带磁体冷却过程增加了D1D2阶段，压力脉动幅度增大，PHP冷凝段接近临界温度（5.2K），PHP蒸发段及超导磁体温度由25K降至6K，由此可以推断，在大热负荷条件下，液氦PHP在近临界区蒸发段及冷凝段的传热强化，进一步加速了超导磁体冷却。

1. DE阶段：PHP凝结段温度在5.2K以下，进入两相流区后，在毛细管中开始形成液体塞子，压力快速降低，此时，以不同的充液速率计算得到的压差为依据，当缓冲器的压力达到预定的压强（P1）时，阀门V1关闭，完成充液过程。

随后，液氦PHP进入两相流的工作温区，在毛细管中出现了气柱与液柱交替分布且相对稳定的现象，压力轻微波动。当超导磁体的温度降到6K以下时，就停止了冷却。

本项目在国际上率先利用低温PHP为超导磁体进行冷却，冷却时间达到95h左右，整体磁体温度下降到6K，上下端温差1K，蒸发区温度达到3.8K。在没有磁铁的情况下，PHP需要大约4.8个小时才能冷却。在达到热平衡状态后，蒸发器与冷凝段温度差异不大，蒸发器与磁体底部温差较大，可达1.2K；因此，以固体接触热阻为主，PHP自身热阻较小，在低温系统中具有长距离换热方面的优势，降低固体导热热桥接触热阻是未来降低温差的关键。

（2）液氦PHP的热传导特性

在超导磁体冷却完毕后，分别以38%和70%的充液率对液氦温区的换热特性进行了实验研究。图7为在38%液体充填率下操作时，液氦PHP的温度与压力变化曲线。

结果表明，当加热功率由0.1W至1.5W逐级增加0.1W时，PHP蒸发段与超导磁体的温度均呈先上升后趋于准平衡的趋势。由于PHP蒸发段与超导磁体的热负荷相连，通常需要数小时才能达到准平衡。

但是，随着加热功率的增加，凝汽区温度脉动加剧，而凝汽区最低温度与液氦临界温度接近5.2K，说明此时凝汽区处于两相区域，并有液氦产生；在0.6W的加热功率下，PHP蒸发段突破5.2K大关，此时蒸发段处于超临界状态，汽液两相已不存在，而PHP蒸发段仍有热量传递，说明该液氦PHP在超临界状态下仍可运行。

随着加热功率的增加，汽化段与凝结段的温度差增大，压力脉动增大，而其它固相传热段的温度差变化较小。当加热功率达到1.6W时，汽化段的温度和压力开始升高，并趋向于进入准平衡状态，随后汽化段的温度和压力迅速升高，再也不能保持稳定，而凝结段的温度下降，脉动频率显著降低。

这说明PHP产生了干烧，导致PHP无法正常运行，此时管内的液体含量很少，脉动热管内部已无工质振荡或脉动。在此条件下，最大功率可达1.5W。同时也发现，PHP在大功率运行下，蒸发-凝结段温差较大，0.5W加热功率下，磁体顶端温度已接近Nb-Ti超导磁体失超温度9K，需进一步优化接触热阻，降低传热温差。

图8所示为液氦PHP在不同的加热功率下的有效平均热导率。PHP运行时有效导热系数在2000—9200W/（m·K）之间，有效导热系数随着加热功率增加先增大后降低，当加热功率为0.4W时有效导热系数最大，达到9162W/(m·K)，这与之前的无磁体实验中相近充液率得到的有效导热系数处于同一量级。

纯铜在4.2K时的有效热导率为642W/(m·K)，在20K时为2422W/(m·K)，作为对照剩余电阻RRR=100。结果表明，液氦气相变的热传导性能比铜液相变的要好得多。

然后，对液氦充液率为70%时的液氦蒸汽发生器进行了换热试验。结果如图9所示，随着加热功率的增加，PHP蒸发段和冷凝段的温度和压力上升得很慢，且没有出现任何振荡，这说明此时液氦PHP并没有启动，当加热功率升至0.172W半小时后，PHP蒸发段的温度和压力大幅度上升，与之对应的是，PHP冷凝段的温度迅速下降。这意味着液氦温区在70%的充液率下，由于超导磁铁作为热载荷而导致了液氦温区热泵的失效。

前期实验表明，该脉动热管在无磁铁情况下，在70%的充液率条件下，其最大传热功率可达1.1W。推测可能是由于超导磁体冷却时间过长，导致液氦泡内原有气液两相分布发生变化，从而造成启动失败，需要开展可视化实验对液氦泡内流动状态进行深入研究。

结语

搭建低温脉动热管冷却超导磁体实验平台，以液氦脉动热管为换热元件，研究液氦脉动热管在超导磁体中的冷却与换热特性。该液氦PHP采用内径0.5毫米的不锈钢毛细管弯曲成48条平行通道，其中蒸发段为50毫米，绝热段为100毫米，冷凝段为50毫米。

实验表明，该液氦PHP具有较好的冷却效果，冷却时间约为95小时，可达到6℃，并在冷却过程中出现超临界脉动及近临界传热强化现象。与此同时，这种液氦PHP还拥有高效的传热性能，当充液率为38%时，其最大传热量为1.5W，有效导热系数在2000—9200W/（m·K）之间，当加热功率为0.4W时，有效导热系数最大，为9162W/（m·K）。

此外，这种液氦PHP还可以在超临界条件下继续工作。但在液体充填率达到70%以上时，脉动热管不能启动，需做进一步的研究。