Автономная система охлаждения мощных ионных лазеров

Полный текст

Высокая плотность рассеиваемой мощности газовых лазеров предъявляет повышенные требования к качеству промежуточного теплоносителя в системах их охлаждения, что, в свою очередь, определяет целесообразность применения двухконтурных систем охлаждения, работающих от водопроводной магистрали. Однако при использовании лазеров на подвижных объектах или в случае принципиальной невозможности использования водопровода возникает необходимость перехода на автономный режим охлаждения таких приборов. Одной из наиболее удачных попыток решения этой проблемы представляется компактная система охлаждения типа «жидкость-воздух» на основе высокоэффективных теплорассеивающих элементов со спирально-проволочным оребрением [2] и широко распространенных в электронном машиностроении малошумных вентиляторов ВВФ-112М.

Конструктивно теплорассеивающий элемент (рис. 1) представляет собой тонкостенную трубу, на внешнюю поверхность которой надета и закреплена мягким припоем предварительно плотно навитая (виток к витку) проволочная спираль. Площадь поверхности теплообмена такого оребрения примерно в я² раз превышает площадь поверхности несущей трубы и практически не зависит от диаметра проволоки и диаметра спирали. В то же время эти параметры оказывают существенное влияние на эффективность теплопередачи, а также на массу и габаритные размеры системы охлаждения в целом.

 

Pис. 1. Теплорассеивающий элемент

 

Отметим, что каждая половина витка спирали может рассматриваться как цилиндрическое ребро постоянного сечения. Условия работы таких ребер достаточно подробно исследованы теоретически [3]. Поэтому выражение для линейного коэффициента теплопередачи к_х теплорассеивающего элемента с учетом числа витков в спирали может быть представлено в виде

$k_1=\frac{Q}{(T_{Т}-{Т}_{о.ср})}=\frac{{\pi }_2{d}_T}{d_c}\sqrt{\alpha {\lambda }_{п}}{d}_{п} th\left(\sqrt{\frac{\alpha }{{\lambda }_{п}{d}_{п}}}\pi d_c\right)$,                        (1)

где Q - рассеиваемая тепловая мощность;

T_Т и T_о.ср - температуры поверхности несущей трубы и температура окружающей среды соответственно;

l_т и d_т - длина трубы и ее внешний диаметр;

d_с - диаметр спирали;

α - коэффициент теплоотдачи;

λ_п - коэффициент теплопроводности материала проволоки;

d_п - диаметр проволоки.

Коэффициент теплоотдачи α определяется гидродинамическими параметрами воздушного потока. В нашем случае при относительно небольших диаметрах проволоки и весьма скромных возможностях осевых вентиляторов типа ВВФ-112М режим движения потока — ламинарный. В таких условиях оценка среднего по длине ребра коэффициента теплоотдачи может производиться с помощью соотношения [11:

N =0,56Re^0,5Рг^0,36,                                                            (2)

где в качестве определяющей температуры при расчете критериев Нуссельта (Nu), Рейнольдса (Re) и Прандтля (Рг) принята температура окружающей среды, а в качестве характерного размера системы - диаметр проволоки d_n.

Поскольку влияние диаметра проволоки на скорость движения воздуха в межреберном пространстве незначительно, то его оптимальное значение может быть получено из условия

dk/d(d_n)=0.                                                                        (3)

Совместное решение уравнений (1)-(3) приводит к соотношению

$sh\left[2\pi d_c{\left(\frac{0,49 {\lambda }_{в}}{{\lambda }_{п}}\right)}^{0,5}{\left(\frac{{\rho }_{в}{v}_{в}}{{\mu }_{в}{d}_{п}^3}\right)}^{0,25}\right]=3 \left[2\pi d_c{\left(\frac{0,49{\lambda }_{в}}{{\lambda }_{п}}\right)}^{0,5}{\left(\frac{{\rho }_{в}{v}_{в}}{{\mu }_{в}{d}_{п}^3}\right)}^{0,25}\right]$,     (4)

где λ_в, ρ_в, и µ_в - коэффициент теплопроводности, плотность и динамическая вязкость воздуха;

ν_в - скорость его движения.

Решением трансцендентного уравнения (4) является условие, при котором

$2\pi d_c{\left(\frac{0,49{\lambda }_{в}}{{\lambda }_{п}}\right)}^{0,5}{\left(\frac{{\rho }_{в}{v}_{в}}{{\mu }_{в}{d}_{п}^3}\right)}^{0,25}=2,839$.          (5)

Исходя из этого, выражение для оптимального диаметра проволоки принимает вид

$d_{п}=1,793{\left[\frac{{\rho }_{в}{v}_{в}{\lambda }_{в}{}_{2}d_c^4}{{\mu }_{в}{\lambda }_{п}^2}\right]}^{0,33}$.                         (6)

Полученное соотношение достаточно хорошо согласуется с экспериментом при d_с/d_т=1.

Что касается диаметра спирали d_сто, как следует из предварительного анализа, его роль в формировании линейного коэффициента теплопередачи k₁ неоднозначна.

Более детальное исследование характера этой зависимости проводили на отдельных образцах теплорассеивающих элементов длиной 250 мм с диаметром несущих труб 6, 8 и 10 мм. Во всех случаях оребрение выполнялось из медной проволоки диаметром 0,5 мм. Тепловую нагрузку моделировали с помощью электрических нагревателей, которые устанавливали внутри несущих труб. Температуру внешней поверхности труб измеряли с помощью хромель-копелевых термопар. Результаты экспериментов, полученные при рассеиваемой мощности 100 Вт и скорости воздушного потока 3,1 м/с, в виде зависимости линейного коэффициента теплопередачи k₁ от относительного диаметра спирали d_с/d_т приведены на рис. 2.

 

Рис. 2. Зависимость линейного коэффициента теплопередачи от относительного диаметра спирали

 

Экспериментальные кривые имеют явно выраженный оптимум, наличие которого объясняется действием следующих факторов.

При относительно малых значениях диаметра спиралей (d_с/d_т<<1) из-за сильного взаимного экранирования витков в теплообмене участвует только около четверти их полной поверхности. С увеличением отношения d_с/d_т степень расхождения витков на периферийных участках оребрения возрастает. Однако, поскольку увеличение диаметра спирали не приводит к росту поверхности теплообмена, увеличение коэффициента теплопередачи на участке d_с/d_т<1 обусловлено в основном ростом проницаемости спиралей и уменьшением степени взаимного экранирования витков на внутренних участках оребрения. При d_с/d_т≈1 влияние экранирования на эффективность теплопередачи становится несущественным.

В то же время в соответствии с уравнением (1) увеличение диаметра спирали приводит к уменьшению числа ее витков на единице длины теплорассеивающего элемента и соответственно к росту тепловой нагрузки на одно ребро. Связанное с этим увеличение неравномерности температуры по длине ребра приводит к уменьшению линейного коэффициента теплопередачи, что в полной мере проявляется при d_с/d_т>1.

Следует также отметить, что положение максимума линейного коэффициента теплопередачи мало зависит от диаметра несущей трубы. Поэтому с достаточной для практического применения точностью можно считать, что оптимальное значение диаметра спирали удовлетворяет условию

d_с/d_т=1.                     (7)

По результатам проведенных исследований была спроектирована и изготовлена автономная система охлаждения газовых лазеров (рис. 3).

 

Рис. 3. Автономная система охлаждения газовых лазеров: 1 — теплообменник; 2 — центробежный нагнетатель; 3 — стабилизатор пульсаций потока жидкости; 4 — резервуар с запасом теплоносителя внутреннего контура; 5, 6 — верхний и нижний коллекторы; 7 — теплорассеивающие элементы; 8 — осевые вентиляторы; 9 — активный элемент лазера

 

Воздушный теплообменник 1 состоит из верхнего 5 и нижнего 6 коллекторов, теплорассеивающих элементов 7 и панели с набором осевых вентиляторов 8. Теплорассеивающие элементы установлены параллельными рядами в шахматном порядке, а их торцы впаяны в верхний и нижний коллекторы.

Воздушный теплообменник (рис. 4) выполнен в виде выносного блока, что позволяет размещать его за пределами рабочего помещения или закреплять вертикально на стене с внешней стороны здания (или корпуса подвижного объекта). В этом случае теплообменник должен размещаться выше уровня свободной поверхности теплоносителя в резервуаре 4 (см. рис. 3) при его максимальном заполнении. Такое расположение обеспечивает стекание теплоносителя из теплообменника при выключении системы, что исключает его замерзание в холодное время года.

 

Рис. 4. Воздушный теплообменник со спирально-проволочным оребрением

 

Испытания и последующий длительный опыт использования описанной системы для охлаждения активного элемента лазера ЛГ-106-М1 с рассеиваемой мощностью 16 кВт показали, что температура теплоносителя на выходе из рубашки соответствует расчетной и при нормальных условиях окружающей среды составляет 60°С.

В настоящее время такие системы применяются для охлаждения мощных аргоновых лазеров, использующихся в шоу-бизнесе, в медицинских аппаратах для диагностики онкологических заболеваний, а также в ряде специальных устройств, эксплуатируемых на подвижных объектах.

Об авторах

А. И. Улитенко

Рязанская государственная радиотехническая академия

Автор, ответственный за переписку.
Email: info@eco-vector.com
Россия, Рязань

В. В. Прадед

Рязанская государственная радиотехническая академия

Email: info@eco-vector.com
Россия, Рязань

В. А. Пушкин

Рязанское муниципальное предприятие тепловых сетей

Email: info@eco-vector.com
Россия, Рязань

Список литературы

Дополнительные файлы