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高功率板条激光介质的纵向强制对流换热技术

何建国 李明 貊泽强 王金舵 余锦 代守军 陈艳中 葛文琦 刘洋 凡炼文

何建国, 李明, 貊泽强, 王金舵, 余锦, 代守军, 陈艳中, 葛文琦, 刘洋, 凡炼文. 高功率板条激光介质的纵向强制对流换热技术[J]. 红外与激光工程.
引用本文: 何建国, 李明, 貊泽强, 王金舵, 余锦, 代守军, 陈艳中, 葛文琦, 刘洋, 凡炼文. 高功率板条激光介质的纵向强制对流换热技术[J]. 红外与激光工程.
HE Jianguo, LI Ming, MO Zeqiang, WANG Jinduo, YU Jin, DAI Shoujun, CHEN Yanzhong, GE Wenqi, LIU Yang, FAN Lianwen. Study on Longitudinal Forced Convection Heat Transfer for High Power Slab Media[J]. Infrared and Laser Engineering.
Citation: HE Jianguo, LI Ming, MO Zeqiang, WANG Jinduo, YU Jin, DAI Shoujun, CHEN Yanzhong, GE Wenqi, LIU Yang, FAN Lianwen. Study on Longitudinal Forced Convection Heat Transfer for High Power Slab Media[J]. Infrared and Laser Engineering.

高功率板条激光介质的纵向强制对流换热技术

基金项目: 国家重点研发计划项目(2018YFB0407400)、中国科学院科研仪器设备研制项目(YJKYYQ20170035)、中国科学院光电研究院创新项目(Y70B15A13Y)、陕西省重点研发计划项目(2018ZDXM-GY-058)、国家重大科研仪器设备研究专项基金(ZDYZ2013-2)
详细信息
    作者简介:

    何建国(1988-),男,工程师,博士研究生,激光加工技术与光电器件热控技术研究,Emai:hejianguo@aoe.ac.cn

    通讯作者: 余锦(1971-),男,研究员,博士,激光与激光加工技术及其装备技术研究,Email:jinyu@aoe.ac.cn
  • 中图分类号: TN248.1

Study on Longitudinal Forced Convection Heat Transfer for High Power Slab Media

  • 摘要: 液体强制对流换热因具有较高的可靠性和性能稳定性而被广泛使用于高功率板条激光介质介质的制冷,但沿流场方向产生的温度梯度会显著改变激光介质的热应力状态而带来不良影响。提出了基于冷却流场与目标温度匹配控制思路的双大面侧泵激光介质纵向强制对流冷却方案,利用非定常边界条件的流-固耦合有限元仿真方法对比了全浸泡对流冷却、微通道传导冷却技术方案,针对入口流量、流场状态、流道壁面条件等因素进行了详细研究。在30 L/min入口流量下,该方案热交换区域固液界面平均对流换热系数达104 W/m2/K量级,且均匀分布。此外,通过改变壁面粗糙程度能够获得更高的对流换热系数。根据设计结果研制了一套板条激光放大器,实验监测点的温度结果与模拟仿真预测结果相吻合,冷却性能达到预期。
  • 图  1  双大面均匀泵浦、均匀冷却的板条放大器方案示意图

    Figure  1.  Side-faces pumping and cooling schematic for slab amplifer.

    图  2  纵向强制对流换热(a)、全腔直接冷却(b)、微通道传导冷却(c)结构方案示意图

    Figure  2.  Configurations of longitudinal forced convection (a) cavity forced convection (b) and conduction through micro-channel heat sink (c).

    图  3  全腔直接冷却方案(a)、微通道传导冷却方案(b)、纵向强制对流冷却方案(c)的模拟结果-板条晶体x-z中心截面温度分布及水流流线矢量图

    Figure  3.  Temperature contour on the x-z center cross section of laser slab in the cavity forced convective configuration (a) and the micro-channel conductive configuration (b) and the longitudinal forced convective configuration (c).

    图  4  纵向强制对流冷却方案中不同参数下入口流量变化,插入曲线为温度均方差随入口流量的变化关系

    Figure  4.  Temperature properties and flow field properties varying with the inlet flow rate. Insert Fig. Temperature variance varying with the inlet flow rate.

    图  5  非充分发展流与充分发展流在同入口流量下不同参数的差值曲线

    Figure  5.  Relationships between the differences of temperature properties and the flow rate.

    图  6  30 L/min入口流量下板条中心截面固-液界面对流换热系数模拟结果随x轴坐标变化曲线

    Figure  6.  The profiles of convective heat transfer coefficient at the heat transfer region attach to the slab surface.

    图  7  纵向强制对流冷却方案-流道壁面粗糙度对冷却系统性能的影响

    Figure  7.  Relationships between the surface roughness Rz and slab temperature and the convective heat transfer coefficient.

    图  8  纵向强制对流冷却方案实验用激光放大器工作状态晶体端面温度图-红外热像仪(上)与模拟结果(下)

    Figure  8.  Experimental results (up) and simulation results (down) at different heat generation powers.

    表  1  几种冷却方案的模拟结果

    Table  1.   Simulation results of the cooling configurations.

    冷却方案入口流量L/min最大静压MPa最大流速m/s最高温度℃平均温度℃温度方差
    全腔直接冷却40.000.3113.7232.2323.553.78
    微通道传导冷却0.60(单侧)0.875.9532.3029.002.05
    纵向强制对流冷却20.00(单侧)0.2211.3326.122.690.95
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    表  2  纵向强制对流冷却方案实验用激光放大器工作状态晶体端面温度图

    Table  2.   Comparison of the simulation results and experimental results

    端面温度850 W900 W960 W1 020 W
    实测34.6 ℃36.3 ℃38.6 ℃40.1 ℃
    模拟33.51 ℃34.38 ℃36.44 ℃38.17 ℃
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出版历程
  • 网络出版日期:  2020-01-19

高功率板条激光介质的纵向强制对流换热技术

    作者简介:

    何建国(1988-),男,工程师,博士研究生,激光加工技术与光电器件热控技术研究,Emai:hejianguo@aoe.ac.cn

    通讯作者: 余锦(1971-),男,研究员,博士,激光与激光加工技术及其装备技术研究,Email:jinyu@aoe.ac.cn
基金项目:  国家重点研发计划项目(2018YFB0407400)、中国科学院科研仪器设备研制项目(YJKYYQ20170035)、中国科学院光电研究院创新项目(Y70B15A13Y)、陕西省重点研发计划项目(2018ZDXM-GY-058)、国家重大科研仪器设备研究专项基金(ZDYZ2013-2)
  • 中图分类号: TN248.1

摘要: 液体强制对流换热因具有较高的可靠性和性能稳定性而被广泛使用于高功率板条激光介质介质的制冷,但沿流场方向产生的温度梯度会显著改变激光介质的热应力状态而带来不良影响。提出了基于冷却流场与目标温度匹配控制思路的双大面侧泵激光介质纵向强制对流冷却方案,利用非定常边界条件的流-固耦合有限元仿真方法对比了全浸泡对流冷却、微通道传导冷却技术方案,针对入口流量、流场状态、流道壁面条件等因素进行了详细研究。在30 L/min入口流量下,该方案热交换区域固液界面平均对流换热系数达104 W/m2/K量级,且均匀分布。此外,通过改变壁面粗糙程度能够获得更高的对流换热系数。根据设计结果研制了一套板条激光放大器,实验监测点的温度结果与模拟仿真预测结果相吻合,冷却性能达到预期。

English Abstract

    • 高功率固体激光器是当前激光技术研究中的重要发展方向。为提升固体激光器的平均功率,大量泵光被注入到增益介质中,造成了有害热量积累与不良热光效应,如,热致应力双折射、热退偏等,使得光束质量、波前、功率等指标的严重下降,甚至造成晶体断裂。因此,在高功率固体激光技术中,冷却技术的研究是一项极其重要的工作[1]。高效的激光介质冷却技术能够保证其正常的工作温度和理想的温度分布,从而获得更高功率、更高光束质量的激光输出。另一方面,大功率激光介质尺寸增大与有害热累积间的矛盾,研究人员开发了多种几何形状的增益介质与冷却方案[2]。不同于常规轴对称的棒状激光晶体,板条形的增益介质具有较高的面积体积比[3-8]

      冷却换热方法包括传导换热、对流换热与辐射换热[9]。以水为基础的传导、对流冷却技术以其长期可靠、效率高、稳定换热的特点,而被广泛采用。Jjingchun Min[10]提出一种基于微通道热沉的新型高效传导冷却方案,用于高功率固体板条激光器,其主要参数为Re=2000,平均对流换热系数2×104 W/m2/K,然而该方案由于界面热阻的原因使换热效率无法进一步提升,此外流体方向也使得温度分布的不均匀性出现在了垂直于光束传输的方向;J. R. Wang[11]采用类薄板高速流动方案对板条晶体进行直接冷却,通过控制狭缝的高度与雷诺数,成倍增大了局部对流换热系数,然而流体方向使得晶体出现了不均匀热应变,影响光束放大的效果;Xing Fu[12]对30 kW级多板条阵列进行了数值仿真,通过对面放置的相同板条晶体组成振荡器,利用相反的流体运动方向控制晶体热应变,在信号光通过多块晶体后实现整体热补偿。

      板条形激光介质以zig-zag光路能够使光在渡越全部前后反射面过程中将沿厚度方向上热梯度带来的影响消除,结合大面积换热,板条晶体能够在高功率注入下实现高效、高质量的激光输出。然而晶体壁面上流体温度的非定常特性与流场的方向性,传统冷却方案一般会在板条的宽度方向上引入有害热梯度,鉴于此文中基于冷却流场与目标温度匹配控制的思路,提出了一种用于双大面侧泵的大功率板条激光器的冷却结构,实现沿板条晶体长度方向的均匀流场。利用非定常边界条件的流-固耦合有限元方法对其冷却过程中的流动与传热状态进行了详细分析,对比其它传统冷却结构方案,研究了该冷却结构的工作特性及参数特性,并利用实验对仿真结果进行了验证。

    • 激光晶体受到泵浦光激励,由于存在量子亏损等原因,部分能量转化为热能。理想掺杂情况下晶体内部泵浦空间内生热均匀。在液体冷却系统中,热交换形式包括液直接对流换热、传导间接换热,考虑到间接热交换会产生附加的热阻从而降低平均导热系数,因而晶体与液体直接对流热交换可获得更好的冷却效率。

      在直接对流热交换系统中涉及固液界面热传导与流体边界层换热,二者对对流系统换热能力有着至关重要的影响。根据傅里叶导热定律,

      $$q = h \times \Delta T = {\left. { - \lambda \frac{{\partial T}}{{\partial y}}} \right|_{y = 0}} $$ (1)

      式中,q为热流密度,T为流体温度,λ为流体导热率,y轴垂直于固体壁面向外,原点位于固体壁面,式(1)说明在贴壁处的极薄无滑移边界层上,换热靠液体热传导进行。换热量与液体静态导热率及温度梯度相关,对于同种液体温度梯度越大,则换热量越大;而在这无滑移边界层以外的流动空间里,换热量主要取决于流场状态。

      流场分析可通过N-S方程组求解,能够获得特定时间点上流场空间内任意一点的速度矢量、压力以及温度[8]

      $$ \frac{{\partial \rho }}{{\partial t}} + div\left( {\rho {{u}}} \right) = 0, $$ (2)
      $$ \frac{{\partial \left( {\rho {u_i}} \right)}}{{\partial t}} + div\left( {\rho {u_i}{{u}}} \right) = {F_i} - \frac{{\partial p}}{{\partial {x_i}}} + div(\mu grad{u_i}), $$ (3)
      $$ \frac{{\partial \left( {\rho T} \right)}}{{\partial t}} + div\left( {\rho T{{u}}} \right) = div\left(\frac{\lambda }{{{c_p}}}gradT\right), $$ (4)

      式中,u为流体流动速度矢量,ui为速度在xyz三个方向上的分量,p为水压,ρ为流体密度,μ为流体动力粘度,Fi为所受的体力,cp为定压比热容。基于液体的相对不可压缩性及常物性假设,方程组中ρμcp可视为常数。

      流体的对流换热过程几乎全部发生在边界层内,边界层的流动情况直接决定了冷却系统的对流换热能力,边界层内的局部对流换热系数为,

      $$ {h_x} = \frac{{\lambda {c_f}R{e_x}}}{{2x}}, $$ (5)
      $$ R{e_x} = \frac{{\rho {U_\infty }x}}{\mu }, $$ (6)

      式中,hx为晶体表面距离流道入口x处的局部对流换热系数,cf为流体的范宁摩擦系数,Rex是以x为特征的局部雷诺数,U为主流速度。能够看出hx正比于主流速度,主流速度越大,则对流换热越强。

      此外,在湍流边界层下,由于流速在xyz三个方向上发生随机脉动,这种随机脉动能产生相对层流边界层额外的换热过程,将能量迅速匀化,因此,一般来说湍流边界层具有更强的对流换热能力[11-13]

      对于均匀生热板条增益介质,双大面均匀散热,忽略其它表面换热,则有公式(7)[14]

      $$ T = {T_c} + \frac{{Qt}}{2}\left( {\frac{1}{h} + \frac{t}{{6k}}} \right) + \frac{{Q{t^2}}}{{8k}}\left[ {\frac{1}{3} - {{\left( {\frac{{2y}}{t}} \right)}^2}} \right], $$ (7)

      式中,Tc为冷却液温度,Q为晶体内部发热量,t为板条晶体厚度,k为晶体热导率,h为冷却表面的换热系数,均为常数,说明晶体温度仅沿y一维方向呈二次分布,T=T(y);而对于非均匀冷却,由于冷却液流场的不均匀分布使换热系数h变为一个关于xz的函数,则对于板条温度分布$T = T\left( {x,y,z} \right)$,沿xyz的三维不均匀分布。

      综上,板条晶体对流换热冷却方案应考虑通过冷却流道结构设计增加主流速度,控制场分布,增强边界层湍流强度,提升流体的对流换热能力与均匀性。

    • 将基于前述研究讨论的结果,采用如图12(a)所示的冷却方案,冷却结构采用双大面直接对流冷却,通过流道截面设计,减小冷却液层厚度,提高热交换工作区的液体流速;通过导向结构,减小高速水流对板条晶体的冲击动压作用,减少水流动能损失;基于相似性原理设计流道,使流体在加速之前匀化,在z方向上流场趋于均匀。两大面一致的冷却状态能够保证板条晶体的一维热分布,由于冷却面是光束的两个zig-zag反射面,x-y平面上两侧晶体的热应力方向相反、大小相等,使得种子光波前在两反射面之间所渡越的热梯度之和为0,消除了y方向上热梯度的不良影响。因此,该冷却方案在控制流场均匀分布的前提下,能够实现晶体温度的均匀分布,提供高效、高质量的换热能力。

      图  1  双大面均匀泵浦、均匀冷却的板条放大器方案示意图

      Figure 1.  Side-faces pumping and cooling schematic for slab amplifer.

      图  2  纵向强制对流换热(a)、全腔直接冷却(b)、微通道传导冷却(c)结构方案示意图

      Figure 2.  Configurations of longitudinal forced convection (a) cavity forced convection (b) and conduction through micro-channel heat sink (c).

    • 设板条晶体为各项同性均质材料,在泵浦光照射的空间内均匀发热[15],板条晶体发热功率300 W,为体热源,模拟固体初始温度25 ℃,液体初始温度18 ℃。

      为详细考虑流场内各因素对系统换热效率的影响,文中采用非定常边界条件的流-固耦合有限元分析方法实时模拟系统工作特性。另外,考虑到冷却过程中流场状态是一个逐渐发展充分的过程,因此在模拟过程中应分别考虑流体充分发展前后的系统冷却情况。

      图2(b)(c)所示,列举了两种常见的冷却方案作为横向对比,分别为浸入式的全腔直接对流换热方案与微通道传导液体冷却方案。

      这里,微通道传导冷却方案的水流流向与zig-zag光轴平面垂直,是由于微通道水流越长,水阻升高极大,一般来说是不具备实际意义的。在微通道方案分析计算过程中,也说明了该问题,文中微通道方案的流体流量在0.6 L/min以下时才具备一定实际意义,水压在可控范围之内。

    • 统计模拟计算结果,得到表1的数据如下。从表明显看出纵向强制对流冷却方案要优于全腔直接冷却方案,且优于实际可行的微通道冷却方案,板条晶体的最高温度、平均温度、温度均匀性等各项指标均优于其他冷却方案。

      表 1  几种冷却方案的模拟结果

      Table 1.  Simulation results of the cooling configurations.

      冷却方案入口流量L/min最大静压MPa最大流速m/s最高温度℃平均温度℃温度方差
      全腔直接冷却40.000.3113.7232.2323.553.78
      微通道传导冷却0.60(单侧)0.875.9532.3029.002.05
      纵向强制对流冷却20.00(单侧)0.2211.3326.122.690.95

      全腔直接冷却是一种较为简单的流体冷却方案,没有考虑腔体内发热元件的热分布情况,其温度分布极为不均匀,在水流入口端由于水流温度最低,此处板条晶体温度较低,在水流出口附近的水流已经被一定程度的加热,这附近的板条晶体温度相对较高,纵观水流流向,可以看到其速度矢量方向大体为入口端指向出口端,是一个斜穿过板条晶体发热区域的方向,而在方向矢量的两侧则因为结构而出现大量低速漩涡,因此在此方向矢量的两侧出现了不同程度的热积累,最终形成了如图3(a)的温度场分布。这种温度分布下的板条晶体,热应力作用非常不均匀,板条晶体热畸变及热致应力折射效应较大,对波前会产生极不良的影响。

      图  3  全腔直接冷却方案(a)、微通道传导冷却方案(b)、纵向强制对流冷却方案(c)的模拟结果-板条晶体x-z中心截面温度分布及水流流线矢量图

      Figure 3.  Temperature contour on the x-z center cross section of laser slab in the cavity forced convective configuration (a) and the micro-channel conductive configuration (b) and the longitudinal forced convective configuration (c).

      在微通道传导冷却方案中,基于文中所用板条晶体,其模拟仿真结果如图3(b)所示,热积累区域集中且分布较均匀,当较小的种子光束通过板条晶体时,即通过图中红色区域,其波前在z轴方向上能量放大相对均匀。但也应该看到,如此特征的温度分布仍不理想,温度场沿着水流方向向上稍偏移了一些,这是由于流体流动的入口效应以及流动过程中流体温度升高带来的合理现象[10]。分析流道,宏通道水流在宏通道与微通道界面处会因为水阻的骤然增大而产生大量涡流,一方面消耗了水流动能,另一方面还产生了大量有害动压作用,使水流的冷却效能进一步下降,这也是微通道冷却方案必然要面对的问题。

      在纵向强制对流冷却方案中,如图3(c)所示,泵浦区温度分布非常理想,其温度分布是沿x-z平面、x-y平面基本中心对称的分布状态,沿z方向的温度梯度非常小,仅在板条晶体的边缘及非泵浦区边缘存在热梯度,对于较大种子光斑,该红色热积累区域都能够完全覆盖。该方案能够很好得消除z方向上的一阶热应力问题,而在x轴方向上同样具有良好的一致性,结合zig-zag传输方式,在板条晶体中传输的激光能够被均匀放大。

    • 图4,纵向强制对流冷却方案中各参数与入口流量的关系,能够看出当流量为20 L/min时,板条晶体已经处于一个较理想的温度水平以及静压条件。继续增加水流量,流道内流速近似线性增加,水压的增加趋势也较为平缓,说明流道通路并没有达到其最大可承载的流量,同时也说明该结构还具备较大的冷却潜力;从插入的曲线来看,随着水流量增加,温度均方差随之下降,当水流量超过20 L/min时,均方差接近于1,此后曲线稳定波动于0.95附近,可知该流量已能够获得较理想的温度场分布均匀性。当然,过高的流速与静压容易引发密封失效、流体泄漏、设备短路等问题。

      图  4  纵向强制对流冷却方案中不同参数下入口流量变化,插入曲线为温度均方差随入口流量的变化关系

      Figure 4.  Temperature properties and flow field properties varying with the inlet flow rate. Insert Fig. Temperature variance varying with the inlet flow rate.

    • 在研究充分发展流与非充分发展流两种不同流场状态时发现,两者冷却性能有一定差距,文中用非充分发展流温度场参数曲线减去充分发展流参数曲线,得到图5的非充分发展流温度场参数相对充分发展流温度场参数在同等入口流量情况下的差值曲线。红色斜线部分代表充分发展流的板条晶体平均温度与最高温度均较非充分发展流大,而绿色斜线则代表充分发展流的温度场均匀性要好于非充分发展流。

      图  5  非充分发展流与充分发展流在同入口流量下不同参数的差值曲线

      Figure 5.  Relationships between the differences of temperature properties and the flow rate.

      基于流体壁面阻力系数与表面对流换热系数的共性方程,推导得到式(8),

      $$ {h_x} = \frac{{{\tau _w}\lambda }}{{\rho v{U_\infty }}}, $$ (8)
      $$ {\tau _w} = \frac{1}{2}\rho {c_f}\mathop {{U_\infty }}\nolimits^2 , $$ (9)

      式中,τw为壁面剪切力。

      考虑到充分发展流场的特征,流动道内流场沿流动方向均匀不变,沿水流方向压力损失呈线性,则式(8)、(9)中τw在整个流场范围内应保持不变,则对流换热系数hx也保持不变,说明在整个流场范围内流体的冷却效率具有良好的一致性;另一方面,由于充分发展流的壁面附近速度要小于非充分发展流,因此充分发展流在壁面附近的湍流强度、湍流脉动速度等相对较小,也就使得流场整体的对流换热能力略小。

      取30 L/min入口流量充分发展流与非充分发展流的模拟结果作比对,图6为两种流场在x-y中心截面上板条晶体固-液界面对流换热系数随x轴的变化曲线,黑色曲线与红色曲线为对流换热系数沿x轴分布,绿色与蓝色曲线分别为黑色与红色曲线的高阶多项式拟合结果。观察两条拟合曲线,能够看到充分发展流场的对流换热系数沿x轴变化较小,曲线较平缓。仿真结果与前述分析一致,说明充分发展流流场的换热能力在整个流场范围内较为稳定。如图6,在入口段的初期由于流体速度在沿板条晶体大面方向上的速度分量较小,此时流体对板条晶体的正压力作用大于剪切作用,根据方程(8),此时对流换热系数较小,进入入口段的中后期由于水流沿板条表面速度分量基本达到最大值,加上由来流扰动造成的大量湍流使入口段中后期的对流换热系数大大增加,并出现较大的跳跃;在距板条晶体中心±50 mm冷却区域内,对流换热系数在±30 mm的范围内分布均匀,考虑到波前畸变的影响,在冷却结构设计过程中,应增加入口段的长度,使得在冷却液换热工作区的流场处于充分发展流的状态。

      图  6  30 L/min入口流量下板条中心截面固-液界面对流换热系数模拟结果随x轴坐标变化曲线

      Figure 6.  The profiles of convective heat transfer coefficient at the heat transfer region attach to the slab surface.

    • 为研究流道壁面质量在纵向强制对流冷却方案中所起的作用,以入口流量为30 L/min为基础,设流道壁面粗糙度水平(Rz:轮廓最大高度)由3e-4、1e-3、0.01、0.05、0.1等变化至30(μm),模拟结果如图7。当在表面粗糙度小于3.2 μm时,各参数曲线较平缓,当表面粗糙度大于3.2 μm后,板条晶体温度水平明显下降。另一方面看,随着表面粗糙度的增大,晶体对流换热表面的平均对流换热系数逐渐增大,并在大于20 μm后几乎提升了一个数量级。表面粗糙度的增大能够提升表面对流换热系数水平,一方面是由于表面粗糙度增大,使流体边界层情况复杂化,在高速主流的带动下,流体边界层内的湍流时均动能增加,边界层换热系数增加;另一方面,表面粗糙度的增大也意味着固-液接触面积的增加,降低了固-液系统的宏观界面热阻,增强了固-液界面的热传导。当然一般光学元件表面粗糙度极低,因此为提高系统对流换热系数,可在不影响泵浦光照射的情况下,在板条晶体表面加工一定形状的粗糙结构,这与Nd:YAG螺纹晶体棒的做法是一致的。

      图  7  纵向强制对流冷却方案-流道壁面粗糙度对冷却系统性能的影响

      Figure 7.  Relationships between the surface roughness Rz and slab temperature and the convective heat transfer coefficient.

    • 根据模拟结果设计装配了一款大功率板条激光放大器,水冷机出口总流量设置约为40 L/min。在短腔的储能测试过程中,待系统稳定运行,利用红外热像仪拍摄板条晶体端面温度,列举仿真模拟结果,截取晶体端面温度云图并图例归一化。

      结合图8表2数据能够发现系统仿真结果与实际模块工作时的结果基本吻合,达到了预期冷却效能;通过测量,纵向强制对流冷却方案下的板条晶体放大器其热焦距能够达到数十米,在大功率全固态激光器系统中能够提供低热畸变与低热透镜效应的放大效能。

      图  8  纵向强制对流冷却方案实验用激光放大器工作状态晶体端面温度图-红外热像仪(上)与模拟结果(下)

      Figure 8.  Experimental results (up) and simulation results (down) at different heat generation powers.

      表 2  纵向强制对流冷却方案实验用激光放大器工作状态晶体端面温度图

      Table 2.  Comparison of the simulation results and experimental results

      端面温度850 W900 W960 W1 020 W
      实测34.6 ℃36.3 ℃38.6 ℃40.1 ℃
      模拟33.51 ℃34.38 ℃36.44 ℃38.17 ℃
    • 就双大面侧泵大功率板条激光放大器提出了纵向强制对流换热的技术方案,基于非定常边界条件的流固耦合流体力学仿真方法,分析了入口流量、流场状态、壁面粗糙条件等因素对冷却效果的影响,结合实验检验了该方案的冷却能力,在30 L/min的流量下,实现了18 000 W/mm2/K的平均对流换热系数。

      1)提出流场与热源分布匹配的思路,即纵向强制对流冷却技术,将流场方向约束在板条晶体内光传播的方向上,避免其正交方向的热梯度分量,实现高效、高质量均匀换热;

      2)流场参数与换热效率密切相关,入口流量起主要作用,流量越大换热效率越高;入口处流场处于趋稳过程,湍流较强,出现换热效率的极值;

      3)对比流场发展状态,充分发展流下晶体散热的温度均匀性有所提高,这归因于充分发展流道截面速度分布呈稳定状态,流场整体变化趋稳;

      4)增加壁面粗糙度能够提升对流换热。这是由于粗糙的壁面能够增加换热面积,同时由于粗糙壁面对流体边界的扰动作用,在边界层内湍流被大量激发,增强了局部对流换热系数。

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