Influence de la température de référence

Le fonctionnement de chacun des deux dispositifs expérimentaux développés a été carac- térisé avec un fluide caloporteur différent. Il faut noter que ces deux dispositifs n’ont pas été réalisés simultanément. Le changement du fluide de travail du second caloduc oscillant a été en partie motivé par la volonté de s’affranchir des problèmes rencontrés lors de l’exploitation du premier banc d’essais.

En l’absence de critère précis concernant le choix du fluide caloporteur, le principal para- mètre différent entre ces dispositifs, lors de cette étude expérimentale, a été le diamètre critique Dcritdes fluides caloporteurs usuels (eau, éthanol, méthanol, acétone, ...). Ainsi, les campagnes d’essais relatives au premier caloduc oscillant (Di = 1,2 mm, N = 40 boucles) ont été réalisées avec l’eau dont le diamètre critique est d’environ 5 mm sur l’intervalle de température [10 ˚C, 100 ˚C]. Les tests du second caloduc oscillant (Di= 2,5 mm, N = 20 boucles) ont été menés en utilisant l’acétone dont le diamètre critique varie entre 3,6 mm et 2,3 mm sur l’intervalle de température [0 ˚C, 140 ˚C].

En prenant en compte les données géométriques de chaque dispositif expérimental (Di, Dcritdu fluide de travail sélectionné) et les conditions de sécurité imposées en terme de tem- pérature maximale tolérée à l’évaporateur, deux situations distinctes ont pu être testées, d’une part, un premier caloduc oscillant dont le diamètre intérieur est assez faible devant le diamètre critique de son fluide caloporteur et, d’autre part, un second caloduc oscillant dont le diamètre intérieur est légèrement plus petit que le diamètre critique de son fluide de travail voire très proche sous certaines conditions opératoires.

Les premières campagnes d’essais réalisées ont été consacrées à l’étude de l’influence de la température de la source froide Tcryo sur les performances des deux caloducs oscillants. En effet, la température de la zone adiabatique utilisée habituellement comme une température de référence lors d’essais de caractérisation des performances de caloducs conventionnels, en raison de son homogénéité pendant le fonctionnement de ces systèmes, ne peut l’être dans le cas de caloducs oscillants car elle varie en permanence. C’est pourquoi, une autre température de référence a été fixée lors des essais menés au cours de cette étude expérimentale ; elle cor- respond à la température de la source froide.

5.2.1.1 Caloduc oscillant n˚ 1 (Di= 1,2 mm, eau)

Les résultats issus de tests relatifs au premier caloduc oscillant ont permis de tracer les graphiques de la figure 5.2. Ces graphiques ont été obtenus avec un taux de remplissage T R fixé et égal à 50 %. Ils présentent l’évolution de la résistance thermique globale Rthdu caloduc oscillant considéré en fonction de la puissance thermique appliquée à l’évaporateur pour deux orientations différentes, horizontale (0 ˚) et verticale favorable (+90 ˚). Chaque courbe de ces deux graphiques correspond à une température imposée à la source froide. Dans le cas de ce premier dispositif expérimental fonctionnant à l’eau quatre températures différentes 60 ˚C, 70 ˚C, 80 ˚C et 90 ˚C ont été testées. Il faut noter que ces quatre essais ont été réalisés avec le même remplissage et aucune procédure de mise au vide et remplissage intermédiaire du système n’a été effectuée pendant cette série d’expérimentations. La résistance Rthest calculée comme suit :

Rth = Te,moy− Tc,moy Q (5.1) Avec : Te,moy= 1 18 8 X i=0 (Te,ai+ Te,bi) (5.2) Tc,moy = 1 6 3 X i=1 (Tc,ai+ Tc,bi) (5.3)

FIG. 5.2 – Variation de la résistance thermique globale en fonction de la puissance appliquée en positions horizontale et verticale favorable (caloduc oscillant n˚1)

Lors de ces différentes campagnes d’essais aucune limite phénoménologique du fonction- nement du système n’a été révélée comme par exemple l’assèchement total de l’évaporateur.

Quelle que soit la température de source froide considérée, les puissances thermiques maxi- males mesurées dépendent uniquement de la condition de sécurité imposée en terme de tem- pérature maximale tolérée au niveau de l’évaporateur (Ts = 145 ˚C). Ainsi, 1,9 kW ont pu être transférés pour une température de source froide de 90 ˚C en position horizontale.

Dans tous les cas de figure envisagés, les niveaux de résistances thermiques globales mesu- rés sur ce premier dispositif expérimental sont faibles comparés à une résistance de conduction pure dans les 80 branches de cuivre (Rth,λ= 49,7 KW−1). En outre, ce paramètre caractéristique Rthdécroît de manière continue à mesure que le flux thermique appliqué à l’évaporateur aug- mente. Cette évolution de la résistance thermique en fonction du flux thermique entrant est synonyme d’une amélioration progressive de l’efficacité des échanges thermiques entre le sys- tème dissipatif de chaleur et le caloduc oscillant sans doute due à l’augmentation de l’agitation mécanique du fluide. Cependant, cette décroissance rapide au début (de 0,28 KW−1à 100 W à 0,06 KW−1à 500 W pour T

cryo = 80 ˚C) est nettement ralentie pour des puissances thermiques supérieures à 1 kW.

La comparaison des quatre courbes de chacune des figures précédentes permet de constater que lorsqu’on diminue la température de la source froide (de 90 ˚C à 60 ˚C) les performances du système exprimées en terme de puissance thermique maximale transférée et de résistance thermique globale se dégradent. Sur cet intervalle de température [60 ˚C, 90 ˚C] la viscosité dynamique de l’eau diminue et la pente de sa courbe de saturation dPsat/dT augmente avec la température, ce qui est suceptible de favoriser l’écoulement au sein du caloduc oscillant.

La caractérisation du fonctionnement du caloduc oscillant avec les seules données issues de l’évaluation de sa résistance thermique reste limitée. Il faut rappeler que cette résistance ther- mique globale Rthest calculée en considérant des températures moyennes à l’équilibre à la fois à l’évaporateur et au condenseur qui sont évaluées à l’aide des différentes mesures de thermo- couples équipant chaque composant. Il est alors intéressant de suivre l’évolution des profils de température le long de l’évaporateur en régime établi en fonction de la puissance thermique appliquée pour les quatre températures de source froide testées. A cet effet, les profils longi- tudinaux de température le long de l’évaporateur en position horizontale ont été tracés sur les graphiques de la figure 5.3.

Pour toutes les températures de source froide considérées (60 ˚C, 70 ˚C, 80 ˚C et 90 ˚C), lorsque le flux thermique entrant est faible, les températures mesurées en plusieurs points ré- partis le long de l’évaporateur restent similaires. Lorsque cette puissance thermique augmente, le profil de température le long de l’évaporateur est de moins en moins plat. Une différence de température s’établit entre un maximum situé prés de l’extrémité de l’évaporateur (entre 3 et 5 cmdu bord) et un minimum au niveau du point le plus proche de la zone adiabatique. Cette différence de température est d’autant plus importante que la température de source froide est faible et la puissance thermique élevée.

Deux hypothèses peuvent être formulées pour tenter de déterminer l’origine de cet écart de température observé. D’une part, compte tenu des échanges thermiques dans un caloduc oscillant qui s’effectuent à la fois par chaleur latente de vaporisation et par chaleur sensible. Cet écart de température pourrait traduire la réduction de la part de chaleur sensible échan- gée entre la paroi de l’évaporateur et le liquide lorsque les puissances thermiques appliquées deviennent importantes. En effet, si un bouchon liquide provenant du condenseur traverse l’évaporateur (une branche) ; il se réchauffe progressivement depuis l’entrée de l’évaporateur (côté zone adiabatique) jusqu’à son extrémité limitant alors les capacités de refroidissement par chaleur sensible. La partie du flux de chaleur appliqué mais non absorbée doit être alors acheminée par conduction dans le bloc de cuivre créeant ainsi un gradient de température.

D’autre part, ce gradient de température peut également laisser penser que les perfor- mances de transfert se dégradent localement dans l’évaporateur en particulier à son extrémité. Y a t-il un début de phénomène d’assèchement dans cette zone quand la puissance devient très élevée ?

La validation de cette hypothèse dépend essentiellement de la connaissance de la nature de l’écoulement diphasique régnant à l’intérieur du caloduc oscillant. Si pour les puissances thermiques associées à cette situation l’écoulement du fluide de travail dans la zone évapo- rateur est de type annulaire, ce gradient de température pourrait s’expliquer par l’apparition d’un assèchement plus ou moins étendu provoquant la dégradation des coefficients de transfert thermique. En revanche, si l’écoulement est de type «slug flow» ce gradient peut difficilement s’expliquer par l’assèchement de l’extrémité du caloduc oscillant.

Le dispositif expérimental utilisé ne permet pas de mettre en évidence les limites de fonc- tionnement de ce premier caloduc oscillant. La température de sécurité est atteinte bien avant que l’effet oscillant ne puisse s’estomper totalement ou que l’évaporateur soit complètement envahi de vapeur. Pour mieux analyser les limites de fonctionnement d’un tel système, il serait nécessaire de réduire la conduction axiale dans le bloc évaporateur en changeant le matériau employé et diminuer éventuellement les performances globales du caloduc oscillant en utili- sant par exemple un diamètre intérieur plus faible.

5.2.1.2 Caloduc oscillant n˚ 2 (Di= 2,5 mm, acétone)

Une démarche analogue à celle utilisée dans le cas du premier caloduc oscillant a été adop- tée afin de caractériser les performances du second dispositif expérimental en fonction de la variation de la température de la source froide. Plusieurs niveaux de température allant de 10 ˚C à 100 ˚C ont été testés en position horizontale uniquement. Les résultats obtenus lors de ces essais sont présentés sur la figure 5.4. Par souci de lisibilité de ce graphique, quatre courbes seulement correspondant à Tcryo= 20 ˚C, 40 ˚C, 60 ˚C et 80 ˚C y figurent.

FIG. 5.4 – Variation de la résistance thermique globale du second caloduc oscillant en fonction de la puissance thermique

De la même manière que précédemment, ce graphique présente l’évolution de la résistance thermique globale Rthdu second caloduc oscillant en fonction de la puissance thermique ap- pliquée à son évaporateur.

La tendance des courbes obtenues dans ce second cas est différente de celle observée avec le premier caloduc oscillant. En effet, les résistances thermiques globales enregistrées sur une plage de puissances thermiques allant du niveau le plus faible de puissance imposée (100 W) à une valeur maximale (Qmax) correspondant à la dernière puissance appliquée à l’évaporateur vérifiant la contrainte de sécurité semblent caractérisées par l’existence d’une valeur seuil en puissance à partir de laquelle une décroissance nette similaire à celle obtenue avec le premier caloduc oscillant est observée. En revanche, les évolutions des résistances thermiques globales mesurées pour les différentes températures de la source froide avant cette puissance seuil ne semblent pas suivre une tendance commune. Deux comportements différents semblent se défi- nir, un premier comportement pour lequel Rthet Q ne sont pas corrélées de manière manifeste mais la résistance Rth reste faible malgré tout, suivi d’un second comportement plus «stable» caractérisé par une décroissance de Rth. Pour toutes les températures de source froide testées, cette décroissance se produit à une puissance thermique différente. En revanche, si on observe l’évolution de l’écart de température moyen entre l’évaporateur et le condenseur ∆Te−c en fonction du flux thermique entrant, présentée sur la figure 5.5, on constate que la décroissance de la résistance thermique globale du système s’amorce lorsque une différence Te − Tc d’en- viron 50 ˚C est atteinte. Cette observation a été confirmée pour toutes les températures Tcryo allant de 20 ˚C à 90 ˚C (cf. tableau 5.1).

FIG. 5.5 – Evolution de la résistance thermique globale et de l’écart de température moyen Te-Tc en fonction de la puissance thermique appliquée à l’évaporateur (caloduc oscillant n˚ 2, acétone,T R = 50 %, β = 0 ˚)

Tcryo (˚C) 20 30 40 50 60 70 80 90 Te-Tc(˚C) 52 49 48 48 50 49 49 47

TAB. 5.1 – Ecart de température moyen entre l’évaporateur et le condenseur du second caloduc oscillant pour différentes températures de référence (T R = 50 %)

Comme précédemment, ce premier résultat concernant l’évolution de la résistance ther- mique globale du caloduc oscillant sous l’effet de la température de la source froide ne peut être complètement interprété sans suivre les profils de température le long de l’évaporateur lors des différentes situations considérées. Ces profils sont présentés sur la figure 5.6.

FIG. 5.6 – Profils longitudinaux de la température de l’évaporateur du deuxième caloduc oscil- lant

Sur chaque graphique de la figure 5.6, plusieurs profils de température longitudinaux de l’évaporateur correspondant à différents niveaux de puissance thermique ont été tracés. On constate que lorsque cette puissance thermique est faible (100 W) la température de l’évapora- teur est homogène quelle que soit la température de source froide testée et sa valeur est assez proche de cette dernière. Cependant, lorsque le flux thermique entrant augmente, des écarts de température plus ou moins prononcés apparaissent entre les deux extrémités de l’évaporateur comme pour le premier caloduc oscillant. Ces différences de température sont nettement plus importantes dans le cas de faibles températures de source froide.

Dans la suite de l’étude expérimentale menée sur le premier caloduc oscillant, une tem- pérature de source froide de 80 ˚C a été retenue pour caractériser ses performances et une température de source froide de 40 ˚C a été choisie pour réaliser les essais relatifs au second caloduc oscillant. Ce choix permet, d’une part, d’éviter l’apparition prématurée d’un écart de température important le long de l’évaporateur et, d’autre part, de pouvoir balayer une gamme assez étendue de puissances thermiques avant d’atteindre la température limite de sécurité.