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极低温通常指低于1 K的温区, 也称亚开尔文温区, 常见的极低温制冷手段为3He -4He 稀释制冷、3He 减压蒸发制冷以及绝热去磁制冷. 这3种制冷方式都相对昂贵, 比如, 绝热去磁需要的超导磁体和稀释制冷机需要的3He. 其中, 每升3He气体的价格为20000—25000元, 而主流型号的商业化稀释制冷机所需要的3He气体约为20升/台, 且3He通常来自核聚变副产物, 存量较少, 是不可再生资源, 不利于未来大规模极低温制冷机的发展. 4He是比较容易获得的制冷工质, 某些天然气田的4He资源富集, 因此其获取成本低于3He. 4He减压蒸发制冷的典型工作温度为1.5 K[1,2], 并未进入亚开尔文温区, 采用低温吸附的方法可以将4He减压蒸发的温度进一步拓展至1 K以下, 比如, 2022年, Xi等[3]研究了基于4He 的吸附制冷, 达到最低温度为843 mK. 2025年, Liu等[4]研究了维持低温16 h的4He 吸附制冷机, 其最低温度为836 mK. 然而, 基于吸附的制冷方法需要周期性升温来使吸附剂活化, 因此不能连续制冷, 这使其应用范围受限.
超流涡旋制冷机(superfluid vortex cooler, SVC)是以超流4He (也称HeⅡ)作为循环工质, 通过喷泉效应驱动循环并以量子涡旋产生化学势差而制冷的亚开尔文制冷机. SVC具有重量轻、结构紧凑、操作简单、成本较低、无运动部件的优点, 并且制冷时不发生气液相变, 适合在空间微重力环境下使用. 利用超流涡旋进行制冷最早由卡皮查于1941年提出[5], 理论预测了该制冷效应可以接近0 K. 之后Stass和Severijns[6]第1次实验上验证了该制冷方式, 在实验中发现其最低制冷温度在0.6—0.7 K. 1989年, NASA为了预冷空间稀释制冷机而研究了SVC, 使用液氦浴作为预冷方式, 预冷温度低于1.05 K, 最低温为0.8 K, 1 K的制冷量为700 μW[7]. 2005年, Tanaeva等[8]使用湿式液氦浴预冷的情况下, SVC最低温达到了0.88 K, 并在1 K下获得360 μW制冷量; 使用干式的3He脉管制冷机预冷时, 预冷温度为1.4 K, SVC最低温度达到1.19 K. 表1展示了SVC与其他极低温制冷方式的对比. 与其他4He系统相比, SVC集合了连续制冷、能达到亚开尔文温度的优点; 与3He系统相比, SVC的工质获取成本更低.
本文阐述了超流涡旋制冷的原理, 在课题组原有的4He减压蒸发系统的基础上, 搭建了SVC样机, 验证其可行性, 实现了采用全4He 的干式亚开尔文制冷. 本研究同步开发了热驱动的超流氦喷泉泵, 可以降低机械振动, 实现SVC的稳定连续制冷.
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HeⅡ是饱和状态下处于2.17 K以下的超流态4He. HeⅡ的输运性质可以用二流体模型来解释: HeⅡ内部存在两种相互渗透但行为独立的液体组分, 分别为超流组分和正常组分. 其中, 超流组分的特点是黏度为零、不携带熵、可以无摩擦地流动; 正常组分的特点与常规流体相同, 携带熵且黏度不为零. 两种组分的比例关系与温度呈正比, 即:
其中, ρn为正常组分的密度, ρs为超流组分密度,
${T}_{\lambda } $ 为4He的超流转变温度, T为超流氦的温度.本实验搭建的无运动部件的SVC是基于HeⅡ的两个效应: 喷泉效应和超流涡旋制冷效应, 下文将分别阐述.
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图1展示了超流涡旋制冷的原理, 其中, 超漏是具有微纳孔隙的多孔介质, 是体现超流氦二流体性质的重要器件, 因为其只允许黏度为零、熵为零的超流组分通过, 因此也称为“熵过滤器”[9]. 初始时, 系统内的HeⅡ状态一致. 超漏左边的活塞作为使能元件, 产生压差ΔP和化学势差Δμ, 推动HeⅡ流动. 红色箭头表示正常组分的流动, 蓝色为超流组分. HeⅡ流的化学势可由下式计算[10]:
式中s是HeⅡ的熵, P是压力, vn和vs分别代表正常组分和超流组分的流速. 流动到达稳态后, 右边第3项为零. 超漏内部的流动状态为层流, 不影响HeⅡ的化学势, 满足伦敦公式:
因此由活塞产生的压差全部转化为温差. 在毛细管处, HeⅡ流速超过临界流速, 正常组分以湍流的形式流动, 超流组分以量子涡旋的形式流动, 此时两种组分有较强的相互作用, 量子涡旋“拖拽”正常组分流过毛细管. 在稳态下, 毛细管两端的压差极小, 可以忽略[6], 因此化学势差主要由温度差来维持. 根据(2)式可知, 温度梯度的方向与化学势梯度方向相反, 因此在腔体A产生低温.
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喷泉效应也叫热-机械效应, 是超流氦量子特性的宏观体现, 如图2所示, 加热器使超漏上下游形成温差, 为维持热力学势平衡, 超流组分会通过超漏往高温侧移动而形成聚集, 产生压差, 根据(3)式可知压差与温差成正比. 压差使得HeⅡ产生定向流动. 在文献[11,12]的实验中用细颈瓶浸入HeⅡ液池中进行加热实验, 观测到HeⅡ会从瓶口喷出, 形成喷泉的效果, 因此命名为“喷泉效应”.
喷泉泵利用该效应驱动HeⅡ定向流动, 目前成功应用于为空间探测器补充超流氦冷却液[13], 其显著优势是无机械运动部件. 此外, 喷泉泵还应用于3He和4He分离的稀释制冷机[14]以及空间连续型稀释制冷机[15]中. 喷泉泵的压差与温差相关, 理想喷泉泵在接近Tλ时, 形成压差最大, 约为70 kPa. 通过串联运行多个喷泉泵可以实现更高的压差, 但也会导致流量减小[16]. 喷泉泵产生的流量
$ \dot{m} $ 由(4)式计算[17]: -
表2总结了喷泉效应和超流涡旋制冷效应的异同. 实验中将两种效应串联, 喷泉泵作为驱动源(代替了图1中的机械活塞), 产生HeⅡ流, 流过下游的超漏和毛细管, 发生超流涡旋制冷效应, 形成局部的低温. 图3展示了将两种效应结合的超流涡旋制冷循环原理图, 其中红色虚线框为喷泉泵部分, 蓝色虚线框内为超流涡旋制冷部分.
上文提到, 实现超流涡旋制冷效应需要满足的条件是: HeⅡ在超漏内处于层流, 在毛细管内产生湍流和量子涡旋. 只有当正常组分完全湍流时, 才能形成两种组分的共同流动. 根据经典雷诺数计算:
式中, vn和ηn分别是正常组分的流速和黏度, d是管道直径. 当Re > 1200时, 认为正常组分已经完全湍流[16], 此时对应的临界流速为
应用(6)式可计算正常组分在直径0.2 mm的毛细管的临界流速约为5.5 cm/s (假设工作温度为1.8 K).
对于超流组分, 我们要求其在超漏内不能产生湍流, 保证超漏两端的化学势不变. 超流组分临界流速可以通过经验公式计算[17]:
实验中超漏采用100 nm氧化铝粉末压制, 其特征孔隙设为0.1 μm, 计算出临界流速约18 cm/s, 而对于0.2 mm毛细管, vsc为2.65 cm/s. 超漏内的临界速度明显高于毛细管内的临界速度, 因此主要考虑毛细管一侧的流速设计. 结合(3)式、(5)式可算出在毛细管产生湍流的加热条件:
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图4是SVC实验装置的示意图, 包括G-M制冷机、4He减压制冷系统气路、冷凝气路、喷泉泵和SVC. G-M制冷机用于室温到4 K的预冷, 4He减压制冷系统进一步冷却至~1.3 K, 关于预冷制冷机的介绍可参考本课题组的相关研究[2]. 冷凝器主要用于液化氦气, 冷凝器通过导热杆与1 K盘相连, 从而抬高液位, 因此液化后的4He由于重力而流入喷泉泵和SVC中. S1和C1分别为喷泉泵超漏和喷泉泵毛细管; S2和C2分别为SVC的超漏和毛细管. C1和主换热器起到维持温差的作用, 防止从喷泉泵流出的温度较高的HeⅡ对SVC的制冷效果产生负面影响. 图中Tfp, Tsvc和Tb分别代表喷泉泵工作温度、SVC制冷温度、起始温度(4He减压制冷系统的工作温度).
实验前要对冷凝气路进行抽真空和吹扫操作, 先使用真空泵将冷凝气路抽真空至10–3 Pa, 然后充入少量氦气, 再抽真空, 如此往复至少3次可保证管路内的杂质气体不会对实验造成影响. 喷泉泵和SVC通过主换热器相连. 由于V1和V3只能通过超漏和毛细管与外部气路相连, 难以将其完全抽真空, 因此这两个腔体上设计了抽气管, 用于实验前抽真空. 在降温前, 需要使用封口器将抽气管剪断. 图5所示为实际样机图. 温度计和加热丝分别由真空馈通分别密封在V1和V3内.
S1和S2采用100 nm的氧化铝粉末压制而成, C1和C2是管径为0.2 mm的镍铜毛细管. Tfp, Tsvc和Tb都使用Lakeshore公司的Cernox温度传感器测得, 其中Tfp和Tb的温度计型号为CX-1030-CU-HT-1.4L; Tsvc的型号为CX-1010-CU-HT-0.1L. 温度数据读取采用多场科技的Kelvinion Monitor温度监视器, 激励电流为10 μA. qfp和qload代表实验中的镍铬加热丝的加热量, 电流源分别采用NGI的N2600数字源表和Keithley 2450源表.
Tb降至2 K以下后, 打开室温氦气瓶手阀, 通过减压阀维持一定压力进行加注. 此时压力表和流量计示数迅速升高然后缓慢回落, 当压力表示数高于Tb对应的饱和蒸气压且流量计示数为0时, 说明液面已经高于冷凝器, 加注已经完成, 可以关闭氦气瓶手阀, 开始SVC实验.
实验开始时, 启动qfp, Tfp升高, 喷泉泵开始工作, 产生的压差推动HeⅡ从C1流出, 通过主换热器冷却至Tb, 然后进入V4并流过S2和C2, 最后回到V2. SVC最冷的点位于V3.
图6所示为SVC的降温曲线图. 施加热量qfp以后, Tfp首先升高, 随着温差增大, Tsvc开始缓慢降低, 在几十秒内开始出现明显的降温趋势. 图6中不同的台阶对应不同的qfp, Tsvc先随qfp增大而降低, 当Tfp接近2 K时, Tsvc温度趋于稳定, 大约为0.93 K. 图7展示了SVC连续制冷的温度波动, 在48 h内, SVC可连续稳定工作, Tsvc波动幅值为1 mK.
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SVC的最低温度与喷泉泵输入功率的变化关系如图8所示. 明显看出: 当qfp比较小时, Tsvc随着qfp增大而减小; 当Tfp接近1.8 K, Tsvc的变化不明显. 根据图8放大图, Tsvc最低温出现在0.936 K, 随后Tsvc随着qfp的增大而增大.
该现象与实验中超漏的性能以及漏热相关. 实验中的超漏不能完美地过滤正常组分, 而由于SVC的温度与正常组分和超流组分的密度比相关, 少部分的从超漏流出的正常组分会影响SVC的制冷温度. qfp较小时, S2进出口的压差小, 从V4流入V3的正常组分较少, 因此Tsvc温度下降明显. 随着qfp增大, 流入V3的正常组分增多, 根据(1)式, 0.936 K时正常组分仅占0.9%, 此时增大0.01%的正常组分即可将SVC温度提高到0.938 K. 同时, 湍流HeⅡ的传热系数在1.9 K时达到最大[18,19], 导致喷泉泵的输入功率qfp通过毛细管内的液体传导到1 K盘, 导致Tb温度升高, 进而使Tsvc轻微升高. 该变化趋势说明限制温度进一步下降的原因不是喷泉泵的驱动性能, 而是制冷机的设计参数或者制冷原理本身.
实验中采用热平衡法测量制冷机的制冷量, 加热器采用四线法连接以精确表征加热功率. 在施加恒定加热功率时, 温度越低意味着制冷能力越强. 本实验固定qfp, 逐渐增大qload直到Tsvc高于1 K. 图9所示为测试SVC制冷量的结果.
可以看到, qfp的大小对SVC制冷能力有显著影响. qfp = 1.67 mW对应的SVC制冷能力最差, 在相同qload下的制冷温度明显高于其他情况. 图9放大图展现了qload较小时, Tsvc随qfp增大呈现先降后升的趋势, 这与图8中最低温度的变化趋势类似. 在Tsvc>1 K时(qload较高), qfp越大, Tsvc越低, 意味着制冷能力越强. 在1 K附近, SVC的制冷量约为50 μW.
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SVC的总热负载等于加热器的热量与漏热的和:
在稳态下, SVC总热负载等于工质的吸热:
使用(11)式对实验数据进行拟合, 得到结果如图10所示. 拟合参数如表3所列, 决定系数R2接近1, 说明数据线性度高. 其中mfp是根据(3)式计算得出. msvc比mfp稍大, 说明通过SVC的HeⅡ流并不完全来自喷泉泵的驱动, 温度计的自热效应以及qload也会产生少许HeⅡ流, 从而对msvc比mfp的相对误差产生影响, 在qfp较低时, 该影响更加明显. qloss值为几十微瓦, 与qload的量级相当, 说明漏热是限制SVC制冷性能的重要因素. 然而, 在亚开尔文温度下, HeⅡ本身的性质也会影响Tsvc的性能, 如HeⅡ焦汤效应、旋子密度、卡皮查热阻等.
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SVC是通过量子涡旋将HeⅡ中携带熵的正常组分“抽离”来达到极低温制冷. Olijhoek等[20]认为SVC的极限温度与旋子密度有关. 在0.6—1.2 K, HeⅡ的比热主要由旋子激发贡献, 而在低于0.6 K时主要由声子激发贡献. 低温下声子的能量相对较低, 正常组分的流动所能带走的能量较少, 而且声子与量子涡旋的相互作用更低, 不能形成有效的熵传输, 因此没有明显的制冷效应. HeⅡ中的旋子密度由(12)式决定[11]:
其中p0为旋子最低能态下的动量, m* 为4He原子的有效质量, Δr为旋子的最低激发能量. 图11展示了旋子相对密度的变化. 旋子密度在1.2 K下约为2.394×1019 cm–3. 相对密度随温度下降而快速下降, 在0.6 K几乎为零, 因此SVC相关研究的最低温度集中在0.6—0.75 K[6,21,22]. 而在预冷温度低于0.6 K时激发HeⅡ的湍流, 正常组分和超流组分的耦合作用激发旋子, 因此温度会上升, Olijhoek等[20]在实验中观察到了这一现象, 是SVC制冷温度受旋子密度限制的直接证明.
图12展示了本文的制冷温度数据与文献中的对比, 其中空心点为Tanaeva等[8]的实验结果, 实心点为本实验的结果. 在C2内径为0.2 mm时, 实验结果与文献结果相近, 最低温都是0.936 K左右. 其中本研究的SVC达到稳态所对应的qfp比参考文献[8]数据更小, 说明本研究搭建的SVC具有更高的效率. 图中也展示了文献中使用0.7 mm直径的毛细管的实验结果, SVC的最低温度下降至0.88 K, 且Tfp随qfp的变化趋势变平缓, 达到最低温度需要的qfp明显升高. Tanaeva等[8]将这个差异归咎为内径越小导致循环流量越小, 根据(10)式, SVC的制冷量与流量正相关, 而制冷量通常与制冷温度是负相关的, 因此较细的毛细管会导致制冷温度升高. 但是, 毛细管内径增大意味着HeⅡ的热传导面积更大, 使得由热传导导致的漏热也增大. 因此需要平衡两者的影响, 寻找最优的毛细管几何参数. Staas和Severijns[6]的研究展示了采用0.5 mm毛细管的结果, 显示其最低制冷温度为0.7 K, 优于毛细管内径为0.2 mm, 0.7 mm的实验结果. 表4罗列了以上所讨论的实验结果, 虽然不同实验中选取的毛细管长度、材质以及其他设计参数均有差异, 但针对毛细管内径的选择仍有参考价值. 本研究作为SVC的验证性实验, 尚未对毛细管做深入研究, 实验效果与其他工作相比有明显差距, 比如需要在Tfp较高的情况下才能达到最低温度, 意味着SVC消耗的能量更高, 效率更低. 未来将尝试不同的毛细管内径组合来优化SVC的性能.
根据(4)式, 喷泉泵驱动的流量主要受运行温度和加热量的影响. 理论上, Tfp越低, 加热量越高, 喷泉泵产生的流量越大. 假设加热量不变, 通过降低Tfp来提高循环流量就必须使用制冷能力更强的预冷制冷机, 而且加热量是存在上限的, 必须维持Tfp不超过λ温度, 因此预冷级制冷机通过Tb来影响喷泉泵的性能. 同时, 根据(3)式, 喷泉泵的输出压力主要由温差决定, 并且存在理论的上限值, 约为70 kPa, 对应工作温度接近λ温度, 且Tb低于1 K. 根本上, 喷泉泵的性能是高度依赖于温度的. 此外, 在SVC的循环中, HeⅡ在毛细管的流动是完全湍流的, 流动产生的热耗散最终需要预冷制冷机将热量带走. 因此, 提高预冷制冷机的性能从而降低Tb, 可以增大喷泉泵驱动的流量, 使得SVC的制冷温度进一步下降[8], 同时减小热耗散带来的影响. 当然, 对于本研究预冷所用的4He减压蒸发系统, 其制冷温度和制冷量是需要权衡的, 通常降低制冷温度伴随着制冷量的减小, 因此需要在喷泉泵的工作温区内进行适当调整, 保证制冷温度降低的同时, 制冷量的减小量不会对SVC产生显著影响.
超漏中的传输损耗在高度湍流的工况下应该被考虑. 随着喷泉压的增加, 一方面超漏本身对HeⅡ正常组分的限制作用减弱, 正常组分流经超漏会传导热量从而减小喷泉泵的温差; 另一方面, 超流组分可能会因为较高流速下的耗散过程而转化成正常组分[6], 对SVC的制冷产生负面影响. 超漏作为多孔介质, 其渗透率、孔隙率、截面积等参数都会对其实际性能产生影响. 在未来的研究中还需要针对超漏进行优化设计, 从而提高喷泉泵以及SVC的性能.
总结而言, SVC的极限制冷温度受旋子密度的制约, 只能达到0.7 K左右. 本文搭建的SVC距离该极限制冷温度仍有差距, 后续的优化需要考虑更改尺寸参数以及减小漏热. 此外, SVC的制冷性能受到喷泉泵驱动流量的影响, 对喷泉泵的优化需要提高预冷制冷机的性能, 使得预冷温度进一步降低从而增大循环流量. 超漏也是影响喷泉泵和SVC的重要部件, 后续实验需要对其进行更细致的表征, 从超漏本身多孔介质的性质出发, 研究HeⅡ在不同超漏中的流动特性, 总结出不同参数的最优组合.
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本文介绍了基于HeⅡ的超流涡旋制冷机, 在实验上证明了SVC进行极低温制冷的可行性, 并从物理机制上分析, 说明其制冷极限是由旋子密度降低导致的. 在4He减压制冷作为预冷手段、预冷温度为1.28 K的条件下, 本文搭建了超流涡旋制冷机, 获得了最低0.936 K的稳定制冷温度, 典型制冷量为50 μW@1 K. 通过与前人的实验结果对比表明, 目前实验所达到的0.936 K并非受到制冷原理的限制, 而是当前的结构参数. 其中, 毛细管的几何尺寸是需要优先考虑的, 后续实验将改变毛细管的直径和长度, 寻找最佳的几何参数.
同时, 喷泉泵在SVC上的成功应用, 证明了该泵作为低温循环驱动源的可行性. 实验结果表明该喷泉泵在2 K下可实现最高2 mmol/s的超流氦流量驱动, 满足了空间连续型稀释制冷机中4He 循环泵的需求. 理论分析显示了喷泉泵的性能对预冷温度有依赖性. 相同工作温度下, 预冷温度降低可有效提升驱动流量, 从而增强SVC的制冷能力. 然而, 随着驱动能力的增强, 喷泉泵自身产生的漏热也随之增加, 对SVC性能产生不利影响, 因此喷泉泵的综合效应需要在设计中加以权衡.
基于上述认识, 未来工作可从以下几个方面进一步推进: 其一, 优化毛细结构参数(直径、长度); 其二, 降低预冷温度, 同时需要保证在喷泉泵工作温区内的制冷量不受显著影响, 这需要对4He减压蒸发系统进行优化调整; 其三, 在工程设计上, 优化漏热问题, 考虑增大SVC的辐射屏来隔绝更高温度冷盘的辐射漏热, 同时, 通过更换热阻更高的材料来优化制冷机本身的结构漏热; 其四, 在拓展应用、提高易用性的角度, 探索紧凑化与模块化设计方案, 可以在室温下在SVC中注入足量的氦气然后密封, 使氦气液化后足以充满整个SVC, 从而无需室温注气的气路, 形成模块化的SVC; 最后, 通过结构参数优化及并联多个超流涡旋制冷单元的方式, 实现1 K下具有大冷量的SVC.
综上所述, 本文从原理解析和实验的角度验证了超流涡旋制冷的可行性, 明确了限制其极限制冷温度的物理因素. 同时, 超流涡旋制冷机的成功运行说明了喷泉泵的有效性, 为其在空间连续型稀释制冷系统中的应用提供了重要参考. 喷泉泵驱动的超流涡旋制冷机的优势是: 无运动部件、不受重力影响、无气液相变、可连续制冷, 未来有望应用于空间极低温制冷或大冷量极低温制冷机中.
亚开温区HeⅡ超流涡旋制冷机的实验研究
Experimental study on sub-kelvin He II superfluid vortex cooler
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摘要: 极低温制冷机是支撑当代物理发展的重要科研仪器. 超流涡旋制冷机是以4He的超流态(HeⅡ)为工质的极低温制冷机, 具有成本低、振动低、结构紧凑、可连续制冷的优点. 本文围绕超流涡旋制冷机, 介绍了其制冷原理以及驱动原理——喷泉效应, 构建了热驱动的制冷循环. 进一步进行实验系统的设计与搭建, 超流涡旋制冷单元需要工作在4He超流温度以下, 本实验采用“G-M”制冷机加上4He减压蒸发制冷的方法提供超流温度以下的预冷, 在此基础上启动超流涡旋制冷机实现了亚开尔文制冷, 最低温度为0.936 K, 典型制冷量为50 μW@1 K. 分析表明, 漏热对超流涡旋制冷机有显著影响, 其中包括冷盘漏热以及非理想超漏的漏热. 本文是喷泉泵的一项成功应用, 这项技术也是连续型空间稀释制冷的关键技术之一. 超流涡旋制冷为极低温制冷提供了新的思路, 可以降低亚开尔文极低温环境的获取成本.Abstract:
Ultra-low-temperature refrigeration is a key enabling technology for advanced physics experiments and space science missions. The superfluid vortex cooler (SVC) employs superfluid helium-4 (He II) as the working medium and offers several advantages, including low mechanical vibration, compact structure, gravity-insensitive operation, and continuous cooling capability. In this work, the cooling principle of the SVC is investigated, and an experimental SVC system is designed and constructed. The driving mechanism based on the fountain effect is analyzed, and a thermal-driven refrigeration cycle is established using a superfluid fountain pump. To ensure the experimental environment temperature is below the superfluid transition temperature, a 4He evaporation refrigerator precooled by a Gifford-McMahon cryocooler is implemented. Based on this cooling system, sub-kelvin refrigeration is successfully achieved with the SVC. The minimum temperature reaches 0.936 K, and the specific cooling power is 50 μW@1 K. Experimental results show that the cooling performance of the SVC is affected by parasitic heat loads. These include heat leakage due to thermal conduction within the system and thermal effects caused by non-ideal superleaks that fail to fully block the normal component of He II. In particular, the competition between the enhanced superfluid mass flow driven by the fountain effect and the associated increase in heat leakage plays a critical role in determining both the achievable cooling power and the minimum temperature. The successful integration and operation of the fountain pump demonstrate its potential as a low-temperature circulation driver for closed-cycle dilution refrigerators operating in space. This work provides experimental validation of superfluid vortex cooling in the sub-kelvin regime, clarifies the key physical factors limiting its performance, and highlights its potential as a cost-effective alternative for future ultra-low-temperature applications. -
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表 1 不同低温制冷方式的对比
Table 1. Comparison of different low temperature refrigeration methods.
制冷方式 典型制冷温度 特点 前级预冷要求 稀释制冷 10 mK 需要3He; 连续制冷 液氦温区(~4 K) 3He减压蒸发 250 mK 需要3He; 连续制冷 3He液化温度(<3 K) 绝热去磁制冷 几十毫开至几十开 固态制冷; 不连续 视最终制冷温度而定 4He减压蒸发 1.2—1.5 K 机械泵驱动; 温度高于1 K 液氦温区(~4 K) 吸附式4He减压蒸发 约0.8 K 无机械运动部件; 不连续 液氦温区(~4 K) 超流涡旋制冷 最低约0.7 K 无机械运动部件; 连续制冷 超流温区(<2 K) 
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表 2 喷泉效应和超流涡旋制冷效应的对比
Table 2. Comparison of fountain effect and superfluid vortex cooling effect.
喷泉效应 超流涡旋制冷效应 管道 超漏+毛细管 工质 HeⅡ 产生条件 温度差 HeⅡ流动 现象 压差、HeⅡ流动 局部低温
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表 3 线性拟合的结果以及不同方法计算的流量比较
Table 3. Results of linear fitting and the comparison of the flow calculated in different ways.
qfp/mW msvc/(μg·s–1) qloss/μW R2 mfp/(μg·s–1) $ \dfrac{{m}_{\text{svc}}-{m}_{\text{fp}}}{{m}_{\text{svc}}} $ /%16.782 8360.3 88.77 0.99999 8145.02 2.58 11.9 7437.18 76.87 0.99999 7264.96 2.32 9.112 6702.59 68.27 0.99997 6569.57 1.98 4.65 5437.25 56.84 0.99995 4995.70 8.12 1.674 3513.75 42.82 0.99643 3209.36 8.66
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[1] Wang C, Hanrahan T, Johnson M 2018 Cryogenics 95 64 doi: 10.1016/j.cryogenics.2018.07.010 [2] 刘旭明, 查奎帆, 马帅, 韩丽明, 谢晓霖, 郭伟杰, 潘长钊 2025 物理学报 74 110701 doi: 10.7498/aps.74.20250181 Liu X M, Zha K F, Ma S, Han L M, Xie X L, Guo W J, Pan C Z 2025 Acta Phys. Sin. 74 110701 doi: 10.7498/aps.74.20250181 [3] Xi X T, Yang B, Gao Z Z, Chen L B, Zhou Y, Wang J J 2022 IOP Conf. Ser. Mater. Sci. Eng. 1240 012022 doi: 10.1088/1757-899X/1240/1/012022 [4] Liu T S, Cui X Y, Lu L H, Ying K K, Wang Y, Liu K J, Wang Z L, Jiang Z H, Liu S S 2025 Front. Heat Mass Tran. 23 739 doi: 10.32604/fhmt.2025.064532 [5] Kapitza P L 1941 Phys. Rev. 60 354 doi: 10.1103/PhysRev.60.354 [6] Staas F A, Severijns A P 1969 Cryogenics 9 422 doi: 10.1016/0011-2275(69)90279-3 [7] Hendricks D J B, Michael D, Dingus L 1991 Helium 3/Helium 4 Dilution Cryocooler for Space Report Number: NASA-CR-184140 [8] Tanaeva I A, De Waele A T A M, Lindemann U, Jiang N, Thummes G 2005 J. Appl. Phys. 98 034911 doi: 10.1063/1.2001730 [9] Wang L G, Qu Q X, Zhao W Y, Chen H, Dai N N, Jia P, Xu D, Li L F 2024 Cryogenics 143 103952 doi: 10.1016/j.cryogenics.2024.103952 [10] Khalatnikov I M 2018 An Introduction to the Theory of Superfluidity (Boulder: CRC Press [11] Enss C, Hunklinger S 2005 Low-Temperature Physics (Springer Science & Business Media [12] Allen J F, Jones H 1938 Nature 141 243 doi: 10.1038/141243a0 [13] Kogut A, Essinger-Hileman T, Switzer E, Wollack E, Fixsen D, Lowe L, Mirel P 2021 Rev. Sci. Instrum. 92 064501 doi: 10.1063/5.0048800 [14] Frossati G 1978 J. Phys. Colloques 39 C6 doi: 10.1051/jphyscol:19786604 [15] Volpe A 2014 Ph. D. Dissertation (Grenoble: Université Joseph-Fourier [16] Van Sciver S W 2012 Helium Cryogenics (New York: Springer [17] Weisend J G 1998 Handbook of Cryogenic Engineering (Philadelphia, PA.: Taylor & Francis [18] Sato A, Maeda M, Kamioka Y 2005 Proceedings of the Twentieth International Cryogenic Engineering Conference (ICEC20) p849 [19] Satoh T, Shinada H, Satoh T 1982 Physica B+C 114 167 doi: 10.1016/0378-4363(82)90033-X [20] Olijhoek J F, Hoffer J K, Van Beelen H, De Bruyn Ouboter R, Taconis K W 1973 Physica 64 289 doi: 10.1016/0031-8914(73)90049-9 [21] Shinada H, Satoh T, Satoh T 1981 Physica B+C 108 1109 doi: 10.1016/0378-4363(81)90858-5 [22] Hendricks J B 1990 Advances in Cryogenic Engineering: Part A & B (Boston: Springer) p134 -
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