微米行程微膨脹型熱開關熱特性的仿真與試驗

張旭升，郭　亮，賈卓杭，馬明朝,2，李　義，吳清文

(1. 中國科學院 長春光學精密機械與物理研究所，吉林 長春，130033;2. 中國科學院大學，北京，100049)

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微米行程微膨脹型熱開關熱特性的仿真與試驗

張旭升1*，郭亮1，賈卓杭1，馬明朝1,2，李義1，吳清文1

(1. 中國科學院 長春光學精密機械與物理研究所，吉林 長春，130033;2. 中國科學院大學，北京，100049)

為了提高空間熱控分系統的散熱調節能力和熱環境適應性，設計了一種微米行程的微膨脹型熱開關。介紹了熱開關的結構組成和工作原理，通過理論-仿真-試驗相結合的方式，計算評估了熱開關的斷開熱阻、閉合熱阻和開關比等關鍵熱特性。依據熱阻網絡串并聯關系計算熱開關的理論特性，斷開熱阻為301.71 K/W，閉合熱阻為1.06 K/W，開關比約為283.6。基于有限元模型分析熱開關斷開/閉合過程的瞬態熱特性，熱端發熱功率為18 W時，熱開關閉合響應時間為340 s，觸發溫度為35.5 ℃，閉合熱阻約為2.3 K/W。在2次熱開關性能測試試驗中，閉合熱阻和開關比分別為1.08 K/W、279.4和1.67 K/W、180.7，試驗數據與理論計算高度一致。同時指出：裝配調試過程的不確定性會造成微膨脹型熱開關宏觀熱特性的小區域波動。本文工作可為后續微膨脹型熱開關的結構優化設計、機械加工細化和裝調方式改進提供參考。

微膨脹型熱開關；熱特性；仿真與試驗；斷開熱阻;閉合熱阻

1　引　言

在深空探測領域，熱控分系統面臨大功率散熱、小功率保溫以及返回高溫隔熱等不同階段的任務需求[1]。若以常規熱控技術思路進行設計，會造成小功率保溫能力不足或高溫補償功耗能量過大等系統缺陷[2]。在微小衛星領域，頻繁的姿態調整、軌道變換和工作模式切換會造成系統內外熱環境的急劇變化[3]，這就要求熱控分系統做出快速響應和精準反饋，以維持衛星及其有效載荷的在軌溫度穩定性。因此，研制具有散熱調節能力和熱環境適應性的主動熱控部件成為空間熱物理領域的發展趨勢。熱開關技術依據不同工作原理實現閉合小熱阻散熱、斷開大熱阻保溫等自動調控功能，是解決上述問題簡單可靠的措施。

王美芬等[4]研制了一種長度為20～40 mm的低溫微膨脹型熱開關，試驗閉合熱阻不大于1.1 K/W、斷開熱阻不小于1 400 K/W，并通過開關循環試驗測試了熱開關的可靠性。張文千[5]基于感溫驅動件-形狀記憶合金彈簧設計了一種直徑為23 mm、長度為32 mm、質量為100 g的記憶合金熱開關，理論閉合熱阻為2.7 K/W、斷開熱阻不小于352.6 K/W。付立英等[6]研制了應用于機械制冷系統的微膨脹雙向移位型熱開關，試驗閉合熱阻為0.96 K/W、斷開熱阻為527 K/W。韓冬等[7]針對多姿態空間相機焦面組件，設計了以熱開關為核心部件的雙向輻冷散熱系統，顯著提高了低溫焦面組件的溫度穩定性。F.H. Milanez等[8]設計了一種空間微膨脹型雙金屬熱開關，采用無量綱法分析了接觸熱導、結構參數與閉合/斷開熱阻的關系，所得理論計算結果與原理樣機試驗數據基本一致。D. Bugby等[9,10]研制了一種以聚合物-高純鋁為基材的超低溫熱開關原理樣機，在35 K時試驗閉合熱阻為1.2 K/W、斷開熱阻為1 400 K/W，預計將應用于詹姆斯-韋伯空間望遠鏡低溫制冷系統中。M. Dietrich等[11]開發了應用于100 K焦面組件制冷的微膨脹型熱開關，研究了材料屬性及其退化對熱開關性能的影響。此外，國內外多名學者[12～14]也較為全面的概括總結了空間制冷領域熱開關技術的研究現狀和發展趨勢。

與其他類型相比，微膨脹型熱開關具備結構簡單可靠、綜合性能優越、自動觸發閉合/斷開、熱二極管特性、無裝置密封性要求等優勢[13,15]，同時能夠實現振動的抑制和隔離[9]。本文設計了一種微米行程的微膨脹型熱開關，介紹了熱開關的結構組成和工作原理，通過理論-仿真-試驗相結合的方式，計算評估了斷開熱阻、閉合熱阻和開關比等關鍵熱特性，為后續微膨脹型熱開關的結構優化設計、機械加工細化和裝調方法改進提供參考借鑒，以期實現熱開關技術的廣泛工程化應用。

2　物理模型

最初，微膨脹型熱開關由于質量大、性能差等缺點而未能應用于空間熱控分系統中[15]。因此，針對熱開關結構和性能提出如下要求：整體尺寸和重量不宜過大、開關響應時間不宜過長、閉合/斷開配合面保持平整光滑、閉合小熱阻散熱/斷開大熱阻保溫等。基于以上要求，設計了一種由熱端、伸縮段、定位桿、冷端和內六角螺釘等組成的微米行程微膨脹型熱開關，如圖1所示。工作行程δ=20 μm、閉合長度l=80.02 mm、半徑R=25 mm、質量m=550 g。其中，熱開關零部件的材料熱物理屬性如表1所示。

圖1　微米行程微膨脹型熱開關結構組成Fig.1　Structural components of micron stroke micro-expansion type heat switch

微膨脹型熱開關通過調控導熱路徑來實現熱量的排散與隔離。當與熱端連接的元器件處于工作狀態時，熱量通過熱端傳遞到伸縮段和定位桿，溫升引起的累積熱膨脹長度大于工作行程時，伸縮段與冷端的配合面充分接觸，熱開關小熱阻閉合散熱通道開啟，并經過冷端由輻射器向外界散熱，以維持元器件工作溫度小于溫控指標上限；當元器件處于非工作狀態時，輻射器散熱導致伸縮段溫度逐漸下降，累積冷收縮長度大于0時，熱開關切換到大熱阻斷開保溫通道，從而保證元器件非工作溫度不宜過低、大于溫控指標下限。即：理論上，微膨脹型熱開關能夠根據熱控任務需求，實現在軌控溫模式的自動可逆調控。

表1　微膨脹型熱開關材料熱物理屬性

3　理論計算與仿真分析

3.1理論計算

若忽略微膨脹型熱開關的徑向導熱、僅考慮熱量的軸向傳遞，可將其簡化為無內熱源的一維穩態導熱問題。此時，熱開關閉合/斷開熱阻網絡如圖2所示。根據熱阻串并聯關系，熱開關的斷開熱阻Roff、閉合熱阻Ron和開關比γ的計算式為：

圖2　微膨脹型熱開關閉合/斷開熱阻網絡Fig.2　ON/OFF resistance network of micro-expansion type heat switch

(1)

(2)

(3)

式中：第一下標m為材料自身導熱熱阻；第一下標c為安裝面接觸熱阻；第二下標h為熱端；第二下標d為伸縮段；第二下標s為定位桿；第二下標c為冷端。如：Rc,s-h表示熱端與定位桿螺紋連接的接觸熱阻，K/W。文獻[8]指出，螺紋接觸熱阻對微膨脹型熱開關性能影響微弱，故螺紋接觸表面換熱系數近似取50 W/(m2·K)。結合結構尺寸和材料熱物理屬性，即可計算熱開關閉合/斷開導熱路徑上各個環節的熱阻，如表2所示。將表2數據代入式(1)～(3)得出：理論計算中，熱開關斷開熱阻Roff=301.713 93 K/W、閉合熱阻Ron= 1.063 76 K/W，開關比γ≈283.6。與文獻[4]、[9]對比發現，閉合熱阻已處于同一數量級，但斷開熱阻明顯偏小導致開關比較低。因此，有待進一步開展定位桿結構優化設計等增大斷開熱阻方面的研究。

表2　熱開關閉合/斷開導熱路徑上的熱阻

3.2仿真分析

采用Ideas/TMG建立微膨脹型熱開關的有限元模型，如圖3所示。其中，殼單元為6 648個、六面體單元為17 612個，共計24 260個。熱端接收來自于發熱元器件的功耗為18 W，工作時間為3 600～9 000 s；冷端導熱安裝于0.9 ℃低溫循環水冷系統冷卻面上，表面換熱系數hc取1 500 W/(m2·K)。計算總時間為10 800 s、時間步長Δt為5 s。

圖3　微膨脹型熱開關有限元模型Fig.3　Finite element model of micro-expansion type heat switch

圖4　閉合熱開關伸縮段穩定溫度場Fig.4　Disc steady temperature field of ON heat switch

在t=9 000 s時，閉合熱開關各部分溫度場已達到穩定狀態，如圖4所示，伸縮段穩定溫度場為44.65～47.07 ℃，且其軸向溫度梯度遠大于徑向和周向，進一步說明理論計算中將熱開關簡化為一維導熱穩態模型的合理性。此時，熱端、定位桿和冷端的穩定溫度場分別處于53.27～54.28 ℃、16.44～50.72 ℃和13.21～13.47 ℃。

圖5　熱開關關鍵位置的時域溫度曲線Fig.5　Temporal temperature curves in the key positions of heat switch

圖5中給出了3個關鍵位置的時域溫度變化，分別位于熱端端面、伸縮段與冷端的2個配合面上。在0～3 600 s時，冷溫循環水冷系統(低溫冷源)引起熱開關各部分溫度降低，由于熱開關處于斷開大熱阻保溫狀態，故熱端和伸縮段的溫降斜率微小、冷端溫降斜率較大；在3 600～3 940 s時，元器件發熱功耗導致熱端和伸縮段的溫度快速升高，冷端溫度基本保持不變；在t=3 940 s時，熱開關切換到閉合小熱阻散熱通道，引起冷端溫度大幅度升高、熱端和伸縮段的溫升斜率逐漸減小；在t=5 000 s時，熱開關各部分溫度場達到穩定熱平衡狀態，此時冷熱端自由面平均溫度分別為13.23 ℃和53.99 ℃，仿真閉合熱阻Ron≈2.3 K/W。

4　性能試驗

4.1試驗裝置

試驗裝置由低溫循環水冷系統、輻射屏蔽殼、泡沫隔熱材料、微膨脹型熱開關、T型熱電偶、單層雙回路薄膜電加熱片、Agilent數據采集儀、直流電源等組成，如圖6所示。采用GD414硅橡膠黏貼電加熱片的方式模擬與熱端接觸的大功耗熱源，加熱片半徑rjrp=20 mm、電阻Rjrp=5.915 Ω，加熱片中心與熱端黏貼面中心重合；采用低溫循環水冷系統模擬與冷端接觸的低溫冷源，水溫控制在0.9 ℃附近。圖7中給出裝調微膨脹型熱開關、黏貼加熱片和熱電偶、包覆泡沫隔熱材料和安裝輻射屏蔽殼等熱實施過程，并根據試驗需要規劃了10個測溫點，如圖1所示。

圖6　微膨脹型熱開關試驗裝置示意圖Fig.6　Experimental setup sketch of micro-expansion type heat switch

圖7　微膨脹型熱開關熱實施過程Fig.7　Thermal implementation process of micro-expansion type heat switch

4.2數據處理

在工作溫度為20 ℃、相對濕度為56%的環境下，分別對同一熱開關進行多次裝配、調試與試驗，選取其中2次試驗的熱開關測溫點時域溫度進行分析計算，如圖8和圖9所示。在試驗熱阻計算中，冷熱端溫度分別取3個徑向測溫點的算術平均值：

(4)

(5)

(6)

圖8　試驗Ⅰ測溫點時域溫度曲線Fig.8　Temporal temperature curves of experiment Ⅰ

圖9　試驗Ⅱ測溫點時域溫度曲線Fig.9　Temporal temperature curves of experiment Ⅱ

基于試驗數據Ⅰ、Ⅱ，計算熱開關閉合熱阻分別為1.08 K/W和1.67 K/W、對應開關比達到279.4和180.7。可見，裝配調試過程對微膨脹型熱開關的宏觀熱特性影響強烈，微小的工作行程差異可引起配合面接觸壓力的劇烈變化，進而通過配合面接觸導熱影響熱開關的閉合熱阻、開關比等熱特性，即：裝配調試過程的不確定性會造成熱開關宏觀熱特性的小區域波動。試驗數據Ⅰ與理論計算達到高度一致，但兩者均與仿真分析存在一定差異，主要由于在熱-結構耦合過程中，配合面接觸熱阻計算模型與實際物理模型存在偏差造成的。

5　結　論

本文設計了一種微米行程的微膨脹型熱開關，介紹了熱開關的結構組成和工作原理。通過理論-仿真-試驗相結合的方式，計算評估了熱開關的斷開熱阻、閉合熱阻和開關比等關鍵熱特性。所得結論如下：

依據熱阻網絡串并聯關系計算了熱開關的理論熱特性，斷開熱阻為301.71 K/W、閉合熱阻為1.06 K/W，開關比約為283.6；基于有限元模型分析了熱開關斷開/閉合過程的瞬態熱特性，熱端發熱功率為18 W時，熱開關閉合響應時間為340 s、觸發溫度為35.5 ℃、閉合熱阻約為2.3 K/W；在2次熱開關性能測試實驗中，閉合熱阻和開關比分別為1.08 K/W、279.4和1.67 K/W、180.7，試驗數據與理論計算高度一致；裝配調試過程的不確定性會造成微膨脹型熱開關宏觀熱特性的小區域波動。

后續研究中，將進一步提高配合面的表面平整度和定位桿機械加工精度，改進并優化熱開關的裝配調試方法，以實現閉合配合面的高壓力均勻接觸。

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張旭升(1988-)，男，黑龍江訥河人，碩士，助理研究員。2013年于哈爾濱工業大學獲得碩士學位，主要從事紅外熱輻射傳輸、航天器熱控技術等方面研究。E-mail: zxs1933@126.com

郭亮(1982-)，男，黑龍江哈爾濱人，博士，副研究員。2006年于哈爾濱工業大學獲得碩士學位，2013年于中國科學院大學獲得博士學位，主要從事傳熱傳質學、空間機構環境適應性、空間光學遙感器熱控技術等方面研究。E-mail: guoliang329@hotmail.com

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Simulation and experiment of thermal properties for micro-expansion type heat switch with micron stroke

ZHANG Xu-sheng1*, GUO Liang1, JIA Zhuo-hang1,MA Ming-chao1,2, LI Yi1, WU Qing-wen1

(1. Changchun Institute of Optics, Fine Mechanics and Physics,ChineseAcademyofSciences,Changchun, 130033,China;2.UniversityofChineseAcademyofSciences,Beijing100049,China)*Correspondingauthor,E-mail:zxs1933@126.com

To improve the heat-dissipation regulation capability and thermal environment adaptability of space thermal control subsystem, a micro-expansion type heat switch with micron stroke was designed. The structural components and operating principle of the switch were introduced, and the key thermal properties of heat switch, including OFF resistance, ON resistance and ON/OFF ratio, were evaluated by combination of theory, simulation and experiments. Theoretical thermal properties of heat switch is calculated based on the series-parallel relationship of thermal resistances, the OFF resistance and ON resistance are 301.71 K/W and 1.06 K/W, respectively, the ON/OFF ratio is about 283.6. Transient thermal properties of the OFF/ON process was analyzed by the finite element model, when the heating power of hot end is 18 W, the turn-ON response time and triggering temperature are 340 s and 35.5 ℃, and the ON resistance is about 2.3 K/W. Moreover, in the twice property experiments,the ON resistance and ON/OFF ratio are 1.08 K/W, 279.4 and 1.67 K/W, 180.7 respectively,and experimental data is in agreement with the theoretical calculations well. The experimental results point out that the uncertainty of assembly-regulation process would cause small interval fluctuations of macro thermal properties of the heat switch, The conclusions cloud provide

for structural optimization design, machining refinement and assembly-regulation improvement of subsequent micro-expansion type heat switches.

micro-expansion type heat switch; thermal property; simulation and experiment; ON resistance; OFF resistance

2016-02-05；

2016-03-17.

中國科學院長春光學精密機械與物理研究所空間機器人中心創新基金資助項目(No.SRCX2013001)

1004-924X(2016)10-2442-07

V444.36；TK124

Adoi:10.3788/OPE.20162410.2442