收攏壓緊柔性太陽翼電池片應力影響因素研究

王冬旭，張勝芝，葉曉濱

（航天科工空間工程發展有限公司，北京 100854）

0 引言

太陽翼是由相互連接的多塊基板和相關結構機構組成的一次能源陣列。基板是太陽翼結構中的最主要部分，其功能為支承太陽電池及其電路，基板與太陽電池電路一起構成太陽電池板[1]。相比于傳統的剛性基板、半剛性基板，以玻璃纖維增強聚酰亞胺薄膜為代表的柔性基板具有面密度小、折疊包絡空間小、展開供電面積大的優勢，已在空間飛行器領域得到大量應用[2-5]。GaAs 太陽電池具有更高的光電轉換效率（可超過32%）、更強的抗輻射能力和更好的耐高溫性能，是公認的新一代高性能長壽命空間主電源[6-8]，其中三結GaAs 太陽電池在空間飛行器領域應用最為廣泛[9]。

在空間飛行器的柔性折疊式太陽翼入軌展開前，柔性基板及其上電池片被上下蓋板壓緊，承受轉運、發射過程中的各種載荷。電池片是將空間軌道上太陽能轉化為電能的核心元器件；為防止其壓縮損傷，常在每塊（或每組）基板的上下表面放置泡沫緩沖材料。對整塊太陽電池板而言，在壓緊力和發射階段加速度載荷作用下，壓緊點附近的電池片應力最大。研究電池片應力影響因素和規律，對確保電池片的安全可靠具有重要意義。減小壓緊力雖有助于降低電池片的壓應力，但是會降低結構基頻和增大振動響應，不利于動力學設計，因此柔性太陽翼設計的重點在于合理設計組成結構，以同時滿足動力學和靜力學要求，解決附近局部應力過大問題。目前針對柔性太陽翼及其壓緊和釋放機構設計、柔性太陽翼電池片應力計算的相關文獻較少。于登云等對大型構件壓緊和釋放機構的關鍵技術進行了介紹[10]。黎之奇等依據最小勢能原理對晶體硅電池片在外載荷作用下的應力場進行研究[11]，并通過ANSYS 軟件對不同風載作用下的電池片應力進行研究[12]。

本文研究目的在于通過合理設計柔性太陽翼壓緊釋放機構的結構形式，滿足太陽電池片在發射過載下的靜力強度條件，解決當前柔性太陽翼研制中面臨的技術問題。文章首先介紹電池片應力影響因素，然后逐一研究各因素的影響程度，通過有限元建模仿真計算確定相應的電池片應力，以期為類似結構和工況的柔性太陽翼設計提供參考。

1 有限元建模

柔性太陽翼結構包括上蓋板、下蓋板、聚酰亞胺泡沫層、柔性基板、電池片、埋件和壓緊桿，如圖1 所示。其中柔性基板為多張相鄰連接的聚酰亞胺薄膜，大量單件尺寸為40 mm×60 mm 的剛性三結GaAs 電池片貼在柔性基板表面，展開后所有電池片位于柔性基板的一側。泡沫對壓緊力的分散作用以及泡沫自身的彈性，保證了層間電池片緊密接觸。

圖1 可折疊柔性太陽翼結構示意Fig.1 Structure schematic of flexible foldable solar wing

聚酰亞胺泡沫具有密度小、保溫性能好、使用溫度區間大等優點，以SOLIMIDE 牌號為代表的聚酰亞胺泡沫在航天領域應用廣泛，主要用作緩沖吸能或隔熱材料。參考以往航天器工程研制數據，聚酰亞胺泡沫的壓縮模量通常在0.1 MPa 左右。

采用有限元工程軟件Abaqus 建立應力分析模型，模型單位制為mm-t-s，下文所有應力仿真結果對應埋件區靠近上蓋板的電池片層，標尺數據單位為MPa。基板、聚酰亞胺泡沫、電池片采用的單元類型為六面體單元C3D8R；上、下蓋板采用的單元類型為四邊形單元S4R；壓緊桿采用的單元類型為梁單元B31。有限元模型中，載荷包括2 根壓緊桿的壓緊力和發射過程中的最大加速度載荷，壓緊力采用螺栓預緊力的形式施加，約束條件為壓緊桿下端面固支。

上、下蓋板的復合材料蒙皮的力學性能如表1所示，其余鋁蜂窩結構、鋁合金材料的力學性能可根據相關標準或廠家牌號數據確定。

表1 蓋板復合材料蒙皮力學性能參數Table 1 Mechanical properties of cover composite skin

所用電池片壓縮強度為30 kPa，按照1.1 倍安全系數設計，則電池片的壓應力不能超過27 kPa。

2 電池片應力影響因素分析

本文從聚酰亞胺泡沫布局和厚度、泡沫剛度、蓋板結構尺寸、埋件形狀等4 方面分析各因素對電池片應力的影響。這4 方面因素都會影響蓋板和太陽電池板之間的應力傳遞。在壓緊力和發射過載作用下，太陽電池片受到壓應力。由于剛性三結GaAs電池片結構復雜，實際分析中采用其整體的等效彈性模量，且在分析其壓應力時，對0.1 mm 厚膠黏劑薄層采用殼單元建模。

1）泡沫布局的影響主要對比分析太陽電池板組外部單側或雙側布置泡沫的不同；泡沫厚度的影響分析則以以往成功研制經驗為基礎，仿真計算不同泡沫布局和厚度下的電池片應力。

2）聚酰亞胺泡沫剛度影響參數主要是泡沫的壓縮模量，參考以往航天領域成功研制產品的聚酰亞胺泡沫壓縮模量，通過調整其數值進行仿真分析，可以確定緩沖泡沫壓縮模量對電池片應力的影響。

3）上下蓋板通常采用比剛度高的鋁蜂窩夾層板——高剛度的夾層板可以減小壓緊點周圍的變形，有助于壓力的均勻分布。夾層板結構參數主要包括蒙皮厚度和芯子高度。

4）壓緊點位置需要設計埋件來承受和傳遞載荷，以最大外輪廓尺寸相同的圓形埋件、長圓形埋件為對象，研究不同埋件形狀對電池片應力的影響。

3 電池片應力分析

壓緊機構設計中，主要通過太陽翼與星體接觸面的摩擦力等于橫向過載最大值的方法來估算壓緊力，即

式中：FF為太陽翼整體和星體接觸面摩擦力；FP為單根壓緊桿拉力；μ為太陽翼和星體接觸面摩擦系數；m為太陽翼總質量；a為過載加速度。由摩擦力等于橫向過載估算壓緊力，假設蓋板為剛體，則壓緊太陽翼厚度方向（壓力方向）各部分壓應力一致，電池片壓應力為

式中S為壓力作用面積。那么，代入數據后可得假設蓋板為剛體時的電池片壓應力約為20 kPa。對實際為非剛體的蓋板，電池片壓應力需由有限元法具體計算。

3.1 聚酰亞胺泡沫布局和厚度影響分析

在分析緩沖泡沫布局和厚度影響時，取泡沫壓縮模量為0.1 MPa，壓緊點埋件為圓形外輪廓的鋁合金結構，埋件高度和鋁蜂窩芯子厚度保持一致。上、下蓋板為碳纖維網格布蒙皮/鋁蜂窩芯子夾層板。布局方面，主要考慮折疊基板組外部單側或雙側布置泡沫2 種形式，泡沫蒙皮厚度為0.5 mm，芯子高度為20 mm。模型、計算結果如表2 以及圖2、圖3 所示。

圖3 雙側布置泡沫的電池片應力云圖Fig.3 Stress nephogram of cell with foam on both sides

表2 不同緩沖泡沫布局對應的電池片應力Table 2 Stress of cell for different layouts of buffer foam

圖2 單側布置泡沫（泡沫厚40 mm）的電池片應力云圖Fig.2 Stress nephogram of cell with foam (thickness 40 mm)on single side

單側布置40 mm 厚的緩沖泡沫時，如圖2(a)所示，無泡沫一側壓應力遠超過電池片壓縮強度；如圖2(b)所示，有泡沫一側埋件區仍有較大面積的壓應力超過27 kPa。

雙側布置總厚度20 mm 的緩沖泡沫，兩側泡沫厚度均為10 mm 時，如圖3(a)所示，壓緊點孔邊緣最大壓應力達到52.58 kPa，圓形埋件的絕大多數區域對應電池片的壓應力超過27 kPa。

雙側布置總厚度40 mm 的緩沖泡沫，兩側泡沫厚度均為20 mm 時，如圖3(b)所示，壓緊點孔邊緣最大壓應力達到49.06 kPa，埋件區（孔邊緣除外）電池片壓應力小于27 kPa。

上述結果表明：緩沖泡沫雙側布置比單側布置更合理；泡沫雙側等厚布局明顯降低了電池片壓應力，且相比20 mm 總厚度，40 mm 總厚度的雙側布局下電池片壓應力更小。

3.2 聚酰亞胺泡沫剛度影響分析

在分析緩沖泡沫剛度影響時，以航天器常用聚酰亞胺泡沫0.1 MPa 壓縮模量為基礎，研究5 種不同模量值對電池片壓應力的影響。壓緊點埋件統一采用圓形鋁合金結構。上、下蓋板為碳纖維網格布蒙皮/鋁蜂窩芯子夾層板。緩沖泡沫布局為雙側分別布置20 mm 厚泡沫，泡沫蒙皮厚度為0.5 mm，芯子高度為20 mm。計算結果如表3 所示，壓應力云圖如圖4 所示（圖中省略了泡沫壓縮模量0.10 MPa時的壓應力云圖，可參見圖3(b)）。

表3 不同壓縮模量泡沫對應的電池片壓應力Table 3 Compressive stress of cell corresponding to foam with different compression modulus

圖4 不同壓縮模量泡沫對應的電池片壓應力云圖Fig.4 Compressive stress nephogram of cell corresponding to foam with different compression modulus

由圖4 可以看出，緩沖泡沫壓縮模量為0.05、0.10 MPa 時，電池片壓應力超出27 kPa 的區域僅集中在孔邊緣，絕大部分埋件區域電池片壓應力小于27 kPa；緩沖泡沫壓縮模量為0.15、0.20 MPa時，絕大部分埋件區域電池片壓應力超出27 kPa；緩沖泡沫壓縮模量為0.25 MPa 時，全部埋件區電池片壓應力超出27 kPa。

上述結果表明，壓縮模量為0.05 MPa、0.10 MPa時，緩沖泡沫均能滿足電池片的壓縮強度要求；而隨緩沖泡沫壓縮模量的增大，最大壓應力逐漸增大；相應地，埋件區應力逐漸增大，直至全部區域壓應力超過電池片設計強度。

3.3 蓋板結構影響分析

在分析上、下蓋板夾層板結構影響時，壓緊點埋件采用圓形鋁合金結構。緩沖泡沫布局為雙側分別布置20 mm 厚泡沫，泡沫壓縮模量為0.1 MPa。以航天器常用夾層板結構為基礎進行研究，夾層板兩側等厚度蒙皮為碳纖維網格布材料，夾層板芯子為鋁蜂窩芯子，通過調整夾層板蒙皮厚度和蜂窩芯子高度，研究相應的電池片應力，計算結果如表4所示，壓應力云圖如圖5 所示（圖中省略了蒙皮厚度0.5 mm、芯子高度20 mm 時的壓應力云圖，可參見圖3(b)）。

圖5 不同蓋板結構參數對應的電池片壓應力云圖Fig.5 Compressive stress nephogram of cell corresponding to different structural parameters of cover plate

表4 不同蓋板結構參數對應的電池片壓應力Table 4 Compressive stress of cell corresponding to different structural parameters of cover plate

夾層板芯子高度為20 mm，蒙皮厚度分別為0.3 mm、0.5 mm、0.8 mm 時，孔邊緣電池片最大壓應力分別為51.60 kPa、49.06 kPa、47.34 kPa，即呈現隨蒙皮厚度增大逐漸減小趨勢。蒙皮厚度為0.3 mm 時，埋件部分區域電池片壓應力超出27 kPa；蒙皮厚度為0.5 mm、0.8 mm 時，埋件區除孔邊緣外，電池片壓應力均小于27 kPa。

夾層板蒙皮厚度為0.5 mm，芯子高度分別為15 mm、20 mm、25 mm 時，孔邊緣電池片最大壓應力分別為52.31 kPa、49.06 kPa、46.29 kPa，即呈現隨芯子高度增大逐漸減小趨勢。芯子高度為15 mm時，埋件部分區域電池片壓應力超出27 kPa；芯子高度為20 mm、25 mm 時，埋件區除孔邊緣外，電池片壓應力均小于27 kPa。

上述結果表明：夾層板蒙皮厚度和芯子高度均影響埋件區電池片壓應力；蒙皮厚度0.5 mm、芯子高度高于20 mm 時，埋件區（孔邊緣除外）電池片壓應力小于27 kPa；芯子高度20 mm、蒙皮厚度大于0.5 mm 時，埋件區（孔邊緣除外）電池片壓應力小于27 kPa。

3.4 埋件形狀影響分析

在分析壓緊點位置埋件形狀影響時，埋件采用最大外輪廓相同的圓形和長圓形埋件，2 種埋件都是夾層結構設計中的常見結構形式，如圖6 所示。其余結構設計情況如下：緩沖泡沫布局為雙側分別布置20 mm 厚泡沫；泡沫壓縮彈性模量為0.1 MPa；兩側蓋板均為蒙皮厚度0.5 mm、芯子高度20 mm的碳纖維網格布鋁蜂窩夾層板材料。計算結果如表5 所示，壓應力云圖如圖3(b)（圓形埋件）和圖7（長圓形埋件）所示。

圖6 壓緊點位置圓形和長圓形埋件Fig.6 Round and oblong embedded parts at compression point

表5 不同埋件形狀對應的電池片壓應力Table 5 Compressive stress of cell corresponding to different shapes of embedded parts

圖7 壓緊點長圓形埋件區電池片壓應力云圖Fig.7 Compressive stress nephogram of cell at oblong embedded part area

根據仿真計算結果，對于壓緊點位置最大外輪廓相同的圓形和長圓形埋件，最大壓應力均出現在孔邊緣，孔邊緣之外的埋件區電池片壓應力均小于27 kPa。

壓緊點位置為圓形埋件時，埋件區電池片最大壓應力位于孔邊緣，為49.06 kPa；埋件區電池片最小壓應力為22.86 kPa。

壓緊點位置為長圓形埋件時，埋件區電池片最大壓應力位于孔邊緣，為42.47 kPa，埋件區電池片最小壓應力為20.29 kPa。

上述結果表明：壓緊點位置為圓形或長圓形埋件時，埋件區電池片壓應力都能滿足電池片壓縮強度要求；相比之下，采用長圓形埋件更有助于減小埋件區的電池片壓應力。

4 結束語

本文研究了柔性折疊式太陽翼收攏壓緊狀態下，其太陽電池板上電池片壓應力的影響因素，包括聚酰亞胺泡沫布局和厚度、泡沫剛度、蓋板結構、埋件形狀等，通過有限元仿真計算得到如下設計建議：

采用壓縮模量較小的緩沖泡沫，雙側對稱布置，配合長圓形埋件是減小收攏壓緊狀態柔性太陽翼壓緊點附近電池片壓應力的主要途徑；增大夾層蓋板蒙皮厚度和芯子高度有助于減小電池片壓應力，但是會明顯增大結構質量。

上述結論可為太陽翼收攏壓緊機構的工程研制提供參考。目前，已完成的柔性太陽翼振動試驗結果和動力學有限元仿真結果符合性較好，由于產品研制計劃原因尚未進行相關靜力學試驗，研究工作有待進一步開展。