摘要：針對衛(wèi)星電子載荷模塊發(fā)熱量激增引起的散熱問題，本文提出固態(tài)均熱板構(gòu)型，設(shè)計了兩種不同內(nèi)部結(jié)構(gòu)的固態(tài)均熱板模塊，并對該兩種固態(tài)均熱板模塊的傳熱性能進行了試驗研究。給出定義和評估固態(tài)均熱板等效導(dǎo)熱系數(shù)（λe）的方法，該λe可以用于量化評估固態(tài)均熱板導(dǎo)熱性能。研究結(jié)果表明，石墨鋁固態(tài)均熱板傳熱性能優(yōu)越，內(nèi)部接觸熱阻低至1×10-5m2·K·W-1。石墨鋁固態(tài)均熱板為解決衛(wèi)星電子高熱模塊的散熱問題提供了新的途徑。關(guān)鍵詞：固態(tài)均熱板；星載大熱耗載荷；石墨鋁；等效導(dǎo)熱系數(shù)（λe）；相變均熱板

為了滿足衛(wèi)星互聯(lián)網(wǎng)以及高速寬帶通信等應(yīng)用中對高速、大吞吐率處理等需求，各個星載處理器廠商不斷升級星載處理器，對應(yīng)的星載處理器功率及熱耗也大幅提升，星上高熱耗載荷的散熱問題已成為衛(wèi)星載荷的關(guān)鍵技術(shù)難點之一。信號處理類電子模塊作為現(xiàn)場可編程邏輯門陣列（FPGA）、數(shù)模/模數(shù)轉(zhuǎn)換芯片（AD/DA）、數(shù)字信號處理芯片（DSP）等典型高熱耗芯片的聚集地，其散熱要求及難度是星上載荷的重中之重。

相變均熱板（簡稱均熱板）作為常用的模塊級導(dǎo)熱增強結(jié)構(gòu)，其性能研究已得到廣泛重視，現(xiàn)有的研究主要關(guān)注相變均熱板的相變工質(zhì)、均熱板自身內(nèi)部結(jié)構(gòu)和均熱板的使用狀態(tài)。

在相變工質(zhì)方面，填充工質(zhì)的種類、填充質(zhì)量、填充環(huán)境（填充前是否抽真空及真空度大?。┑纫蛩囟紝鶡岚宓男阅軙泻艽笥绊?。例如，對于一典型均熱板（60 mm×60 mm），在相同工質(zhì)（丙酮）、相同填充環(huán)境條件，工質(zhì)理論填充量4 g的條件下，僅10%（0.4 g）的實際填充量差異都會對均熱板的性能造成極大影響。工質(zhì)填充是影響相變均熱板性能的關(guān)鍵敏感工藝，在其制造過程中需要對工質(zhì)填充工藝進行精細化控制。

均熱板自身內(nèi)部結(jié)構(gòu)方面，均熱板的吸液芯結(jié)構(gòu)、蒸汽腔流道布置、流道及吸液芯表面親水性等因素都是影響均熱板性能的關(guān)鍵因素。文獻的研究結(jié)果表明熱源是否布置在蒸氣流道附近其散熱能力有顯著區(qū)別。在均熱板應(yīng)用過程中，熱源的位置只有布置在均熱板最優(yōu)傳熱結(jié)構(gòu)附近才能發(fā)揮均熱板高導(dǎo)熱能力。

從均熱板的使用狀態(tài)上，外部熱沉溫度、熱源熱負載功率、均熱板相對于重力加速度的放置角度都對均熱板的性能造成影響。一方面，均熱板的傳熱性能與熱負載呈非線性關(guān)系，如熱源熱功率不足將導(dǎo)致均熱板工質(zhì)無法發(fā)生相變反應(yīng)從而啟動；如熱源熱功率過高將導(dǎo)致工質(zhì)“燒干”，均熱板瞬間失效，直至熱源燒毀。另一方面，均熱板性能與均熱板工作狀態(tài)擺放的方向和重力方向之間存在聯(lián)系。如果重力方向與工質(zhì)冷凝后回流方向同向，則均熱板性能較優(yōu)；如果重力方向與工質(zhì)冷凝后回流方向反向，則均熱板性能較差。由于均熱板性能與重力方向之間呈非線性或者離散關(guān)系，在實物進行試驗測定前無法準確仿真或預(yù)判。相變均熱板的傳熱特性在熱源功率、熱沉溫度、重力等因素影響下會發(fā)生較大變化。

綜上，相變均熱板存在以下不足：精細化的工藝控制使產(chǎn)品制造難度加大、成本高；其次，星上電子模塊的熱源是各類發(fā)熱芯片，芯片的具體位置主要由電路設(shè)計確定，要將熱源布置在均熱板的高導(dǎo)熱區(qū)域，這在設(shè)計中存在困難；另外，相變均熱板的導(dǎo)熱性能受到熱源功率、熱沉溫度、重力的非線性影響，不能最優(yōu)匹配在軌時電子模塊功率變化劇烈、衛(wèi)星在軌熱沉溫度變化劇烈、在軌與地面重力狀態(tài)完全不一致的應(yīng)用環(huán)境及應(yīng)用邊界等。

目前，除相變均熱板外，尚未見其他適用于高熱耗衛(wèi)星電子載荷的均熱板。為了克服相變均熱板的不足，有必要開發(fā)一種新型的均熱板。本文提出一種傳熱性能好、不受外界環(huán)境和熱負載特性影響的固態(tài)均熱板結(jié)構(gòu)構(gòu)型，并對其傳熱性能進行試驗驗證。與相變均熱板相比，這種傳熱性能穩(wěn)定的固態(tài)均熱板構(gòu)型更適用于復(fù)雜多變的星載高熱耗模塊應(yīng)用。

1 固態(tài)均熱板構(gòu)型

本文提出一種固態(tài)均熱板構(gòu)型，其與傳統(tǒng)相變均熱板構(gòu)型比較如圖 1所示?？梢钥闯?，該固態(tài)均熱板為一“三明治”型復(fù)合結(jié)構(gòu)，其中頂層與底層提供結(jié)構(gòu)支撐、環(huán)境適應(yīng)性保護、工藝適應(yīng)性過渡和部分導(dǎo)熱傳熱功能。中間層為固態(tài)性高導(dǎo)熱層，是主要的傳熱功能層，具有快速傳熱擴熱的功能。固態(tài)均熱板的這種“三明治”構(gòu)型和功能與相變均熱板的構(gòu)型及功能相對應(yīng)。固態(tài)均熱板的頂層和底層與相變均熱板的外殼及內(nèi)部支撐柱功能一致，中間層均為固態(tài)傳熱功能層，與相變均熱板的蒸氣腔流道、毛細芯功能一致。由于相變均熱板的主要高導(dǎo)熱介質(zhì)為蒸氣（vapor），其主要利用工質(zhì)相變的潛熱進行快速吸熱并擴散，故其稱之為相變均熱板（vapor chamber，VC）。而固態(tài)均熱板主要依靠固態(tài)性（solid）高導(dǎo)熱物質(zhì)進行快速傳熱擴熱，而功能及結(jié)構(gòu)形態(tài)及用法與相變均熱板類似，故其稱之為固態(tài)均熱板（solid chamber，SC）。

圖1固態(tài)均熱板典型構(gòu)型及對比

一般情況下，固態(tài)均熱板的頂層、底層與固態(tài)性高導(dǎo)熱層可根據(jù)工程應(yīng)用環(huán)境及條件選用合適的材料。面向星上設(shè)備應(yīng)用時，綜合考慮傳熱性能、環(huán)境適應(yīng)性、質(zhì)量、加工制造可行性等因素，在常用的SiC/Al和6061鋁合金中，本文選擇6061鋁合金作為頂層和底層材料。6061鋁合金在宇航設(shè)備中更廣泛應(yīng)用，其表面加工、處理技術(shù)及與其他材料的適配性非常成熟，是一種成熟的宇航材料。

對于中間固態(tài)性高導(dǎo)熱層，本文設(shè)計了兩種不同的結(jié)構(gòu)形式：石墨鋁固態(tài)均熱板和石墨薄膜-鋁箔固態(tài)均熱板，如圖2所示。石墨鋁固態(tài)均熱板采用一種固態(tài)性高導(dǎo)熱材料石墨鋁Al/Gp 420/40，其物性參數(shù)如表1所示?？梢钥闯?，石墨鋁在面內(nèi)具有極為優(yōu)異的導(dǎo)熱性能，且力學性能和密度與普通鋁合金接近，具有工程應(yīng)用的基本材料性能。與導(dǎo)熱能力接近的銅相比，石墨鋁的密度僅為銅的30%，特別適合對輕量化要求極為嚴苛的航天應(yīng)用場景。

圖2兩種均熱板的內(nèi)部結(jié)構(gòu)組成示意表1石墨鋁Al/Gp 420/40物性參數(shù)

鋁-石墨鋁固態(tài)均熱板的制造工藝流程如圖 3（a）所示。由于采用了粉末冶金方式制造毛坯，頂層和底層的 6061鋁合金可與中間的石墨鋁充分冶金結(jié)合，從而降低異種材料間的接觸熱阻。

圖3兩種均熱板的制造工藝流程

另一種固態(tài)性高導(dǎo)熱層為高導(dǎo)熱石墨薄膜-鋁箔復(fù)合結(jié)構(gòu)。該高導(dǎo)熱石墨薄膜的面內(nèi)導(dǎo)熱系數(shù)（λ）為 1000 W·m-1·K-1，鋁箔為 6063鋁合金。鋁-石墨薄膜-鋁箔復(fù)合結(jié)構(gòu)固態(tài)均熱板的制造工藝流程如圖 3（b）所示，其制造流程中與石墨鋁均熱板最大的區(qū)別在于多層材料的復(fù)合工藝為擴散焊。

與相變均熱板的制造工藝相比，固態(tài)均熱板減少了工質(zhì)填充及注液口封焊等高精密度、高風險的工藝環(huán)節(jié)，制造成熟度及容錯度大幅提升，生產(chǎn)制造滿足大規(guī)模、低成本的要求。

2 固態(tài)均熱板模塊傳熱性能試驗

為了測試這兩種固態(tài)均熱板的傳熱能力，設(shè)計了基于固態(tài)均熱板構(gòu)型，滿足電子模塊應(yīng)用及安裝需求的固態(tài)均熱板模塊。并針對固態(tài)均熱板模塊，在恒溫熱沉條件下，采用模擬熱源作為熱負載，測試固態(tài)均熱板模塊中熱源附近的測點溫度相對于恒溫熱沉溫升的試驗。固態(tài)均熱板模塊的傳熱能力越強，則測點相對于熱沉的溫升越低。為進行對比，還制作了相同結(jié)構(gòu)尺寸的鋁合金和純銅模塊進行試驗。

2.1 試驗方案

制作的4種模塊試樣的外形尺寸均為233 mm×160 mm×24 mm，幾何特征完全一致。除導(dǎo)熱凸臺外，典型傳熱區(qū)域厚度為3 mm。在每個試樣的相同位置上均布置了P1~P8共8個測溫點，其中，P1~P6測點布置在導(dǎo)熱凸臺的側(cè)壁上，P7和P8布置在對外熱交換面處。測溫傳感器為K型熱電偶，試驗前將K型熱電偶端部涂抹少量導(dǎo)熱脂后，采用高溫膠帶將K型熱電偶粘貼在試樣上。試樣上的熱負載采用陶瓷電加熱片模擬，并在陶瓷加熱片和固態(tài)均熱板模塊間填充導(dǎo)熱脂，以降低加熱片的接觸熱阻。每個試樣均加載相同分布的熱負載，單個試樣共計119.5 W的熱負載。試樣的外形、測點分布如圖4所示，試樣中在各個凸臺所施加的熱功率如圖4中標明。

圖4試樣熱負載及測點（圓點）位置

4種試樣的區(qū)別在于其自身內(nèi)部結(jié)構(gòu)形式完全不同。試樣A和B分別為石墨鋁固態(tài)均熱板和石墨薄膜-鋁箔固態(tài)均熱板結(jié)構(gòu)形式。試樣C和D分別為鋁合金和純銅結(jié)構(gòu)件。各試樣的詳細信息如表2所示。

表2試樣相關(guān)參數(shù)

2.2 測試系統(tǒng)

測試系統(tǒng)由溫度采集系統(tǒng)、穩(wěn)壓直流電源、恒溫液冷熱沉以及待測試樣組成，如圖 5所示。穩(wěn)壓直流電源為各路模擬熱負載進行供電，確保各路熱負載達到設(shè)計熱功率。溫度采集系統(tǒng)采集各個測溫點數(shù)據(jù)，除了試樣上的P1~P8測溫點外，還在液冷熱沉上布置了 P9 和 P10 測溫點，用于監(jiān)測熱沉溫度。所有測溫點均采用 K 型熱電偶進行測溫。恒溫液冷熱沉由恒溫液冷源、通液銅熱沉和管路系統(tǒng)組成。其中通液銅熱沉分別與試樣的對外導(dǎo)熱邊各有10 mm寬的熱交換區(qū)域，用以模擬模塊在使用過程中的真實熱沉狀態(tài)。恒溫液冷源提供熱沉的恒溫冷卻液。在測試過程中，通過調(diào)節(jié)冷卻液流量條件，使冷卻液入口溫度（T）與冷卻液出口溫度之差（ΔT）小于 1 ℃（冷卻液 ΔT =（TP9-TP10）<1 ℃），以達到熱沉溫度恒定的狀態(tài)。

圖5測試系統(tǒng)示意圖及實物圖

2.3 試驗過程

熱測試的環(huán)境及要求如表3所示。測試過程中將試樣整體放入到聚苯乙烯隔熱箱中，以降低外部空氣流動對測試的干擾。在試樣達到熱平衡狀態(tài)后，分別記錄試樣上P1~P8點溫度數(shù)值。為了同步驗證固態(tài)均熱板模塊的宇航環(huán)境適應(yīng)性，在測試過程中增加了溫度沖擊試驗環(huán)節(jié)。整個試驗流程程為：原始試樣熱測試→試樣進行 200次，溫度區(qū)間為-55~+100 ℃溫度沖擊循環(huán)→試樣再次熱測試。

表3熱測試環(huán)境及要求

3 固態(tài)均熱板模塊傳熱性能分析3.1 試驗結(jié)果及分析

溫度沖擊試驗前后試樣中各測點溫度如圖 6所示。導(dǎo)熱性越好，測點溫度相對于熱沉的溫升越低。在溫沖試驗前，由測試結(jié)果可知 4個試樣的導(dǎo)熱性：試樣 D>試樣 A>試樣 C≈試樣 B。由于試樣 D為純銅，試樣C為鋁合金，故可以初步判斷宏觀上試樣 A 的導(dǎo)熱系數(shù)位于 200~370 W·m-1·K-1之間，試樣 B 的導(dǎo)熱系數(shù)不大于 200 W·m-1·K-1。在溫沖試驗后，由測試結(jié)果可知試樣D的導(dǎo)熱性仍然是最優(yōu)的，但是其余試樣在各個測溫點的表現(xiàn)不盡相同。對于試樣 A，在 P1~P4測溫點處的測溫值優(yōu)于試樣 B和 C，但是在 P5處溫度值高于試樣 C，在 P6處溫度值高于試樣 B 和 C。因此可以說明對于P1~P4 處的熱源，試樣 A 的導(dǎo)熱性低于試樣 D（銅T2），高于試樣 C（6063 鋁合金），在 P5/P6 熱源處，試樣 A 的導(dǎo)熱性能低于銅 T2和 6063鋁合金。對于試樣 B，也存在類似的結(jié)論。試驗過程中還利用紅外溫槍對各熱源的溫度進行了測量，各熱源相對溫度趨勢與P1~P6的溫度趨勢一致。

圖6溫沖試驗前后各測溫點達到熱平衡后溫度值

對于同一試樣，定義各測溫點溫沖試驗前后的溫差（ΔT）值：

式中，Tb為溫沖前的溫度，Ta為溫沖后的溫度。若溫沖試驗前測點溫度更低，則溫沖溫差 ΔT 為負，反之為正。試樣 A~D 各測溫點溫沖試驗前后測溫點溫度變化情況如表 4所示?？梢钥闯?，對于多數(shù)測點 ΔT < 0，即溫沖試驗后試樣的測溫點溫度升高，導(dǎo)熱性能變差。由于試樣 C和 D分別為鋁合金和純銅制品，其在-55~100 ℃沖擊循環(huán)下金屬的金相及宏觀物理特性不會發(fā)生變化，從理論上講溫沖試驗前后各測點溫度值應(yīng)當一致。因此，試樣C和D溫沖前后的溫度偏差應(yīng)為測試誤差。測試誤差來自于多個因素，包括多次拆裝測點、測量點使用的K型熱電偶在頭部導(dǎo)熱脂的量以及對熱電偶頭部的包裹情況發(fā)生改變、粘貼熱電偶的高溫膠帶正壓力變化等引起的測量誤差。這部分試驗偏差應(yīng)當服從正態(tài)分布，從宏觀表象上，測點的溫度偏差值也會有正有負。表 4中試樣 C和 D測試數(shù)據(jù)也符合測試偏差的預(yù)期分布規(guī)律，從實測數(shù)據(jù)以及測量經(jīng)驗上分析，多次測量的誤差一般不超過±1.5 ℃。

由表4還可知，試樣A各測溫點溫沖試驗后的溫度值都高于溫沖試驗前，在考慮多次測量誤差（不超過±1.5 ℃）的基礎(chǔ)上，固態(tài)均熱板模塊 A 在經(jīng)歷200次溫沖試驗前后導(dǎo)熱性僅發(fā)生輕微變化。

表4溫沖試驗前后各測溫點

結(jié)合圖6與表4中的數(shù)據(jù)可知試樣A~D的傳熱性能由高至低為：試樣D>試樣A>試樣C>試樣B。

從材料傳熱性能上，試樣C和D分別為鋁合金和銅結(jié)構(gòu)，他們的導(dǎo)熱系數(shù)分別為200和370 W·m-1·K-1。利用試驗測得宏觀上試樣 A 的導(dǎo)熱系數(shù)介于200~370 W·m-1·K-1之間，而試樣B導(dǎo)熱系數(shù)<200 W·m-1·K-1?？梢姡X對 6061 鋁合金傳熱性能有顯著增強作用，而石墨薄膜-鋁箔組成的固態(tài)高導(dǎo)熱層對6061 鋁合金沒有顯著導(dǎo)熱增強作用。從試驗結(jié)果可以進一步說明，固態(tài)性高導(dǎo)熱層自身組份的傳熱能力不能決定固態(tài)均熱板的宏觀整體傳熱性能，還必須要考慮固態(tài)均熱板整體的加工制造工藝是否與固態(tài)性高導(dǎo)熱層材料匹配。只有充分考慮工藝匹配性的條件下才能發(fā)揮出固態(tài)性高導(dǎo)熱層對固態(tài)均熱板整體導(dǎo)熱性增加的作用。由于銅模塊自身質(zhì)量較高，不能滿足宇航產(chǎn)品嚴格的輕量化需求，故在宇航載荷中不考慮使用銅作為電子模塊的結(jié)構(gòu)材料。

3.2 等效導(dǎo)熱系數(shù)（λe）及測定

由傅里葉熱傳導(dǎo)定律得導(dǎo)熱系數(shù)（λ）計算式：

式中，q為熱流密度，grad（T）為溫度梯度。對于各向同性材料，導(dǎo)熱系數(shù)為一常數(shù)。對于復(fù)合結(jié)構(gòu)，其導(dǎo)熱系數(shù)與熱流路徑和內(nèi)部結(jié)構(gòu)等因素耦合，一般不能用常數(shù)簡單表述。

對于相變均熱板，其整體可看成一個固-液-氣三相復(fù)合結(jié)構(gòu) ，因此在相變均熱板研究領(lǐng)域，均熱板自身的導(dǎo)熱性能一般都不做量化定義，而是采用熱源溫度或熱源-熱沉間熱阻等指標從側(cè)面反映均熱板的導(dǎo)熱能力。由于相變均熱板自身傳熱能力非線性極強，一旦熱源、熱沉狀態(tài)或位置發(fā)生變化時，其性能不能簡單預(yù)測，因此這種利用其他指標側(cè)面反映相變均熱板性能的評價方式在工程中可以接受。

固態(tài)均熱板為典型固態(tài)“三明治”復(fù)合結(jié)構(gòu)構(gòu)型，可采用宏觀的等效導(dǎo)熱系數(shù)（λe）評價其導(dǎo)熱性能。本文采用一種半實物測定方法定義和測量固態(tài)均熱板的λe。首先用一種各向同性材料制作一個與固態(tài)均熱板試樣幾何尺寸完全相同參考試樣，并在相同體條件下測試兩個試樣典型點的溫度值；利用傳熱仿真軟件建立參考試樣模型，并模擬其溫度場，將測點處的模擬溫度值與實測值進行比較，以驗證仿真模型的正確性；隨后調(diào)整仿真模型材料的導(dǎo)熱系數(shù)，重新進行仿真計算，將計算得到的測點處的溫度值與固態(tài)均熱板試樣的實測值進行比較，不斷修改仿真模型的導(dǎo)熱系數(shù)，直到仿真結(jié)果與均熱板測點實測結(jié)果滿足誤差要求為止，將此時的參考模型的導(dǎo)熱系數(shù)定義為固態(tài)均熱板的λe。該過程參見圖7所示。

圖7固態(tài)均熱板λe的半實物測定方法

基于λe的固態(tài)均熱板仿真與測試值如圖8 所示?？梢钥闯?，對于試樣 C，其結(jié)構(gòu)材料的導(dǎo)熱系數(shù)為 200 W·m-1·K-1，試樣各測點的實測值分布在導(dǎo)熱系數(shù) 200 W·m-1·K-1的仿真結(jié)果附近。試樣 D也有類似的結(jié)論。仿真結(jié)果與實測值吻合，說明本文提出的等效方法可行，采用該方法可確定試樣A和B的λe。由圖8可知，試樣A的各測點溫度值分布在導(dǎo)熱系數(shù)270~300 W·m-1·K-1之間，各測點實測溫度與290 W·m-1·K-1傳熱系數(shù)仿真理論溫度間方差之和最小，故定義試樣A的λe=290 W·m-1·K-1。類似得到試樣 B 的 λe=180 W·m-1·K-1。說明石墨鋁固態(tài)均熱板的導(dǎo)熱性能比石墨薄膜-鋁箔固態(tài)均熱板更優(yōu)。

綜上，根據(jù)導(dǎo)熱系數(shù)的大小試樣排序關(guān)系為：試樣D>試樣A>試樣C>試樣B。這一關(guān)系與前述測試結(jié)論完全一致。說明利用 λe對固態(tài)均熱板進行導(dǎo)熱性能進行量化評價是正確且具有工程設(shè)計指導(dǎo)意義的。由于 λe更關(guān)注于均熱板復(fù)合材料自身的導(dǎo)熱性能，后續(xù)進行相同結(jié)構(gòu)的固態(tài)均熱板設(shè)計時，可利用本文提出的方法定義和測量λe，對固態(tài)均熱板性能進行量化預(yù)判。

3.3 石墨鋁均熱板內(nèi)部接觸熱阻分析

石墨鋁均熱板的內(nèi)部結(jié)構(gòu)由石墨鋁高導(dǎo)熱層和上下鋁合金層組成。由于各層的材料導(dǎo)熱系數(shù)可以通過測試方法分別進行測定，但其在經(jīng)過粉末冶金方式熔融成一個整體后，異種材料間仍存在交融結(jié)合區(qū)域。這部分交融區(qū)域由于存在異種材料的過渡，在宏觀維度上，會存在有異種材料的接觸熱阻，如圖9（a）所示?？刹捎梅抡媾c試驗數(shù)據(jù)相結(jié)合的方式分析異種材料接觸熱阻。在仿真模型中，分別對異種材料接觸面賦予不同量級的接觸熱阻，然后讀出各測點溫度，并與測試值進行比較，從而反推出異種材料的接觸熱阻。不同量級的熱阻仿真及試樣 A 試驗測試值如圖 9（b）?？梢钥闯?，試樣A各測點溫度總體上與接觸熱阻取1×10-5m2·K·W-1時各測點仿真值最為接近，故可以認為高導(dǎo)熱石墨鋁層與上下鋁合金層間接觸熱阻為 1×10-5 m2·K·W-1。與 0 接觸熱阻的理想狀態(tài)對比，由接觸熱阻引起的溫升不足1 ℃。

圖8基于λe的仿真與實測結(jié)果

圖9石墨鋁固態(tài)均熱板內(nèi)部熱阻分析

為了進一步驗證熱阻分析的正確性，將溫沖試驗后的試樣A剖切觀察石墨鋁-鋁合金界面情況，如圖10所示，經(jīng)觀察，粉末冶金結(jié)合面以及石墨鋁層內(nèi)部均結(jié)構(gòu)密實，熔融交界面接觸非常良好，未見微孔或微裂紋，固各層間接觸熱阻極低。通過仿真與實物均證明石墨鋁-鋁合金的三明治結(jié)構(gòu)是一種具有極低內(nèi)部熱阻的固態(tài)均熱板結(jié)構(gòu)方案。進而推測試樣 A 溫沖試驗前后性能有輕微變化是石墨鋁層發(fā)生了金屬晶體尺度的微變化所致。

圖10石墨鋁-鋁合金界面

3.4 與相變均熱板特性對比

固態(tài)均熱板與相變均熱板的特性對比如表 5所示。可以看出，固態(tài)均熱板量產(chǎn)性好，生產(chǎn)成本低。工作中僅涉及固體傳熱，產(chǎn)品特性線性度高，易于仿真預(yù)測。產(chǎn)品特性不受重力及熱源熱沉狀態(tài)影響，也不宜發(fā)生突發(fā)性失效。因此固態(tài)均熱板的產(chǎn)品特性使其更適應(yīng)于星載環(huán)境使用。

表5固態(tài)均熱板與相變均熱板特性對比

值得一提的是，本文提出的固態(tài)均熱板的固態(tài)性高導(dǎo)熱層材料為石墨鋁，其面內(nèi)導(dǎo)熱系數(shù)為420W·m-1·K-1，若采用導(dǎo)熱性更為優(yōu)異的固態(tài)性高導(dǎo)熱層，并輔以適宜的工藝，固態(tài)均熱板的λe還可以進一步大幅提升的空間。如選用面內(nèi)導(dǎo)熱系數(shù)為600 W·m-1·K-1的石墨鋁，經(jīng)仿真預(yù)測，固態(tài)均熱板的 λe可達 400W·m-1·K-1，其傳熱能力將達到銅的水平。因此，固態(tài)均熱板結(jié)構(gòu)的傳熱性能還有很大的提升空間。

4 結(jié)論

本文提出了適用于星載大熱耗模塊的固態(tài)均熱板這一新型高導(dǎo)熱結(jié)構(gòu)形態(tài)，并對其傳熱性能進行了試驗研究，得到以下結(jié)論：

1. 石墨鋁固態(tài)均熱板模塊具有優(yōu)良的導(dǎo)熱性能，試驗結(jié)果表明其整體 λe可達 290 W·m-1·K-1，遠高于6061鋁合金模塊。鋁-石墨薄膜-鋁箔復(fù)合結(jié)構(gòu)固態(tài)均熱板未見顯著的導(dǎo)熱增強作用，其整體導(dǎo)熱能力與6061鋁合金模塊接近。

2. 石墨鋁固態(tài)均熱板內(nèi)部石墨鋁層與鋁合金層結(jié)合緊密，二者界面接觸熱阻約為1×10-5m2·K·W-1。在試驗熱測試條件下，與0接觸熱阻的理想狀態(tài)對比，由接觸熱阻引起的溫升不足1 ℃。

3. 石墨鋁固態(tài)均熱板模塊在經(jīng)歷 200 次溫度沖擊后，導(dǎo)熱性能沒有明顯變化，達到星載應(yīng)用基本環(huán)境適應(yīng)性要求。固態(tài)均熱板其導(dǎo)熱增強層為固態(tài)材料，克服了相變均熱板內(nèi)部由工質(zhì)流動帶來的相關(guān)不利影響。研究結(jié)果表明石墨鋁固態(tài)均熱板具有工程化星載應(yīng)用的前景。

來源：稀有金屬

作者：程皓月1，2，嚴 波1，劉芬芬2，劉彥強3，尹本浩2

1. 重慶大學航空航天學院

2. 中國電子科技集團公司第二十九研究所 電子信息控制重點實驗室

3. 有研金屬復(fù)材技術(shù)有限公司