Infrared Dome Pure Thermal Stress Analysis
-
摘要: 高速红外制导战术导弹飞行时，气动热（qw）剧烈，qw作用于导弹红外整流罩上，产生的热应力σ热是导致整流罩热炸裂的主要因素。针对此问题，在导弹整流罩早期研制阶段，对于整流罩选材和能否进行下一步约束状态研究模拟整流罩固结导弹金属壳体实际工作状态，提出一种简单快捷的判别方法，红外整流罩纯热应力σ纯热分析。将自由状态整流罩受到温度梯度▽T引起的σ纯热从叠加位移约束WΓ引起更大的σ热中剥离出来，抛开WΓ的影响，单独分析较小的σ纯热，进一步抓住引起整流罩热炸裂的主导因素。结合双色透波需求，以硫化锌ZnS红外整流罩为例，进行σ纯热仿真分析，ZnS材料强度极限σmax大于σ纯热，判定整流罩可以进入约束状态研究。经约束WΓ的σ热试验验证，整流罩未炸裂，佐证此方法为整流罩选材提供一种快捷判断。Abstract: When supersonic infrared guided tactical missiles fly, the infrared dome of the missile is affected by the intense aerodynamic heat. The thermal stress generated by heat is the main factor causes thermal cracking of the dome. In response to this problem, in the early development stage of the missile dome, a simple and quick method to select the dome material and whether the next restraint state can be studied is to simulate the actual working state of the solidified missile metal shell of the dome, infrared dome pure thermal stress analysis. The pure heat caused by the temperature gradient ▽T of the free state dome is separated from the larger heat caused by the superimposed displacement constraint, the smaller pure heat is analyzed separately. The leading factor causing the thermal explosion of the dome is analyzed. Combining the dual-color infrared transmission requirements, taking the zinc sulfide infrared dome as an example, the pure heat simulation is analyzed. The strength limit of ZnS material is greater than pure heat, and the dome can enter the constrained state. In the thermal test the dome did not burst, which proves that this method can be used for the selection of dome materials.
-
Keywords:
- pure thermal stress /
- fast force judgement /
- freedom status /
- infrared dome
-
0. 引言
随着航天光学遥感技术的快速发展，航天应用对大视场、大幅宽、高分辨率探测的需求日趋增加，对红外探测器规模要求越来越大。由于探测器材料、加工工艺等因素限制，航天各类应用对红外探测器阵列规模的需求已经超出了目前单模块探测器的研制极限。通过光学拼接方法或者机械拼接方法可以实现大视场、大幅宽、高分辨率成像。光学拼接通过光学的方法将视场分割到不同的空间位置，因此探测器物理位置不会冲突，可直接使用多块封装后的单模块探测器，不存在拼缝，缺点是光学系统复杂。对于红外成像系统而言，由于受探测器-杜瓦-制冷机一体式结构限定、光学系统后截距较短等约束条件，使得通过光学拼接方法扩大红外探测器规模的难度大幅增加。机械拼接的优点在于光学系统相对比较简单，但探测器拼接存在拼接缝[1-2]。
本文列举了国内外红外探测器机械拼接技术发展现状，介绍一种芯片级的超长线列拼接结构，以及拼接结构设计需考虑因素、具体设计过程，同时给出拼接结构可靠性与低温下平面度测试方法。
1. 国内外机械拼接发展现状
机械拼接又称焦面级拼接，是指将多个标准单模块探测器通过拼接形成超长线列或超大面阵焦平面，并封装在一个真空封装体中，形成一个完整的组件[2]。根据拼接时探测器的形式，可以将拼接分为组件级拼接和芯片级拼接。组件级拼接是将探测器单模块先进行封装再进行拼接，芯片级拼接是直接采用单模块探测器进行拼接。两种形式应用范围与特点如表 1所示。
表 1 两种机械拼接形式对比Table 1. Comparison of two mechanical splicing formsComponent level Chip level Application Array device Linear device Electric-heating interface Independent Shared Imaging impact Seams No seams Volume and weight Large and weight Small and light Maintainability Easily replaceable Not easily replaceable Scalability Easy Not easy 1.1 组件级拼接
Raytheon公司将2k×2k InSb探测器进行单模块封装，如图 1。探测器安装在金属基座上，金属基座上安装有柔性电缆。多层陶瓷导电结构提供探测器与柔性电缆之间的电气连接，还支持表面贴装元件，包括加热器、温度传感器、电阻和电容。其有2边以及3边可拼接封装模块，3边模块可形成4k×2nk的拼接探测器[3]。
Raytheon公司使用4个2k×2k InSb单模块探测器进行2×2拼接，如图 2。同时该公司使用16个2k×2k碲镉汞单模块探测器进行4×4拼接，用于VISTA望远镜[3]。
Rockwell公司使用4片2k×2k碲镉汞单模块探测器进行2×2拼接，探测器单独封装后，连接至接地的钼铜基板，4个探测器独立的柔性电缆向下穿过钼铜安装板实现引出，如图 3所示[4-5]。
Rockwell公司使用35个2k×2k碲镉汞探测器进行5×7拼接，制成亿级像素的目前世界上最大的焦平面阵列，应用于微引力透镜行星探测载荷，如图 4所示[4-5]。
1.2 芯片级拼接
该拼接方式比较主流的是将探测器芯片与读出电路芯片直接倒装互连形成探测器模块，互联后的模块不封装直接经精密拼接实现超大规模探测器的制备。
以色列SCD公司采用4片520×16 InSb探测器模块拼接成2048×16探测器。探测器采用交错排列，相邻的两个子模块旋转180°后拼接在氮化铝衬底上。氮化铝为高温共烧工艺完成，温度均匀性优于1℃。图 5展示了拼接探测器整体以及衬底上4个交错排列的探测器模块[6]。
国内中电11所研制的多谱段集成TDI线列拼接红外探测器，同样采用模块旋转180°交错拼接的方式[7-9]，如图 6。
![]()
2. 8模块拼接超长线列红外探测器
本文研制的超长线列红外探测器采用8片探测器模块进行芯片级机械拼接，如图 7，为保证拼接后模块间无间隙，模块间采用品字形排列形式，同时模块与模块间重叠一定的像元数，重叠像元数要考虑拼接后总的像元数，同时还要考虑卫星飞行时偏流角的影响。第二排模块相对于第一排模块水平旋转了180°。对同一景物，第一排模块与第二排模块不是同时成像，需要通过电子学延时处理，使两排模块所成的图像拼成一幅图像。
8片探测器拼接后机械尺寸达160 mm×40 mm，常规微杜瓦封装结构已经不能使用。红外探测器需要在低温真空环境下工作，因此采用大冷箱封装结构，如图 8。
拼接后探测器与制冷机冷指耦合而成探测器制冷机组件，8个单模块探测器呈品字形排列在拼接基板上，制冷机为探测器与拼接基板提供机械与制冷的平台，简称冷板，最终由拼接基板、过渡基板以及制冷机冷板组成拼接结构，拼接结构通过制冷机法兰上的4根支撑柱固定，如图 9。成像时杜瓦各零件温度为293 K，探测器与拼接结构各零件温度为80 K。
3. 拼接结构要求
拼接结构工作在80 K，拼接结构影响探测器组件的成像性能，同时其可靠性直接决定探测器的可靠性。红外探测器作为红外遥感器的核心，一旦在轨发生质量问题，将直接导致红外遥感器在轨失去成像能力。因此其在设计时需要综合考虑以下因素。
1）拼接精度：因采用品字形长线列拼接，需要根据探测器的几何位置对图像进行几何校正以保证图像显示正常，拼接结果是几何校正的输入，直接影响校正效果。因此需要考虑以下精度[10-11]。
① 搭接误差（垂直线列方向）：相邻两个探测器首尾像元搭接，搭接处像元的对准误差小于半个像元。
② 直线性和平行性要求（线列方向）：每一排探测器的所有像元在同一直线上，其非直线度误差小于半个像元；第一排探测器与第二排探测器平行，其不平行度误差小于半个像元。
2）低温平面度（垂直于探测器表面）：8片探测器所有像元必须在同一平面上，以保证具有同样的成像效果。探测器工作在80 K，需要保证低温下平面度误差小于一个焦深，因此要求常温拼接时所有模块平面度误差小于半个焦深。不同的光学系统焦深不同，对探测器平面度要求也不同。拼接结构在80 K低温下会发生变形，因此需要通过拼接材料以及厚度选取在设计上保证其变形小于一个焦深[11-12]。
3）安全系数：拼接结构上除探测器外还有电学引出多层陶瓷、滤光片等，由于各材料热膨胀系数有差异，在80 K低温下，会因为热膨胀系数不一致使探测器、多层陶瓷、滤光片以及拼接结构各层受热应力，因此必须保证在80 K以及降温过程中各材料所受应力小于材料许用应力，并留有余量；
4）导热性：拼接结构一方面保证制冷机冷指到探测器的冷量传递热阻小，与冷指有良好的热拼配性；另一方面保证温度均匀性，否则探测器各模块工作温度不一致，导致探测性能有差异。
4. 拼接结构设计
4.1 拼接基板
为保证探测器拼接精度，利用读出电路与拼接基板设计的标识在拼接设备上进行对准，通过涂胶工艺，将探测器芯片拼接在拼接基板上。拼接精度关键在于拼接设备的精度和拼接基板定位标识的加工精度以及边缘分辨率。因此拼接基板需要选择易于图形刻蚀，同时具有高温度均匀性，并且与探测器读出电路硅热膨胀系数匹配的材料。本项目拼接基板采用宝石材料，采用光刻工艺制备拼接标识。通过专用的涂胶工装保证涂胶的均匀性，利用二次加工方法，去除边缘厚胶边，保证光刻图形的分辨率。在拼接平面度方面，设备基台平面度为5 μm，拼接基板精度优于5 μm，采用上述工艺，最坏情况下，拼接后全视场平面度优于15 μm。
图 10为拼接基板版图示意图，其中设计了8模块读出电路粘接标记、滤光片支架粘接标记、二极管粘接标记、宝石片中心、调平标记及平行度测试标记。
4.2 制冷机冷板
制冷机需要为探测器提供机械安装与制冷的平台，本项目采用4根支撑柱支撑冷板的方案，如图 11。探测器拼接基板安装在冷板上，冷板选取低热膨胀系数的殷钢，缓解拼接基板低温变形。为了提高系统的可靠性，采用冷板单独支撑技术，制冷机冷指的冷量通过导热带传递给冷板，冷指对冷板不起支撑作用。导热带为弯曲结构，低温下收缩变型后长度仍留有余量，长度方向刚度很小，不会影响冷板面型。
4.3 拼接结构
美国雷神公司在拼接探测器结构中采用了钼铜、殷钢等材料作为拼接结构的底座，但是钼铜或殷钢的热膨胀系数与读出电路硅有很大差别，直接将探测器安装在其上将产生热变形与热应力，必须在两者之间插入一种平衡材料，来抵消这种热变形与热应力，从而使探测器在几百次的热循环中始终能保证较高的可靠性。雷神公司最新的产品中使用了SiC材料[13-14]。本项目制冷机冷板与探测器拼接基板热膨胀系数同样差异较大，两者在低温下也会产生变形、热应力，因此在宝石与殷钢中插入一种平衡材料作为过渡板[15]，然后建立有限元模型，分析整个拼接结构的热变形与热应力。有限元模型如图 12。
拼接结构有制冷机冷板、过渡板、拼接基板，考虑到殷钢的热膨胀系数随组份变化，根据材料的易加工性确定各层材料的厚度后，仿真中代入过渡板、拼接基板、支撑柱几何尺寸、热膨胀系数和温度分布，根据热应力以及低温变形要求，反向求解冷板殷钢的热膨胀系数，从而使拼接结构同时满足应力以及变形的要求。
经过仿真计算表明，冷板材料殷钢的热膨胀系数为4.2×10－6/℃~4.8×10－6/℃时，各材料应力满足要求，如表 2所示。同时平面度满足小于一个焦深的要求，殷钢热膨胀系数为4.6×10－6/℃为最佳值，Z向位移差值13 μm。
表 2 不同殷钢热膨胀系数对应的最大应力Table 2. Maximum stress corresponding to different thermal expansion coefficients of InvarThermal expansion coefficient 4.2e-6 4.4e-6 4.6e-6 4.8e-6 Maximum allowed value Chip/MPa 95.1 93.2 91.6 90.4 100 Multilayer ceramics/MPa 36.4 35.9 35.9 36.5 100 Filter/MPa 95.1 96.7 97.9 98.9 130 殷钢热膨胀系数为4.6×10－6/℃时，芯片法向变形以及芯片受到应力仿真结果如图 13，图 14。
![]()
图 13 芯片法向变形（殷钢热膨胀系数为4.6e-6）Figure 13. Chip normal deformation(Thermal expansion coefficient of Invar is 4.6e-6)![]()
图 14 芯片应力云图（殷钢热膨胀系数为4.6e-6）Figure 14. Chip stress cloud map(Thermal expansion coefficient of is Invar 4.6e-6)5. 平面度测试
材料的安全系数无法实测，可以通过探测器制冷机组件温度冲击试验验证其可靠性。中电11所针对多谱段集成TDI线列拼接红外探测器，开展了低温60 K到室温共计300次开关机温度冲击试验，验证拼接组件的可靠性[7, 9]。
低温下的平面度可以在相机集成后，通过测试不同视场即不同模块的最佳焦面位置进行评估，但必须提前排除镜头光学系统场曲的影响，同时整机集成后发现问题会对系统研制进度造成严重影响[16]，为此本文提出一种非接触式的探测器组件级低温平面度测试方法。将探测器红外窗口玻璃改用可透可见光的熔石英玻璃，采用高精度拼接仪对探测器拼接基板拼接标识处进行高度测量，从而得到拼接结构的平面度，如图 15所示，拼接仪的光源通过半反半透镜、光学系统照亮拼接组件上的拼接标记，拼接标记的反射光线通过拼接仪的光学系统由显微摄像系统接收，又经过图像采集系统，使拼接标记成像于显示系统上，如图 16，经过图像处理系统可以计算出拼接标记的高度，测试精度为0.1 μm。
实际测试如图 17，更换窗口后的探测器制冷机组件倒扣在拼接仪上，用真空泵对杜瓦抽真空，通过制冷机制冷，待探测器温度稳定在80 K以后，再进行测试，经实际测试本项目拼接结构在低温下平面度误差小于20 μm，与仿真结果基本一致。如图 18，横坐标为探测器模块编号，纵坐标为芯片法向变形量。
6. 结论
结合8模块拼接长线列红外探测器的研制，参考国内外机械拼接技术，本文采用芯片级机械拼接方案。针对机械拼接结构提出了拼接精度、低温平面度、安全系数、导热性能4个核心的设计要点，同时结合设计要点，给出拼接结构具体设计过程，详细介绍了拼接基板、过渡板、制冷机冷板的材料选择以及具体参数，并给出拼接结构仿真内容与结果。最后给出拼接结构需要经过开关机温度冲击考核以及平面度测试考核，提出了一种基于可见光拼接仪的高精度非接触式平面度测试方法，经测试8模块长线列拼接红外探测器测试平面度小于20 μm，与仿真结果基本一致。
-
![]()
图 2 红外整流纯热应力σ纯热与热应力σ热示意图
Figure 2. Infrared dome pure thermal stress and thermal stress diagrammatic sketch
表 1 双色红外整流罩材料光学性能与力学性能（厚度2 mm）
Table 1 Double wavelength infrared dome material optical and force property
下载: 导出CSV
-
[1] 李建华, 郭常宁, 许泉, 等. 红外空空导弹头罩热应力分析[J]. 强度与环境, 2012, 39(2): 46-52. LI Jianhua, GUO Changning, XU Quan, et al. Thermal stress analysis for the dome of the infrared air-to-air missile[J]. Structure & Environment Engineering, 2012, 39(2): 46-52.
[2] 徐建, 蒋军亮, 王琦, 等. 头罩热试验中加热及加载技术的应用与研究[J]. 结构强度研究, 2009(4): 28-31. XU Jian, JIANG Junliang, WANG Qi, et al. Application and research for the heating and loading technology in the dome thermal experiment[J]. Structure and Strength Research, 2009(4): 28-31.
[3] 范绪箕. 高速飞行器热结构分析与应用[M]. 北京: 国防工业出版社, 2009. FAN Xuji. Thermal Structures Analysis and Applications of Highspeed Vehicles[M]. Beijing: National Defense Industry Press, 2009.
[4] 赵红卫, 侯天晋, 朱斌. 尖晶石整流罩气动效应的试验研究[J]. 红外与激光工程, 2012, 41(2): 298-303. ZHAO Hongwei, HOU Tianjin, ZHU Bin. Experimental research of aerodynamic effects of spinel domes[J]. Infrared and Laser Engineering, 2012, 41(2): 298-303.
[5] 殷胜昔, 楚建新. 蓝宝石整流罩与金属弹体新型的连接方法研究[J]. 航空精密制造技术, 2010, 46(1): 54-57. YIN Shengxi, CHU Jianxin. Joining of sapphire dome and metal housing[J]. Aviation Precision Manufacturing Technology, 2010, 46(1): 54-57.
[6] 姜振海. 超音速共形导引头整流罩热流固耦合[D]. 长春: 中国科学院长春光学精密机械与物理研究所, 2012. JIANG Zhenhai. Thermal-fluid-structure coupled analysis of the supersonic conformal dome[D]. Changchun: Institute of optics, Fine Mechanics and Physics, Chinese Academy of Sciences, 2012.
[7] Claude A. Klein. Infrared Missile Domes: Heat Flux and Thermal Shock[C]//SPIE High Heat Flux Engineering Ⅱ, 1993, 1997: 150-169.
[8] Jeffrey S. Lin, Louis B. Weckesser. Thermal Shock Capabilities of Infrared Dome Materials[J]. Johns Hopkins APL Technical Digest, 1992, 13(3): 379-385.
[9] Claude A. Klein. Infrared Missile Domes: Is there a Figure of Merit for Thermal Shock[C]//SPIE Window and Dome Technologies and Materials Ⅲ, 1992, 1760: 338-357.
[10] 王曼霞, 赵稼祥. 国外红外材料的现状与展望[J]. 宇航材料工艺, 1996, 3: 1-7. WANG Manxia, ZHAO Jiaxiang. The Present Status and Further Development of IR Materials Abroad[J]. Aerospace Materials & Technology, 1996, 3: 1-7.
[11] 段萌, 张运强, 潘国庆. 超声速长波红外整流罩材料研究进展[J]. 人工晶体学报, 2016, 45(12): 2883-2889. DUAN Meng, ZHANG Yunqiang, PAN Guoqing. Research progress of supersonic LWIR dome Materials[J]. Journal of Synthetic Crystals, 2016, 45(12): 2883-2889.
[12] 甘硕文, 杨勇, 廉伟艳, 等. 热压硫化锌后处理改性研究及其高温特性分析[J]. 红外与激光工程, 2015, 44(8): 2435-2439. GAN Shuowen, YANG Yong, LIAN Weiyan, et al. HP ZnS after Treatment Research and Its High Temperature Analysis[J]. Infrared and Laser Engineering, 2015, 44(8): 2435-2439.
[13] 余怀之. 红外光学材料[M]. 第2版, 北京: 国防工业出版社, 2015. YU Huaizhi. Infrared Optical Material[M]. 2nd Edition, Beijing: National Defense Industry Press, 2015.
[14] 张云, 王淑岩, 孔益善, 等. 超音速状态下整流罩红外窗口的选型问题研究[J]. 红外技术, 1999, 21(4): 786-790. DOI: 10.1109/ISIC.1999.796628 ZHANG Yun, WANG Shuyan, KONG Yishan, et al. Research for selected model problem of dome infrared window under the supersonic condition[J]. Infrared Technology, 1999, 21(4): 786-790. DOI: 10.1109/ISIC.1999.796628
[15] 张天, 魏群, 王超, 等. 氟化镁共形整流罩热障效应分析与试验[J]. 红外与激光工程, 2016, 45(2): 213-217. ZHANG Tianyi, WEI Qun, WANG Chao, et al. Thermal barrier effect analysis of magnesium-fluoride conformal dome and the experimental validation[J]. Infrared and Laser Engineering, 2016, 45(2): 213-217.
[16] 钱滨江, 伍贻文, 常家芳, 等. 简明传热手册[M]. 北京: 高等教育出版社, 1983. QIAN Bingjiang, WU Yiwen, CHANG Jiafang, et al. Concise handbook for thermal[M]. Beijing: Higher Education Press, 1983.
[17] T. R. 钱德拉佩特拉, A. D. 贝莱冈度. 曾攀, 雷丽萍译. 工程中的有限元法[M]. 北京: 机械工业出版社, 2014. Chandrupatla T R, Belegundu A D. ZENG Pang, Lei Liping, translate. Introduction to Finite Elements in Engineering[M]. Beijing: Machine Industry Press, 2014.
[18] 洪晶. 固体的力学和热学性质[M]. 北京: 人民教育出版社, 1980: 40-44. HONG Jing. Mechanical and Thermal Property of Solid[M]. Beijing: People's Education Press, 1980: 40-44.
[19] 徐芝纶. 弹性力学[M]. 北京: 高等教育出版社, 2016: 224-230. XU Zhilun. Elasticity[M]. Beijing: Higher Education Press, 2016: 224-230.
[20] LIU Yuanchun, HE Yurong, YUAN Zigui, et al. Numerical and experimental study on thermal shock damage of CVD ZnS infrared window material[J]. J. Alloys and Compounds, 2014, 589: 101-108. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0925838813028673
[21] 谢启明, 李奕威, 潘顺臣. 红外窗口和整流罩材料的发展和应用[J]. 红外技术, 2012, 34(10): 559-567. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8891.2012.10.003 XIE Qiming, LI Yiwei, PAN Shunchen. The Development and Applications of IR Windows and Domes Materials[J]. Infrared Technology, 2012, 34(10): 559-567. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8891.2012.10.003
-
期刊类型引用(1)
1. 马思宇，别枢佑，王静，石洁，郭成达，孟炎雄，孙焕，练敏隆，张一凡. 大规模红外焦平面耦合界面特性评估. 红外. 2024(10): 8-13 . 
百度学术
其他类型引用(0)
计量
- 文章访问数: 694
- HTML全文浏览量: 240
- PDF下载量: 105
- 被引次数: 1
