高溫陶瓷薄膜熱流傳感器動態響應有限元分析

張梅菊, 郭怡雪, 黃漫國, 杜子睿, 康志鵬, 張叢春*

(1.航空工業北京長城航空測控技術研究所, 北京 101111; 2.上海交通大學 電子信息與電氣工程學院 微納電子學系,上海 200241; 3.狀態監測特種傳感技術航空科技重點實驗室,北京 101111)

熱流傳感器是用于測量熱流密度的關鍵元件。薄膜熱流傳感器是利用現代微機電系統(Micro-Electro-Mechanical System,MEMS)制備工藝加工形成的微型器件,具有熱容量小、響應速度快,且不影響物件表面熱流場等優點,在航空、航天、機械及能源等領域得到了廣泛的應用[1-4]。

隨著我國航空、航天技術的迅速發展,對發動機熱端部件熱流測量的需求越來越迫切,熱電堆式薄膜熱流傳感器越來越多地應用于航空、航天等領域的熱端部件熱流密度測試中。為了確保熱電堆式薄膜熱流傳感器能準確實時測量航空、航天發動機熱端部件表面的熱流密度,國內外目前有大量研究人員致力于優化薄膜熱流傳感器的耐高溫性、熱穩定性和靈敏度等性能。

弗吉尼亞理工大學的Ewing等[5]在聚酰亞胺薄膜上沉積Ni-Cu制成的熱電堆型薄膜熱流傳感器,其靈敏度約為42 μV/W/cm2。北京工業大學的Wu等[6]采用真空鍍膜技術在0.05 mm厚的聚酰亞胺薄膜襯底上制備了Cu-Ni熱電堆型薄膜熱流傳感器,熱電堆靈敏度為101.21 μV/W/cm2。上海交通大學的李娟[1]、Zhang等[7]以SiO2為熱阻層材料、結合金屬薄膜Pt-PtRh熱電堆制備的高溫薄膜熱流傳感器能在1 000 ℃環境中穩定工作,且靈敏度達1 180 μV/W/cm2。華中科技大學的Fu等[8]研制的基于W-5Re/W-26Re熱電偶的新型高溫薄膜熱流傳感器靈敏度達38 μV/W/cm2。廈門大學的Li等[9]在鎳合金表面制備的ITO/In2O3薄膜熱流傳感器靈敏度可達619.3 μV/W/cm2。

選擇薄膜熱電偶材料的重要標準是其具有化學穩定性和電穩定性、相對較大且可重復的塞貝克系數、單一的導電電荷傳輸機制以及在預期溫度范圍內的優異抗氧化性[10]。陶瓷材料作為一種能耐高溫的MEMS材料,相比貴金屬材料有著更高的塞貝克系數,可達56～170 μV/K[10-13],并擁有低密度和優異的高溫力學性能,在薄膜熱流傳感器中具有巨大的應用潛能[14-18]。本文基于ITO/In2O3陶瓷熱電偶材料,設計了“頂層熱阻層”和“底層熱阻層”2種ITO/In2O3薄膜熱流傳感器結構,并分別設置了不同的熱流密度和熱阻層厚度參數,利用有限元分析方法分析了不同因素對熱流傳感器輸出的影響,總結了提升ITO/In2O3薄膜熱流傳感器輸出信號幅值和靈敏度的設計方案,以優化傳感器的熱電性能。

1 ITO/In2O3薄膜熱流傳感器仿真模型設計

薄膜熱流傳感器的主要結構包括基底、熱電堆和熱阻層等,常規的薄膜熱流傳感器熱阻層通常覆蓋在熱電堆冷結點上方,當熱流傳感器的熱阻層一側表面通過的熱流值為Q時,由于熱阻層的存在,其上下表面形成溫度梯度,導致冷熱結點產生溫度差,根據塞貝克效應,熱電堆將溫度差轉化為輸出電勢,通過輸出電勢可得到Q的值[17]。

根據傅里葉定律公式,薄膜熱流傳感器測得的Q為

(1)

式中:λ為熱阻層導熱系數;d為熱阻層厚度;T1為熱電堆熱結點溫度;T2為熱電堆冷結點溫度。

根據熱電偶的測溫原理,冷熱結點的溫度差(ΔT=T1-T2)可通過熱電堆的輸出電勢計算得到,輸出熱電勢E為

E=S·N·ΔT

(2)

式中:S為熱電偶的塞貝克系數;N為組成熱電堆的熱電偶數。

結合式(1)、式(2),可得Q與E的關系式為

(3)

由式(3)可知,Q與E成正比,因此引入熱流傳感器系數C和靈敏度K,其關系為

Q=C·E

(4)

(5)

由式(5)可知,K取決于熱流傳感器的材料和結構參數。當通過相同熱阻層厚度的熱流傳感器表面的熱流密度相同時,選用導熱系數越小的熱阻層材料和塞貝克系數更高的熱電堆材料可以使傳感器的靈敏度越高。因此,本文設計的薄膜熱流傳感器選取導熱系數小的SiO2作為熱阻層,塞貝克系數大的ITO/In2O3作為熱敏材料,以達到更高的靈敏度。

此外,響應時間是薄膜熱流傳感器瞬態性能的重要參數,對于一階系統的單位階躍響應曲線,響應時間可以表示為從初始值上升到其穩態值63.2%所需的時間。響應時間越小,響應越快,系統的瞬態性能越好。

熱電堆結構的響應時間常數可近似表示為

(6)

式中:d為熱電偶結點處熱阻層的厚度;α為結點處熱阻層材料的導熱系數。

(7)

式中:ρ為熱阻層密度;Cρ為定壓比熱容。

熱電堆結構的響應時間為

t=3τ

(8)

由式(6)～式(8)得

(9)

由式(5)和式(9)可知,薄膜熱流傳感器的靈敏度隨熱阻層厚度增大而增大,響應時間隨熱阻層厚度增大而變長。根據薄膜熱流傳感器工作原理,本文設計了2種ITO/In2O3薄膜熱流傳感器。頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器結構如圖1所示,頂層熱阻層薄膜熱流傳感器的結構由下至上主要由3個部分構成:Al2O3陶瓷基底、ITO/In2O3熱電堆和SiO2頂層熱阻層。其中熱阻層覆蓋在熱電堆上方的部分形成冷結點。當熱流施加在傳感器表面時,具有小導熱系數的SiO2頂層熱阻層可以阻止上方的熱流將熱量傳遞到冷端,從而與沒有熱阻層覆蓋的熱端之間產生明顯的溫差。

圖1 頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器

底層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器結構如圖2所示,由于導熱系數較小的熱阻材料SiO2阻礙了熱阻層上表面熱流向下傳遞,因此位于熱阻層上方的結點為熱結點,直接與導熱系數較大的基底接觸的結點為冷結點。

圖2 底層熱阻層ITO-In2O3薄膜熱流傳感器

設計方案采用80對ITO/In2O3熱電偶組成長方形排列的平面熱電堆,基底采用耐高溫、導熱系數大的Al2O3陶瓷材料。根據熱流傳感器原理,當在熱流傳感器表面施加熱流時,冷熱結點的溫度差與熱流呈正比。

2 ITO/In2O3薄膜熱流傳感器結構優化分析

2.1 ITO/In2O3薄膜熱流傳感器有限元模型建立

在薄膜熱流傳感器的各個應用領域中,經常需要測量在不同的環境中,受不同的熱流密度情況、被測對象實際情況等因素影響下物體表面熱流分布或者變化的情況,因此薄膜熱流傳感器的結構也需隨之產生變化。

針對設計的薄膜熱流傳感器物理模型建立數學模型求解,被測物體與施加熱流為三維傳熱。為了方便求解,對傳感器模型做出如下假設。

① 模型中各種材料的屬性參數均為常數,不隨溫度變化而變化,求解過程中采用初始設定值進行計算。

② 由于熱阻層和熱電堆層厚度極薄,相對基底和被測物體可以忽略不計,因此求解過程只考慮表面固體傳熱,不考慮側面對流熱交換。

③ 由于固體間的熱輻射相對固體傳熱可以忽略不計,因此只考慮各接觸面之間的固體傳熱以及與空氣環境對流。

針對以上假設設置熱流傳感器模型仿真環境,分別研究在不同熱流密度、熱阻層位置的條件下薄膜熱流傳感器的傳熱性能和輸出性能。構建的頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器仿真結構模型如圖3所示。

圖3 頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器仿真結構模型

對頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器進行建模和仿真,針對不同熱流密度值、熱阻層位置及厚度,分析薄膜熱流傳感器傳熱性能和輸出性能的變化。頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器基本設計參數設置如表1、表2所示。

表1 材料屬性參數

表2 結構尺寸參數

此外,ITO/In2O3的塞貝克系數設置為120 μV/K,與實際測量值相符。

2.2 ITO/In2O3薄膜熱流傳感器有限元仿真分析

2.2.1 頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器響應分析

頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器的冷結點由小導熱系數的SiO2覆蓋在熱電堆上方形成,當在表面施加不同大小的熱流密度時,基于塞貝克效應,冷熱電堆會形成不同的電勢輸出。

在頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器仿真模型上分別施加大小為400 kW/m2、600 kW/m2、800 kW/m2、1 000 kW/m2的熱流密度進行仿真計算。選擇穩態分析,得到輸出電壓隨時間變化的響應曲線,輸出性能主要分析薄膜熱流傳感器的輸出電壓大小隨時間的變化情況,具體觀察熱流傳感器輸出電壓響應變化曲線如圖4所示。

圖4 頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器不同熱流密度下輸出電壓響應變化曲線

由圖4可知,當施加的熱流密度值不同時,冷熱結點溫度差和輸出電壓的穩定輸出值均隨著熱流密度的增大而增大。當熱流密度值為600 kW/m2時,冷熱結點溫度差穩定值約為0.36 K,輸出電壓穩定值約為6.3 mV,頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器靈敏度為105 μV/W/cm2,當熱流密度值為1 000 kW/m2時,冷熱結點溫度差穩定值約為0.6 K,輸出電壓穩定值約為10.4 mV,頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器靈敏度近似為104 μV/W/cm2。通過冷熱結點溫度差和輸出電壓的穩定值變化趨勢,同樣可以看出輸出電壓與冷熱結點溫度差呈正比關系,而薄膜熱流傳感器的靈敏度與熱流密度的大小無關。

值得注意的是,無論熱流密度如何變化,冷熱結點溫度差和輸出電壓趨于穩定所需的時間幾乎不變,即熱流傳感器在不同熱流密度作用下的響應時間幾乎不變,約為1.3 ms。由此可得到熱流密度大小與傳感器的響應時間無明顯關系的結論。

由式(5)可以看出,熱阻層厚度是影響薄膜熱流傳感器靈敏度的重要參數之一,為了探討熱阻層厚度對ITO/In2O3薄膜熱流傳感器的靈敏度和響應時間的影響,將熱阻層厚度分別設置為2 μm、3.5 μm、5 μm和6.5 μm進行仿真計算,觀察分析薄膜熱流傳感器的冷熱結點溫度差和輸出電壓隨時間的變化情況,響應輸出曲線如圖5所示。

圖5 不同熱阻層厚度下頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器輸出電壓響應輸出曲線

由圖5可知,當熱阻層厚度不同時,冷熱結點溫度差和輸出電壓的穩定輸出值均隨著熱阻層厚度增大而增大。此外,在仿真分析的范圍內,隨著熱阻層厚度增大,冷熱結點溫差和輸出電壓的響應時間逐漸減小,但變化不大。頂層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器熱阻層越厚,熱電堆的測量精度越低[18]。

2.2.2 底層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器響應分析

同樣,在底層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器仿真結構模型上,分別施加大小為400 kW/m2、600 kW/m2、800 kW/m2、1 000 kW/m2的熱流密度進行仿真計算,觀察熱流傳感器冷熱結點溫度差響應變化曲線如圖6所示。

圖6 不同熱流密度下底層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器冷熱結點溫度差響應變化曲線

改變熱阻層厚度,觀察底層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器的響應時間如圖7所示。

圖7 不同熱阻層厚度下底層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器的響應時間

2.2.3 總結

總結在不同條件下的底層熱阻層ITO/In2O3薄膜熱流傳感器輸出響應時間,如表3、表4所示,由此可得出以下結論:① 熱流密度大小對響應時間的影響不大;② 熱阻層越厚,響應時間越長;③ 底層熱阻層結構響應速度比頂層熱阻層結構快。

表3 不同熱流密度下ITO/In2O3薄膜熱流傳感器輸出響應時間

表4 不同熱阻層厚度下ITO/In2O3薄膜熱流傳感器輸出響應時間

由此可知,加大熱阻層厚度,則熱流傳感器靈敏度變高,而熱阻層結構比熱阻層厚度對響應時間的影響更大,若要求熱流測量響應變快,則可以通過調整底層熱阻層結構來實現。

3 結束語

本文基于有限元分析方法,對可耐高溫的ITO/In2O3薄膜熱流傳感器的2種結構的動態響應進行了仿真分析。在所仿真的熱阻層厚度范圍2～6.5 μm內:①薄膜熱流傳感器的響應時間隨熱阻層厚度變化不大;②底層熱阻層結構響應時間遠快于頂層熱阻層結構;③熱阻層越厚,薄膜熱流傳感器靈敏度越高。結合有限元分析、優選和對比,提出了優化薄膜熱流傳感器響應特性的切實可行的方法和思路:為了提高靈敏度和動態響應,可基于磁控濺射等MEMS工藝制備底層熱阻層結構形式的ITO/In2O3薄膜熱流傳感器,并在工藝可行范圍內適當增大熱阻層厚度。但值得注意的是,由于陶瓷薄膜是脆性薄膜,不易沉積厚膜,因此在實際制備過程中,還應綜合考慮傳感器的耐高溫特性、測量精度和沉積工藝等因素的影響。

此外,后續可以分別采用石墨平板加熱系統或黑體爐及激光動態測試系統來對制備的ITO/In2O3薄膜熱流傳感器進行熱流靈敏度和響應時間的測試,從而進一步驗證本文的設計。