Study on Room Temperature Cooling of Passive Thermal Management System for Logging Tool
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摘要:
被动式热管理系统能使测井仪内部电子器件的温度在工作时间内不超过耐温指标，然而热管理系统优异的隔热性能导致测井仪需要较长时间冷却，才能投入下一次工作。为此，提出了一种针对测井仪的室温冷却方案。通过将电路骨架从保温瓶内抽出置于空气中实现快速冷却，同时设置芯片保护壳避免内部电子器件与空气直接接触，能够避免较高温差所产生的热应力及水蒸气液化对内部电子器件的损坏，实现快速冷却。模拟和试验验证了该方案的可行性，同时模拟探究了不同因素对冷却方案效果的影响，确定了最佳的冷却方案。研究结果表明，所提出的室温冷却方案可以解决测井仪被动式热管理系统冷却散热的问题，提高测井工作的效率。
Abstract:Passive thermal management systems can prevent the temperature of electron devices inside the logging tool from exceeding the tolerance during operating hours. The excellent insulation performance of thermal management systems makes the logging tool take relative long time to cool down for the next operation. Therefore, a room-temperature cooling solution for the logging tool was proposed, achieving rapid cooling by withdrawing the circuit skeleton from the thermos bottle and releasing it into the air. A chip protective shell was set up to avoid direct contact between the internal electron devices and the air, and thus the logging tool could achieve rapid cooling while avoiding the thermal stress caused by the high-temperature difference and the damage to the internal electron devices by water vapor liquefaction. The simulation and experiment verified the feasibility of the scheme. At the same time, the influence of different factors on the effect of cooling schemes was simulated, and the best cooling scheme was determined. The results demonstrate that the proposed room temperature cooling scheme effectively addresses the cooling and heat dissipation challenges in passive thermal management systems for logging tools, thereby enhancing working efficiency.
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Keywords:
- logging tools /
- room temperature /
- passive thermal management /
- protective shell /
- cooling rate
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目前，石油天然气勘探开发的重点不断转向深层、超深层[1–6]。研究发现，钻井深度每增加100 m，井眼周围环境温度将上升1～9 ℃，超深井的井温往往高于200 ℃[7–10]。通常用测井仪器来探测油气资源的具体位置及储量[11–12]，测井仪器需要在超过200 ℃的井下环境中工作4～20 h[13–17]，由于其内部的大部分芯片最高耐温不超过125 ℃，其在超过该温度的环境下长时间工作会发生热失效[18]。因此，需要采用热管理手段对测井仪器内部的电子器件进行热保护。
被动式热管理系统广泛应用于各类测井仪器，其原理主要是：1）利用保温瓶及隔热塞隔绝环境漏热；2）采用相变材料储存内部电子器件的自发热及环境漏热；3）建立导热通道，使器件的自发热快速导入相变材料中储存。针对测井仪被动式热管理系统，国内外有很多学者提出了相应的改进方案：Y. P. Ma等人[19]通过试验探究了保温瓶及相变材料对测井仪的控温作用，研究结果表明，在环境温度200 ℃下工作6 h，内部电子器件的最高温度不超过125 ℃；B. F. Shang等人[20]采用热管降低热源及相变材料的传热热阻，显著降低了热源和相变材料之间的温差；W. Lan等人[21]提出了针对多热源的分布式储热系统，大幅度提高了相变材料的储热利用率；J. L. Peng等人[22]提出了针对测井仪大功率电子器件的导热储热一体集成热管理系统，使大功率电子器件的温度在9 h内不超过125 ℃。上述研究从隔热、储热和强化换热等3方面对测井仪被动式热管理系统进行了优化，均起到了较好的效果。然而，被动式热管理系统不可避免地采用保温瓶，但保温瓶在能够隔绝高温环境热流的同时，也使作业完毕后电子器件的热量难以散掉，造成电子器件冷却至室温需要一周左右的时间，会影响下次测井作业。因此，需要找到测井作业完毕后使测井仪被动式热管理系统快速散热的方法。但是，截至目前，尚无测井仪被动式热管理系统室温冷却的相关研究。
为解决测井仪被动式热管理系统的散热问题，笔者提出了一种室温冷却方案，通过将电路骨架从保温瓶内抽出置于空气中实现快速冷却，同时设置了保护壳，避免内部电子器件与空气直接接触，利用数值模拟和试验验证了所提室温冷却方案的可行性，最后采用模拟方法确定了保护壳材料，并对冷却过程及降温速率进行了分析。
1. 室温冷却方案设计
1.1 设计理念
测井仪被动式热管理系统的降温过程中具有以下特点：1）初始温度较高，与室温存在较大温差；2）保温瓶的隔热作用使内部电子器件的降温过程面临巨大热阻，降温困难；3）没有保温瓶时，芯片直接裸露在空气中，降温过程中容易出现降温过快、冷却热应力过大，造成芯片损坏[23]，或是水蒸气液化造成芯片短路；4）测井仪内部结构紧凑、整体为圆柱状外形，使在测井仪内部或表面安装冷却设备面临一定困难。针对上述特点，提出了以下设计要点：1）为了获得较快的降温速率，需要避免保温瓶的高热阻对内部电子器件冷却的阻碍作用；2）在除去了保温瓶后，又需要防止芯片与空气直接接触，避免较大热应力及水蒸气液化使其性能受到影响；3）考虑保温瓶的结构，尽量使冷却方案简单可行；4）对于井下电路板，其最高降温速率短时间内不能大于15 ℃/min，长时间不能超过10 ℃/min[24–25]。
1.2 模型构建
根据设计目标，提出了具体的测井仪被动式热管理系统室温冷却方案：1）采用空气自然对流换热冷却方法，对测井仪进行整体降温；2）为避免保温瓶的隔热影响，将内部电子器件从保温瓶内抽出；3）在安装有电路的骨架上安装保护壳，使其与外界空气隔绝，从而保护内部电子器件。测井仪被动式热管理系统室温冷却方案模型的结构如图1所示，骨架部位安装有保护壳，并在其上面安装5和10 W的热源模拟芯片（监测升温及冷却过程），在热源和骨架之间利用导热硅胶垫进行连接；骨架的两侧是吸热体，由合金壳体和内部灌封的相变材料构成，在作业时用于储存芯片发热及环境漏热；吸热体外侧连接有隔热塞，在作业时用于隔绝外部高温环境从端部的漏热。
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图 1 测井仪被动式热管理系统室温冷却方案模型Figure 1. Model of room temperature cooling scheme for passive thermal management system of logging tool2. 室温冷却方案数值模拟
2.1 数值模拟设置
采用有限元法对测井仪热管理系统进行数值模拟。为简化模拟过程，根据实际情况，提出以下几个合理的假设：1）忽略传热系统中各个零件间的接触热阻；2）由于保温瓶中的空气间隙极小，忽略瓶内空气热对流效应；3）由于保温瓶内各部位间温差较小，忽略热辐射效应；4）忽略系统装配所需螺钉与螺纹孔的影响；5）将保温瓶内的真空层等效为导热系数极低的导热固体层；6）电子器件视为体积热源；7）使用等效热容法处理相变过程，假设固液相混合区域的液相体积分数与温度呈线性关系。基于以上假设，该系统的模拟可以简化为一个瞬态的传热问题，由以下传热方程控制：
ρcp∂T∂t=∂∂x(λ∂T∂x)+∂∂y(λ∂T∂y)+∂∂z(λ∂T∂z)+˙Φ (1) 式中：
ρ 为密度，kg/m3；cp 为比定压热容，J/（kg·K）；λ 为导热系数，W/（m·K）；˙Φ 为单位体积产生的热量，W/m3；T 为温度，K；t 为时间，s。等效热容法中，在固、液两相混合区域引入如下参数：固相体积分数
θs ，液相体积分数θl 。在纯固相区域，液相体积分数为0；在纯液相区域，液相体积分数为 1；在纯固相与纯液相之间区域，液相体积分数在0～1，并且其值与温度呈线性关系。具体表达式见式（2）—式（7）。液相体积分数：
θl={0T⩽ (2) \theta_{{\rm{s}}}+\theta_{{\rm{l}}}=1 (3) 混合区等效密度：
\rho_{\rm{m}}=\theta_{\rm{s}} \rho_{\rm{s}}+\theta_{\rm{l}} \rho_{\rm{l}} (4) 混合区等效导热系数：
\lambda_{\rm{m}}=\theta_{\rm{s}} \lambda_{\rm{s}}+\theta_{\rm{l}} \lambda_{\rm{l}} (5) 混合区等效比定压热容：
{c_{{{p}},{\rm{m}}}} = \frac{1}{\rho }\left( {{\theta _{\rm{s}}}{\rho _{\rm{s}}}{c_{{{p}},{\rm{s}}}} + {\theta _{\rm{l}}}{\rho _{\rm{l}}}{c_{{{p}},{\rm{l}}}}} \right) + L\frac{{\partial \alpha }}{{\partial T}} (6) \alpha=\frac{1}{2} \frac{\theta_{\rm{l}} \rho_{\rm{l}}-\theta_{\rm{s}} \rho_{\rm{s}}}{\theta_{\rm{l}} \rho_{\rm{l}}+\theta_{\rm{s}} \rho_{\rm{s}}} (7) 式中：
\theta_{{\rm{l}}} 为液相体积分数；T_{{\rm{m}}} 为相变材料的相变温度，K；\Delta T 为相变区间温差，K；\rho_{\rm{m}} 为混合区等效密度，kg/m3；\rho_{{\rm{s}}} 为固态相变材料的密度，kg/m3；\lambda_{\rm{m}} 为混合区等效导热系数，W/（m·K）；\lambda_{\rm{s}} 为固态相变材料的导热系数，W/（m·K）；c_{{{p}},{\rm{s}}} 为固态相变材料的比定压热容，J/（kg·K）；\rho_{{\rm{l}}} 为液态相变材料的密度，kg/m3；\lambda_{\rm{l}} 为液态相变材料的导热系数，W/（m·K）；c_{{{p}},{\rm{m}}} 为混合区等效比定压热容，J/（kg·K）；c_{{{p}}, {\rm{l}}} 为液态相变材料的比定压热容，J/（kg·K）；L 为相变材料的相变潜热，J/kg；\alpha 为固相变为液相的相变质量分数。按照表1定义测井仪被动式热管理系统各部分材料物性。值得注意的是，真空层的等效导热系数为0.0003 W/（m·K）。由于相变材料存在一定过冷度，由固态转化为液态与从液态转化为固态的相变区间、相变峰值温度及相变焓存在一定差异。为此，采用差式扫描量热法对当前使用的相变材料DSC进行测试，结果如图2所示。
表 1 测井仪被动式热管理系统各部分的物性参数Table 1. Material property parameters of each part of passive thermal management system of logging tool测井仪部位 材料 导热系数/
（W·（m·K）−1）密度/
（kg·m−3）比定压热容/
（J·（kg·K）−1）真空层 铝箔+间隔物 0.0002 200 1200.0 骨架 铝合金6061 167.0000 2 710 896.0 热源 陶瓷 30.0000 3960 850.0 导热硅胶垫 硅胶 1.0000 1810 923.0 隔热塞 PEEK 0.2000 2710 880.0 绝热棉 硅铝酸棉 0.0350 400 794.2 相变材料 伍德合金 18.8000 9580 146.0/181.0 吸热壳体 铝合金6061 167.0000 2710 896.0 从图2可以看出：相变材料在升温过程中，相变起始温度为72.73 ℃，相变结束温度为75.20 ℃，相变峰值温度为74.17 ℃，相变焓为37.18 kJ/kg；相变材料在降温过程中，相变起始温度为60.73 ℃，相变结束温度为59.54 ℃，相变峰值温度为60.34 ℃，相变焓为20.12 kJ/kg。
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图 2 相变材料DSC的热流–温度曲线Figure 2. Heat flow and temperature curve of phase change material DSC升温过程中，需要模拟测井仪在井下高温环境和在此条件下保温瓶内部各零件的温升情况。如图3（a）所示，将测井仪外部环境温度设置为205 ℃，外部环境与保温瓶壁面进行换热，测井仪整体初始温度为22 ℃，同时将两个热源发热功率分别设置为5和10 W，在此条件下模拟从0～480 min的升温过程，时间步长为1 min。冷却过程中，需要模拟测井仪骨架从保温瓶中抽出后在室温环境下的冷却情况。如图3（b）所示，将外部环境温度设置为20 ℃，外部环境直接与骨架接触，测井仪整体的温度分布情况为升温过程完成后的实际温度分布，热源发热功率均设置为0，在此条件下模拟0～360 min的降温过程，时间步长为1 min。
此外，为探究不同导热系数保护壳对升温及降温过程的影响，保护壳厚度设定为6 mm，保持其他参数不变，设置不同导热系数进行对比分析；为探究不同保护壳厚度对升温及降温过程的影响，保护壳导热系数设定为400 W/(m·K)，保持其他参数不变，设置不同厚度保护壳进行对比分析。
为了检验网格数量对模拟结果的影响，需进行网格无关性检验。表2所示为不同网格数量热源升温过程中的最终温度。从表2可以看出，网格数大于129 406时的计算相对误差均小于1.0%，为了节省计算空间和缩短计算时间，提高计算效率，最终将测井仪被动式热管理系统划分为129 406个网格。
表 2 网格数量无关性的验证Table 2. Verification of grid quantity independence网格数 热源最终温度/℃ 与上一情况的相对误差，% 34819 97.398 58554 94.671 2.8 129406 93.819 0.9 620744 93.444 0.4 4252614 93.164 0.3 2.2 数值模拟结果分析
2.2.1 保护壳导热系数的影响
升温过程中不同导热系数条件下热源温度随时间的变化曲线如图4（a）所示。对比不同导热系数的保护壳可以发现，随着保护壳导热系数增大，热源的升温曲线整体呈现下移趋势，即任意时刻的温度随着保护壳导热系数增大均在减小；当导热系数达到400 W/（m·K）时，再提升导热系数对热源温升影响较小。
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图 4 不同导热系数下热源温度随时间的变化曲线Figure 4. Variation curve of heat source temperature with time under different thermal conductivity图4（b）所示为不同导热系数下10 W热源的冷却过程温度变化情况。从图4（b）可以看出，热源在前10 min内温度下降较快，在30 min左右开始出现冷却平缓区直至90 min左右，之后变化趋势逐渐趋于平缓，在240 min左右已经基本降至室温；在不同导热系数下的冷却曲线基本重合，说明加装保护壳后，其他参数不变的情况下，导热系数对冷却曲线总体趋势的影响不大。
随后分析保护壳导热系数对热源在前1 min降温速率的影响，结果如图5所示。
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图 5 热源前1 min降温速率随导热系数的变化曲线Figure 5. Variation curve of heat source cooling rate with thermal conductivity in the first one minute从图5可以看出：在保护壳其他参数不变的情况下，随着保护壳导热系数增大，热源在前1 min的降温速率呈现出逐渐减小的趋势，并且随着导热系数增大，保护壳对热源前1 min降温速率的影响逐渐减小；当保护壳导热系数约增至400 W/（m·K）后，降温速率基本维持不变，说明在此之后再增大保护壳的导热系数对减缓降温速率起到的效果将极其有限。基于此，建议选用导热系数约为400 W/（m·K）的铜作为制作保护壳的材料。
2.2.2 保护壳厚度的影响
不同厚度保护壳条件下的升温过程曲线如图6（a）所示，不同厚度保护壳条件下的热源冷却过程温度变化曲线如图6（b）所示。
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图 6 不同厚度保护壳条件下热源温度随时间的变化曲线Figure 6. Variation curve of heat source temperature with time under different thicknesses of protective shell从图6（a）可以看出：在不同厚度保护壳情况下仍然呈现出“较快升温—恒温平台—较慢升温”的整体趋势；随着保护壳厚度增大，恒温平台出现的时间推迟，但恒温平台持续时间仍基本相同，并且不同厚度保护壳下恒温平台的温度相差不大，厚度10 mm与厚度2 mm保护壳之间的温差也仅有2.8 ℃；在恒温平台出现前的升温过程中，升温180 min时不同厚度保护壳的最大温差为10.9 ℃，同时最大温升与最小温升相差约8.3 ℃。
从图6（b）可以看出：热源在不同厚度保护壳下降温曲线的趋势基本一致；在前30 min，保护壳越厚，热源降温曲线的斜率越小，即热源的降温速率越小，说明在前30 min确实由于保护壳的存在使热源降温放缓；恒温平台期结束后，保护壳越厚，在同一时刻热源的温度越高，说明此时降温更加缓慢，即使热源降温更加平缓。
热源在不同厚度保护壳下前1 min的降温速率变化曲线如图7所示。
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图 7 不同厚度保护壳条件下热源在前1 min降温速率随厚度的变化曲线Figure 7. Variation curve of heat source cooling rate with thickness of protective shell in the first one minute从图7可以看出，随着保护壳厚度增加，热源在前1 min的降温速率呈现近乎线性的下降趋势。因此，要取得更好的保护效果，可以选择更厚的保护壳。但更厚的保护壳意味着占据的空间也更大，实际测井仪内部电路结构已经十分紧凑复杂。综合考虑后，最终选用厚度为6 mm的保护壳。
2.2.3 室温冷却方案对比
结合上述研究结果，确定室温冷却方案为：加装厚度6 mm的铜保护壳，将骨架从保温瓶中抽出后置于室温下冷却。为了更好地说明该室温冷却方案（以下称“本文方案”）的实际效果，将其与方案a（不加保护壳、热源置于保温瓶内，在室温下冷却）和方案b（直接将内部骨架从保温瓶中抽出后于室温下冷却）2种对照方案进行对比，其冷却曲线对比情况如图8所示。
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图 8 本文方案与方案a和b冷却曲线的对比Figure 8. Comparison of cooling curves for proposed scheme and schemes a and b从图8可以看出：方案a的降温速率极其缓慢，在300 min时仅从开始的108.4 ℃降至85.6 ℃，模拟得到的结果是，要从108.4 ℃降至21.0 ℃需要8 027 min；与方案a相比，本文方案温度的下降幅度非常大，从开始的最高温93.9 ℃降至21.0 ℃用了278 min，时间大幅缩短；方案b与本文方案的降温趋势基本一致，但它的降温速率要比本文方案稍高，从开始的最高温度108.4 ℃降至21.0 ℃仅需240 min，在3种方案中降温最快。
对比分析发现，相对于在保温瓶内的降温缓慢，加装保护壳后在瓶外的降温方案会使降温至室温的时间大大缩短，极大地提高了测井仪内部骨架的降温效率。同时，对比未装保护壳瓶外冷却的热源在前1 min的降温速率与加装保护壳瓶外冷却的热源在前1 min的降温速率，发现其降温速率从17.2 ℃/min降至9.8 ℃/min，降温速率降低43.02%，说明该保护壳对热源在初始极大温差情况下的剧烈降温起到了较好的延缓效果。
3. 室温冷却方案试验研究
3.1 试验台架搭建及试验流程
为验证数值模拟结果的准确性及室温冷却方案的可行性，设计加工了测井仪被动式热管理系统室温冷却实验样机，其基本机构和工作原理如图9所示。该样机主要由骨架、吸热体、隔热塞、绝热棉、热源、保护壳等组成，其中保护壳为厚度6 mm的铜保护壳。具体装配流程为：1）在骨架两端分别安装上内部装有相变材料的吸热体，再在吸热体外部两端加上隔热塞，然后在隔热塞内部填充进紧密的隔热棉，得到测井仪基本骨架；2）将2块陶瓷加热片通过导热硅胶垫粘在测井仪基本骨架两面的中央，连接好热电偶测试路线后，将铜保护壳安装在测井仪骨架上，完成测井仪整体骨架装配，最后装上保温瓶。
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图 9 测井仪被动式热管理系统室温冷却试验样机结构与原理Figure 9. Structure and principle of room temperature cooling experiment prototype of passive thermal management system of logging tool完成装配后再进行总体试验台架搭建。该试验台架主要由测井仪骨架样机、保温瓶、高温烘箱、可调电压直流电源、K型热电偶和无纸化记录仪组成。高温烘箱用于制造高温环境，可调电压直流电源给热源供电，模拟芯片发热；热电偶和无纸化记录仪用于采集并处理温度数据信号。
试验分为升温和降温2个过程，试验流程如图10所示：升温过程中，调节热源功率分别为5和10 W，初始温度为26 ℃，置于温度为205 ℃的烘箱加热8 h；降温过程中，将整体骨架从保温瓶中抽出，初始温度为升温过程结束后的温度，环境温度为24 ℃，关闭可电压调直流电源使热源功耗为0，置于空气中自然冷却5 h。
3.2 试验结果
试验过程中温度随时间的变化曲线如图11所示。其中，降温试验所得曲线为环境温度24 ℃下降温300 min获得的冷却曲线。
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图 11 试验过程中温度随时间的变化曲线Figure 11. Variation curve of temperature with time during experiment从图11（a）可以看出：烘箱温度在开始的30 min内升至210 ℃后保持不变；保温瓶外壁面温度的上升稍滞后于烘箱温度，90 min时上升至204 ℃，并基本保持不变；样机的其他部位，升温过程中均存在近似恒温平台，说明相变材料起到了较好的控温效果。
从图11（b）可以看出：热源和吸热体均存在快速降温、恒温平台和缓慢降温3个阶段；吸热体由于内部装有相变材料，其恒温平台较为明显；对于热源，由于其与吸热体的传热存在一定的热阻，呈现的恒温平台并不明显。此外，测井仪样机经过300 min降温后，均降至28 ℃左右，可以满足实际降温需求。
4. 数值模拟与试验结果对比
选取10 W热源进行试验，对比试验与数值模拟所得的降温曲线，结果如图12所示。
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图 12 试验与模拟所得热源降温曲线的对比Figure 12. Comparison of heat source cooling curve between experimental and simulation results从图12可以看出：模拟结果的3个降温阶段要比试验结果更为明显，但二者的整体降温趋势基本相同；升温过程中，模拟的热源终温为95.3 ℃，试验的热源终温为100.4 ℃，二者绝对温差为5.1 ℃，相对误差为5.1%；降温过程中，模拟结果与试验结果温度最大误差为6.3 ℃，最大相对误差为11.1%，说明模拟与试验的过程具有较好的吻合度，模拟过程较为可信。同时，计算发现模拟冷却过程前1 min的降温速率为9.6 ℃/min，试验冷却过程前1 min的降温速率为10.2 ℃/min，二者相差0.6 ℃/min，相对误差为5.9%，并且模拟热源经过300 min温度从95.3 ℃降至26.4 ℃，温度降低了68.9 ℃，而试验热源经过300 min温度从100.4 ℃降至27.2 ℃，温度降低了73.2 ℃，二者相差4.3 ℃，相对误差为5.9%。这进一步证明基于数值模拟方法得到的测井仪室温冷却方案的可信度较高。
分析认为，试验与模拟之间的误差主要由以下3部分组成：1）试验升温过程中热源的最终温度高于模拟升温过程中的热源最终温度，主要原因在于试验过程中各个零件的接触面间存在较大的接触热阻，而在模拟中忽略了接触热阻，导致试验升温过程中热源的最终温度更高；同时，在测井仪整体的冷却过程中，零件间的接触热阻存在，使试验热源与相变材料之间的热量传递速率同样低于模拟中热源与相变材料之间的热量传递速率，这也使得在整体降温过程中试验热源受相变材料的影响小于模拟热源受相变材料的影响，恒温平台不明显；2）试验时，降温过程中室温在一定范围内波动，环境条件的变化必然对自然冷却速率产生影响；3）测温使用的K型热电偶存在±1 ℃的测温误差。
通过试验与模拟可知，采用厚度6 mm铜保护壳的方案，可以满足测井仪被动式热管理系统的冷却散热要求，提升工作效率。
5. 结 论
1）提出了一种针对测井仪被动式热管理系统的室温冷却方案，通过将电路骨架从保温瓶内抽出置于空气中实现了快速冷却，同时设置了保护壳，可以避免内部电子器件与空气直接接触，保证了电子器件安全快速降温。
2）模拟结果表明，采用厚度6 mm铜保护壳后，相较于保温瓶内冷却，冷却时间大幅度缩短；相较于未加保护壳的保温瓶外冷却，热源前1 min降温速率降低了43.02%，避免了降温过快导致电子器件热应力过大。
3）试验结果表明，采用保护壳后，将骨架从保温瓶抽出，内部电子器件可在300 min内冷却至室温左右。对比模拟与试验结果，可以发现升温及冷却过程相对误差在10%以内，验证了模拟结果的准确性，从而印证了所提出的测井仪被动式热管理系统室温冷却方案的可行性。
4）模拟与试验研究认为，提出的室温冷却方案可解决测井仪被动式热管理系统冷却散热问题，提升工作效率。
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图 1 测井仪被动式热管理系统室温冷却方案模型
Figure 1. Model of room temperature cooling scheme for passive thermal management system of logging tool
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图 2 相变材料DSC的热流–温度曲线
Figure 2. Heat flow and temperature curve of phase change material DSC
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图 4 不同导热系数下热源温度随时间的变化曲线
Figure 4. Variation curve of heat source temperature with time under different thermal conductivity
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图 5 热源前1 min降温速率随导热系数的变化曲线
Figure 5. Variation curve of heat source cooling rate with thermal conductivity in the first one minute
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图 6 不同厚度保护壳条件下热源温度随时间的变化曲线
Figure 6. Variation curve of heat source temperature with time under different thicknesses of protective shell
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图 7 不同厚度保护壳条件下热源在前1 min降温速率随厚度的变化曲线
Figure 7. Variation curve of heat source cooling rate with thickness of protective shell in the first one minute
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图 8 本文方案与方案a和b冷却曲线的对比
Figure 8. Comparison of cooling curves for proposed scheme and schemes a and b
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图 9 测井仪被动式热管理系统室温冷却试验样机结构与原理
Figure 9. Structure and principle of room temperature cooling experiment prototype of passive thermal management system of logging tool
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图 11 试验过程中温度随时间的变化曲线
Figure 11. Variation curve of temperature with time during experiment
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图 12 试验与模拟所得热源降温曲线的对比
Figure 12. Comparison of heat source cooling curve between experimental and simulation results
表 1 测井仪被动式热管理系统各部分的物性参数
Table 1 Material property parameters of each part of passive thermal management system of logging tool
测井仪部位 材料 导热系数/
（W·（m·K）−1）密度/
（kg·m−3）比定压热容/
（J·（kg·K）−1）真空层 铝箔+间隔物 0.0002 200 1200.0 骨架 铝合金6061 167.0000 2 710 896.0 热源 陶瓷 30.0000 3960 850.0 导热硅胶垫 硅胶 1.0000 1810 923.0 隔热塞 PEEK 0.2000 2710 880.0 绝热棉 硅铝酸棉 0.0350 400 794.2 相变材料 伍德合金 18.8000 9580 146.0/181.0 吸热壳体 铝合金6061 167.0000 2710 896.0 
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表 2 网格数量无关性的验证
Table 2 Verification of grid quantity independence
网格数 热源最终温度/℃ 与上一情况的相对误差，% 34819 97.398 58554 94.671 2.8 129406 93.819 0.9 620744 93.444 0.4 4252614 93.164 0.3
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