1 引　言

太阳物理学理论的发展与验证需要高质量观测数据的支撑。为了获得更好的观测数据，中国太阳物理学界正策划建设下一代大型地基太阳望远镜，即CGST计划^[1]。现代望远镜口径的不断增大，主镜的聚光能力也越来越强，为了减轻后端光学系统的热压力，需要提前控制或处理掉大口径太阳望远镜视场外能量。现代大口径太阳望远镜多采用格里高利结构，在主镜M1和副镜M2之间的焦点F1处安装视场光阑（也称为热光阑），热光阑的作用是阻挡视场外光线，对视场外的光线进行反射或吸收，使其不再继续传播。

热光阑位于望远镜焦面上，仅允许视场内光线通过，其承受的热载荷很高，产生的热致湍流效应也非常明显。此外，由于其与像面互为共轭关系，视场光阑处产生的湍流会导致像面抖动、离焦、像质下降等情况，热光阑由此成为大口径太阳望远镜热控的关键部件。为了抑制热光阑表面热致湍流的产生，解决热光阑处的视宁度问题，目前有两种方案：（1）真空望远镜方案，在真空条件下抑制热致湍流的产生，降低热光阑温控要求。但望远镜越大，封窗口径也越大，其承受的大气压力也越大。考虑到大口径封窗的制造难度以及封窗对红外波段的截止，目前最大口径的太阳望远镜是NVST，其有效口径为980 mm^[2]。（2）望远镜采用敞开式结构，敞开方案需要仔细设计热光阑结构，控制其温升，保护像质。

热光阑吸热升温后将通过自然对流方式将热量传递给附近空气，形成湍流。中国科学院成都光电技术研究所（简称成都光电所）的刘洋毅^[2]等人仿真分析了热致湍流对成像光束波面的影响。结果显示光阑与空气温差越大，热湍流对成像光束波面产生的不利影响越严重、影响范围越广。显然，湍流强弱不仅与温差相关，更与距离相关。距离热源越近的空气温度波动越大，热致湍流越明显，成像光线在穿过该区域时，波前会受到干扰导致像质劣化。所以，热光阑温控追求的目标是与大气温差小，极温区域远离通光孔。根据光阑对视场外光线反射方向的不同，热光阑多可分为圆锥式与平板式。圆锥式光阑具有圆对称结构，将视场外光线向四周反射，一般需设置外围吸收体来控制这部分光线；平板式光阑一般将视场外光线按设定方向反射，通常不需要外围吸收体。根据热光阑内部冷却方式的不同，热光阑又可以分为射流冲击类和导流类。

射流冲击热光阑是目前大多数国内外开放式大口径太阳望远镜所采用的形式，如美国NST热光阑、美国DKIST（原ATST）热光阑、欧洲EST热光阑、国内成都光电所为CLST设计的热光阑和国家天文台为AIMS设计的热光阑。在这种换热方式中，液体在压差作用下通过一个圆形或窄缝形喷口喷射到被冷却的表面上，从而使直接受到冲击的区域产生很强的换热效果。为了使光阑有更大的区域受到射流冲击，需要设计阵列形式的喷口。

NST望远镜^[3]热光阑为圆锥式，采用射流冲击结构，周围环绕吸收体；热控要求为不高于环境温度1 ℃，但并未指出相关定量依据^[4]。DKIST望远镜^[5]热光阑为圆锥式，采用射流冲击结构，周围环绕吸收体；基于工程经验，提出热控要求不高于环境温度6 ℃^[6]。对于EST望远镜^[7]热光阑，曾提出两种结构：一种为平板式，无周围吸收体；另一种为圆锥式，周围环绕吸收体，二者内部均为射流冲击结构。分析显示平板式热光阑温控效果略好。基于不产生明显热羽流这一定性判据，提出热控要求不高于环境温度8 ℃。国内的CLST望远镜^[8]热光阑为平板式，采用射流冲击结构，无周围吸收体。刘洋毅等人基于热光阑温升和由此产生的畸变波前RMS值之间的定量关系，结合光学容差（RMS<25 nm）给出的温控指标是不高于环境温度5 ℃。国家天文台为AIMS^[9]设计的光阑结构也为圆锥式，采用射流冲击结构，周围环绕吸收体。

导流热光阑，冷却液在光阑体内部按设计流向稳定流动，光阑各部分逐次冷却。这种方案比较成熟、冷却效果也不错，但导流热光阑近来使用较少。德国GREGO望远镜采用该方案^[10]，德国GREGO望远镜热光阑为平板式，导流结构。内部导流槽是两条，螺旋型彼此围绕。基于工程经验，提出热控要求不高于环境温度6 ℃^[11]。

以上太阳望远镜的热光阑，提出的极温控制目标不尽相同，为达到极高温度控制目标，最简便的方法是通过提升冷却液流量和降低冷却液温度实现，但均匀温控需要在热光阑设计过程中既要注意极温的数值，还要考虑温度场分布和极温的空间位置。

之前的研究对光阑温度场、极温位置问题没有足够重视。直到M. Collados ^[12]等人提出，EST的圆锥式射流冲击热光阑的尖端处温度场需做进一步优化。这是大家首次关注到该问题，但还未提出解决方案。实际工作情况下：圆锥尖端处热量传导路径长；射流冲击难以对该区域实现有效冲击，该区域冷却液流速提高困难。这些因素综合导致在通光孔附近，即热光阑的尖端处，冷却效果不理想。

在CGST预研工作中，本课题组首次提出了倒锥导流式（Inverted-Cone Diversion Type, ICDT）热光阑设计形式。此热光阑主体近似平板式，在通光孔附近做了倒圆锥结构，通过重点优化通光孔附近的冷却效率，控制光阑通光孔区域的温度场。

2 太阳望远镜光阑设计的理论基础

为了让热光阑在很高功率密度照射下与周围空气间保持较小的温度差异，首先需提高光阑反射率，控制进入光阑的热量。进入光阑体这部分热量首先会在光阑内传导，然后再经过固液耦合面传导进入冷却液，最终被带走。因此，需要研究热量在光阑内的传导和光阑与冷却液间的固液耦合传导这两个热量传导过程，均衡二者的效率，才有机会实现最优控温。

2.1 热量在光阑上的传导

热光阑吸收阳光热量后产生温度梯度，热量在光阑体内部传递，这即为固体内部的热传导过程。根据傅立叶导热定律^[13]：

式中：Φ为热流量；λ为热导率；A为导热截面积； $\dfrac{{{\rm{d}}t}}{{{\rm{d}}\delta }}$为温度梯度；δ为热量传导路程。

工作时，阳光照射于光阑的小局部区域，而冷却液对光阑的冷却则发生在一个更大的区域。因此，热量不仅沿垂直于光阑表面的方向传导，还在光阑上横向传导、扩展。

为了降低光阑温度，需要尽快把热量导入冷却液。对于垂直光阑表面传导的热量，光阑的壁厚越薄，越有利。而对于在光阑上横向传导的热量，光阑壁厚一些却有利于热量先扩展到较大区域然后导入冷却液。热光阑的结构设计是一个寻优的过程，倒锥结构不仅缩短了直接传导路径，同时扩大了横向热传导的截面积，提高了热量在光阑体内的传导效率。

2.2 热量经固液耦合面传递到循环冷却液

流体力学中常用努塞尔数Nu来评估流体对流传热效率，Nu定义式为：

式中：h为对流换热系数，d为圆管内径，λ为液体热导率。当d、λ确定时，由式（2）可知，Nu与h成正比，Nu越大，h越大，表明流体对流传热效率越高。在工程应用中，应根据实际情况选用相应的Nu经验公式。

对于流体在平直圆管道内流动的情况，引入Gnielinski经验公式^[14]：

式中：f为阻力系数，其值主要取决于壁面粗糙度，壁面越粗糙，f数值越大，雷诺数 $Re = \dfrac{{ud}}{\nu }$，普朗特数 $Pr = \dfrac{{\mu {C_p}}}{\lambda }$，其中，u为流速，ν为运动粘度，μ为动力粘度，C_p为定压热容。

考虑到光阑内腔可简化为矩形截面弯曲管道模型，将上述各式中的圆管内径d替换为当量直径d_e^[14]，并引入弯管修正系数

将式（4）代入式（3）得：

由式（5）知，加强固液耦合面的对流传热效率可以有很多手段，具体到热光阑问题，可以采用：（1）使用热导率较高的冷却液。（2）提高冷却液流量。（3）增加壁面粗糙度。（4）在导流腔关键位置减小管道曲率半径。（5）在导流腔关键区域缩小当量直径，等。需注意的是这些强化换热的措施往往会引起流动阻力增加，因而需要提升入口压力，而这将导致系统耐压要求提高，对于工程问题需综合考虑。

3 光阑设计与仿真

3.1 光阑设计

即便不考虑杂散光问题，热光阑设计也必须解决两个问题，即视场外光的处理问题和光阑的热控问题。

3.1.1 视场外光线处理

倒锥导流式热光阑的外廓与平板式热光阑近似。其反光面与光轴垂面夹角为α，这样可以把视场外光线按预定方向反射出去。α值取决于结构需求，以45°最常见。相对而言，倒锥导流式与平板式的显著不同在于倒锥结构。锥体在满足热控目标的前提下尺寸要尽量小，锥顶角设计为90°，这种设计效果是倒锥部分的反射光占比较少，光线基本沿原方向反射回主镜。

3.1.2 光阑热控

圆锥式热光阑的圆锥顶端，由于有特殊的内外廓形需求，很难在这个位置设计射流喷嘴，实现冲击散热。此外，因该热光阑导热路径最长，该位置的温度必然高于周边其他位置。本文从导热方案和外廓形式两方面着手，提出倒锥导流式结构设计方案。该结构既可以解决冲击方案的效率问题，又消除了导热路径长的弊端。倒锥导流式光阑的内部冷却方式为导流式，其通过合理设计冷却腔的结构使冷却液贴近通光孔内壁高速流动。这种结构使进入光阑的所有冷却液都流经通光孔这一关键区域，从而克服了射流冲击方式在通光孔附近冷却效率不佳的问题，降低了通光孔处的温度。

根据上述设计思想设计的热光阑结构如图1（彩图见期刊电子版）所示。其中，图1（a）为仿真模型，图1（b）为实物图，图1（c）为剖面示意图。光阑由4部分组成：外壳（灰色）；上盖（绿色）；导流板（蓝色）；底盖（红色）。

图 1. ICDT热光阑结构

Fig. 1. Structure of ICDT heat-stop

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外壳零件由低导热材料制成，其不仅起到支撑保护的作用，还能减缓热光阑与环境间的直接热交换。上盖零件的顶面为反射面，在通光孔处设计了一个倒圆锥结构（1（d）红圈处）。该结构改变了光阑温度场的分布，有利于降低通光孔处的温度。另外，上盖侧壁开有出水口，出水口与光阑体侧壁表面不垂直，有一定角度，这有利于光阑体内部冷却液在流动过程中保持一个切向速度，从而获得均匀冷却效果。导流板分隔顶盖与底盖形成的腔体，使得所有冷却液均流经通光孔，通光孔附近的导流腔体具有较小的当量直径和较小的曲率半径，这样的设计提高了此处的冷却效率。底盖设计有入水管连接口，加工后的零件成品如图1（b）所示，图中样件为锡青铜材质。

GREGO热光阑也采用了导流技术方案。热光阑冷却腔内设置了两条围绕彼此盘旋的螺旋形导流槽，冷却液从入口处沿导流槽逐渐旋转流至光阑体通光孔附近，再沿导流槽旋转流出。光阑结构如图2（彩图见期刊电子版）所示，计算机仿真的两种热光阑冷却液的流向、流速如图3（彩图见期刊电子版）所示。

图 2. GREGO热光阑模型图

Fig. 2. GREGO heat-stop model

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图 3. ICDT热光阑（a）和GREGO热光阑（b）计算机仿真的冷却液流场

Fig. 3. Simulated coolant flow fields of (a) ICDT heat-stop and (b) GREGO heat-stop

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3.2 热光阑结构仿真

本文使用Ansys-CFX软件对模型进行求解，参考实验条件如表1所示。

为了使仿真与实测条件一致，仿真热流功率按照实测形式（105 W）设置。

计算机仿真的两种热光阑形式的固液耦合面对流换热系数分布图如图4所示。由仿真结果知，倒锥导流式结构在通光孔附近关键位置的对流换热系数明显高于GREGO结构。

图 4. ICDT热光阑（a）和GREGO热光阑（b）计算机仿真的固液耦合面对流换热系数分布图

Fig. 4. Simulated heat transfer coefficient distributions in solid-liquid coupling surface of ICDT heat-stop (a) and GREGO heat-stop (b)

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计算机仿真得到的两种热光阑形成的表面温度场分布如图5（b）和5（c）所示，在相同的热流注入条件下，倒锥导流式极限温升为4.5 ℃，优于GREGO的极限温升7 ℃。同时，由温度分布图可看出：倒锥导流式热光阑的极高温区域距通光孔有一定距离，而GREGO光阑极高温区紧贴通光孔。

图 5. ICDT热光阑粗糙表面（a）、ICDT光滑表面（b）和GREGO热光阑（c）的计算机仿真温度场分布图

Fig. 5. Simulation results of temperature field distributions of ICDT heat-stop (coarse) (a) ICDT heat-stop (smooth) (b) and GREGO heat-stop (c)

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为进一步优化热光阑的温控效果，研究了导流腔壁面粗糙度对光阑温控的影响。研究发现，改变导流腔壁面粗糙度可改变固液耦合面的对流换热系数，二者相关性与当量直径d_e有关，d_e越小，粗糙度与固液耦合面导热系数的相关性越明显。对GREGO结构而言，d_e较大，粗糙度变化所引起的对流换热系数的变化较小。而对于倒锥导流式光阑结构，d_e较小，粗糙度改变所产生的影响非常明显，在不改变光阑结构的前提下，仅把壁面粗糙度从光洁（Ra=1 μm）增大到粗糙（Ra=100 μm），固液耦合面的换热能力就得到明显改善。仿真结果如图5所示，由图5（a）、图5（b）可知，倒锥导流式光阑改善明显，极限温升从4.5 ℃降低到3 ℃，而GREGO光阑的表面温度在粗糙度增加后基本没有变化，如图5（c）所示。可见增加导流腔壁面粗糙度，可明显改善倒锥导流式光阑温控效果。

4 光阑温度实测实验

为了检查光阑工况下的实际温度与仿真结果是否一致，需要对光阑工况下的温度进行实测。

4.1 测温方法

热光阑因其特殊性，温度测量很困难。采用任何一种接触式的温度传感器都会对照射能量形成遮挡，干扰热量传播。因此，对于被阳光照射的光阑表面，只能采用非接触测温法，若采用非接触的红外辐射测温法也存在干扰：阳光照射时，阳光包含红外波段能量，这将干扰测温；此外，热光阑表面光洁度较高，易反射周围环境热辐射，这也会对测温结果造成干扰。因此光阑测温也不能采用测量红外辐射的传统办法，需要采用特殊的手段。

温度高于环境的物体，在失去能量输入后，温度会按照指数规律降温，并趋近环境温度。温度变化如公式（6）所示^[15]。为排除太阳照射的干扰，设计了太阳光调制装置，使用调制装置屏蔽太阳光后再进行光阑的温降测量。捕获温度下降的过程和温度下降的时间起点，就可以最终通过拟合方法获得光阑降温前的温度，

式中：T为红外辐射测温仪测量的温度值，t为对应的时间值，ΔT₀为光阑体与环境的初始温差，d为调制装置记录到的温度下降时间起点，τ为时间常数，T_a为环境温度。

4.2 光阑温度实测方案及测量结果

4.2.1 测温方案

实验采用1米口径的菲涅尔透镜对太阳光进行汇聚，以模拟望远镜主镜的效果，适度离焦以调整光斑大小从而获得需要的功率密度。实验装置如图6所示。实验中所采用的光阑，其反光面与光轴的垂面夹角α为10°，这是为了方便安置辐射测温装置。实验中待汇聚光把光阑体加热至稳态后，控制调制盘遮挡阳光，之后，红外测温装置连续拍摄温度场图，同时计时装置记录准确的时间信息。

图 6. 实验装置及其示意简图

Fig. 6. Experimental device and it′s schematic diagram for temperature measurement

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光阑冷却水的流量大于1.2 L/min时，在阳光离开光阑后光阑降温较快，红外测温设备因其帧率不足难以捕捉到光阑完整的降温变化过程，故实验时仅在0.15~1.2 L/min之间安排若干流量进行测温。

实验时，太阳辐照度为1 050 W/m²，菲涅尔透镜口径为1 m，透镜透过率为0.85，同时，为了让光阑获得更高的温升以方便测量，实验所用热光阑表面没有抛光镀膜，相反地进行了粗糙化处理，此时光阑表面吸收率达15%。经计算光斑热流功率约为105 W，光斑实测大小约为2 cm。

基于以上实验条件的实验温升将远高于望远镜实际工况，实验仅能验证仿真结果。

4.2.2 实测结果

红外测温获得的是灰度图像，简称热图，如图7所示，其中，图7（a）为仿真温度场，图7（b）为实测温度场。亮度较高处温度较高。为了降低随机误差，在图7（b）中待测位置附近选取5 pixel×5 pixel的小区域的温度值进行平均。温度按照式（5）进行拟合，得到的拟合曲线如图7（c）所示。

图 7. 温度场仿真与实测结果

Fig. 7. Simulation and measured results of temperature field

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拟合结果如表2所示，括号中的数值对应的是95%的置信度区间：

本次实验过程中，在图7（b）中选取了3个位置进行测温，由内至外距通光孔中心位置分别为5 mm（点1）、12 mm（点2）、19 mm（点3）。以1.125 L/min流量条件下点1位置为例进行实验。实测结果表明，该处的环境温度为24.6 ℃、光阑体温升为17.6 ℃。由图7（a）可知，在对应的位置处，计算机仿真的温升大约是17.8 ℃，实验结果与仿真结果大致吻合。

多组流量（流速）条件下，实测温升和数值模拟温升的结果列于表3。

通过对照发现，实测温升与仿真模拟得到的温升基本相同，也就是说在一定的精度要求下，仿真结果是正确的，这就便于在光阑设计参数调整后通过仿真就能评估设计结果是否得到优化，而不用每次修改参数均进行实测验证。

5 结　论

与其他太阳望远镜光阑设计方案相比，倒锥导流式设计具有以下几个特征：

（1）顶盖上设计有倒圆锥结构，有利于降低通光孔处的温度。

（2）进入光阑的所有冷却液全都流经通光孔旁这一关键区域。

（3）光阑导水腔结构在通光孔附近的流通截面积迅速缩小、强制流体流向发生变化（减小曲率半径）、增大腔内粗糙度，通过多种手段结合可有效提高该处固液耦合面的对流换热系数。

本文对光阑性能进行了CFD软件仿真。设计了实验装置模拟望远镜并对光阑加热。基于该装置实现了热光阑温度实测，对比模拟和实测实验验证了数值模拟的可靠性。本文采用数值模拟对倒锥导流式热光阑与GREGO的热光阑进行了比较。结果表明，倒锥导流式热光阑冷却效率明显高于传统热光阑。在热负载相同的条件下，本文新光阑极限温升为3 ℃，传统光阑的极限温升为7 ℃。新结构热光阑与传统结构热光阑更重要的区别在于，新结构的极限温升位置是离开通光孔区域的，这有利于望远镜视宁度的保持。

倒锥导流光阑的倒锥结构，把小部分焦面附近阳光反射回主镜方向，可能造成新杂散光来源，采用该光阑方案前还必须经过杂散光评估。