LED板狀肋片散熱器性能的方向效應

張建新 ，楊慶新，牛萍娟，王 寧，蔣怡娜

(1.天津工業大學天津市電工電能新技術重點實驗室，天津 300387;2.天津工業大學大功率半導體照明應用系統教育部工程研究中心，天津 300387;3.天津工業大學中空纖維膜材料與膜過程省部共建國家重點實驗室，天津 300387)

1 引 言

LED已經展現出傳統光源所不可比擬的性能優勢，是一種各國政府均在大力推廣的節能環保型光源。然而，LED屬于高發熱且又對溫度十分敏感的半導體器件，若缺乏有效的散熱措施，則會導致結溫迅速上升［1］，從而引起光通量下降、出光波長與色溫偏移、芯片與熒光粉加速老化、使用壽命縮短和可靠性降低等問題［2-4］。因此，必須實施高效的散熱技術以盡可能地降低芯片結溫。

目前，在LED燈具中安裝合適的金屬散熱器并依靠空氣自然對流的被動式散熱，憑借其無噪音、低成本和免維護等應用優勢，依然是現階段LED散熱應用中的主流方式。在形式各異的散熱器中，板狀肋片散熱器可采用擠壓工藝的金屬型材，具有結構規則、相同材料的導熱系數較高、設計與制造成本較低的優點，是LED燈具中最常見的散熱器形式之一。但由于自然對流情況下的換熱系數較小，致使在板狀肋片散熱器的結構設計時，通常以較小的肋片間距來換取更多的肋片數量，以增大對流散熱面積的方法來提升散熱性能。但若如此一味地增大散熱面積，往往會導致散熱器重量和金屬耗材成本的增加，而且過窄的肋片間距不僅增大了加工難度，還有可能阻礙肋片間的空氣流動，反而不利于散熱效果的提升［5-6］。因此，研究自然對流情況下板狀肋片散熱器的傳熱性能是非常必要的。

研究人員曾采用實驗測量、等效熱路計算和軟件數值模擬等方法，針對LED出光方向為豎直向下［7-8］或水平［9-10］情況，詳細分析了包含肋片間距等結構參數對板狀肋片散熱器性能的影響趨勢，并提出了對應出光方向時肋片間距的改良結構。在研究方法的比較上，軟件數值模擬法不僅能獲得燈具結構詳細的溫度分布信息，還可直觀展現空氣流動與肋片表面溫度分布之間的耦合關系，從而有助于實施肋片間距的優化，有效改善肋片間的對流換熱系數。但是，以往研究均側重分析出光方向與重力的傾角為0°(豎直向下)或90°(水平)的情況。而在實際照明應用中，不乏如投光燈、舞臺燈、探照燈、筒燈、射燈等多角度照射型的LED燈具，其0°～180°的出光傾角均存在典型的工程案例。在自然對流情況下，板狀肋片散熱器會因為出光傾角的不同而引起空氣流動的巨大差異，使散熱器性能表現出強烈的方向效應［11-13］。因此，有必要分析不同出光傾角時燈具溫度和肋片間空氣流動的分布情況，從而為板狀肋片散熱器的結構優化提供設計參考。

本文針對一款已商品化的大功率LED投光燈，選用其關鍵散熱結構為研究對象，采用實驗測量結果來驗證計算流體力學軟件ICEPAK數值模擬的準確性，進而軟件模擬并分析自然對流情況下出光傾角對板狀肋片散熱器的空氣流動狀態及散熱性能的影響機制，并考察不同傾角下肋片間距對散熱性能的影響趨勢。

2 實驗測量裝置

為了測量LED投光燈在不同出光傾角情況下關鍵測點的溫度數據，從而用于驗證軟件模擬的計算精度，搭建了如圖1(a)所示的實驗裝置。裝置包含:LED投光燈、安裝支架、直流電源、萬用表和溫度記錄儀。其中，LED投光燈選用一款已商品化燈具的關鍵散熱結構為實驗樣品，其結構外觀和關鍵尺寸如圖1(b)所示。樣品以14顆OSRAM LUW_W5AM型大功率LED燈珠為光源，經紅外熱回流過程焊接在一塊鋁基電路板的串聯電路中，進而在電路板的背面涂覆導熱硅脂后，用螺絲緊固在材質為6063-T5鋁合金的板狀肋片散熱器的安裝表面。樣品的關鍵尺寸如下:電路板長(LP)×寬(WP)=0.092 m ×0.18 m;散熱器安裝基座長(LB)×寬(WB)×厚(TB)=0.138 m×0.23 m ×0.008 m;肋片高度HF=0.018 m;肋片間距SF=0.006 m;肋片厚度TF=0.002 m;肋片長度LF與基座長度LB相同;肋片數目NF=29。

圖1 實驗裝置(a)以及實驗樣品結構與測點位置(b)示意圖Fig.1 Schematics of experimental apparatus(a)and tested sample labeled with structural dimensions and measuring points(b)

如圖1(a)所示，測量過程中可通過調節安裝支架的緊固螺絲，使投光燈的出光傾角θ在0°～180°范圍內以30°間隔變化。DH1720-4型直流電源以穩流方式為LED供電，其驅動電壓和電流值分別通過兩塊FLUKE177型萬用表測得。溫度記錄儀的型號為TP9016U，配有16路高精度T型熱電偶，并通過高溫瞬干膠將熱電偶結球固定在如圖1(b)所示電路板的15個測點位置上，剩余1路熱電偶用于測量環境溫度。由于投光燈為左右對稱結構，因此所有測點可集中在燈具右側，且保證每個測點的穩態溫度均為達到充分熱平衡后的熱電偶溫度。采用SIS-2_1.5 m型積分球分別測得驅動電流為330，480，630 mA情況下的穩態發光功率，并由對應情況下的電功率計算出單顆LED 的熱功率分別為 0.855，1.314，1.813 W。

3 軟件建模設置

ICEPAK軟件數值模擬法的計算精度有賴于合理的模型設置。本文以Laminar模型計算空氣流動，并采用Discrete ordinates模型計算輻射散熱的貢獻，結構表面的輻射率設為0.8。不同傾角情況下的重力加速度可分解為在y與z方向上的分量形式，即gy= －gsinθ，gz=gcosθ，其中g=9.806 65 m/s2。

在自然對流情況下，計算域的6個邊界面需設置成Opening形式，且計算域尺寸應根據實驗模型的大小進行設定。一般而言，實驗模型的最大外輪廓與計算域邊界面的間距應滿足的準則為:沿重力反方向須大于2倍輪廓高度，沿重力方向需大于1倍輪廓高度，沿水平方向要求大于對應方向上1/2倍輪廓寬度。本研究中，由于出光傾角的調整，+z、+y和－z方向分別在傾角為0°，90°，180°時成為重力反方向，而 －y方向在90°傾角時變為重力方向，+x和－x方向則始終為水平方向。因此，在滿足一般準則的前提下，可以對不同傾角情況設定統一的計算域，如圖2所示。圖中X、Y、Z分別表示沿x、y和z方向的實驗模型最大外輪廓尺寸。

圖2 軟件建模的三等軸視圖(a)、－z方向視圖(b)和－y方向視圖(c)。Fig.2 Isometric view(a)，orient －z(b)，and orient － y(c)of software model，respectively.

按照實驗樣品的實際尺寸，在ICEPAK軟件中采用Heat sinks模型建立板狀肋片散熱器，以Plates模型創建鋁基電路板，并通過Sources模型在電路板上排布14顆LED燈珠。電路板樣品實際是由厚度δCu=70 μm 的銅箔層、厚度δD=30 μm 的介電層和厚度δAl=1.5 mm的鋁基層組成，導熱系數分別為:λCu=387.6 W/(m·K)，λD=0.7 W/(m·K)，λAl=205 W/(m·K)。通常情況下，ICEPAK對于厚度小于1 mm結構的計算精度較差，因此在建模時可以將電路板整體處理成單層結構，而對應的等效導熱系數λP可根據等效熱路法計算得到。電路板的等效熱阻RP等于銅層熱阻RCu、介電層熱阻RD和鋁層熱阻RAl之和:

上述各熱阻的數值均符合一維平板傳導熱阻的計算規律:

式(2)中，AX為各層結構垂直于熱流方向的導熱面積。除了銅箔層的面積系數f=0.8以外，其他情況f=1。下標X分別代表 P、Cu、D和Al?？蓪⑹?2)代入式(1)中，并對所有已知變量賦值，從而通過簡單計算即可得到電路板單層模型的等效導熱系數。

在網格劃分時，對實驗模型整體建立一個在±x、±y、±z方向上分別放寬 0.024，0.03，0.007 m的裝配體(圖2)，并選擇Mesher-HD網格模式，在計算域中劃分出186 307個計算節點。

4 結果與討論

4.1 軟件建模精度的驗證

為了檢驗 ICEPAK軟件的建模精度，采用Point后處理方式，在數值計算結果中提取出與實驗測量條件相同的各個測點溫度。其中，定位在LED緊鄰處的1～8測點溫度相近且數值較高，而與LED距離較遠的9～15測點溫度相近且數值較低。因此，兩類測點的溫度可分別取平均值并計算相對于環境的溫升，進而與實驗測量結果進行比較，如圖3所示?？梢钥闯?，在測點溫升隨出光傾角的變化趨勢上，軟件模擬與實驗測量基本一致。雖然由于軟件建模時忽略了各結構體界面間的接觸熱阻，使絕大多數軟件模擬的結果略有偏低，但與實驗測量值相比的最大偏差僅為1.045 6℃，相對誤差也控制在 －4.37%以內，體現出較高的軟件建模精度，完全滿足后續實施板狀肋片散熱器性能分析的研究需要。

圖3 實驗測量與軟件模擬的數據對比Fig.3 Data comparisons between the experimental measurements and numerical simulations

4.2 出光傾角對最大溫升的影響性分析

LED散熱結構的最大溫升是判斷其傳熱性能優劣的最重要的表征參數之一。當散熱器的建模結構與實驗測量樣品相同時，不同驅動電流下的1～15測點的最大溫升與散熱器平均對流換熱系數隨出光傾角的變化如圖4所示。

圖4 3種電流下的出光傾角對測點最大溫升(a)和散熱器平均對流換熱系數(b)的影響Fig.4 Maximum excess temperatures of measure points(a)and mean heat transfer coefficients of heat sink(b)in different inclination angles for three currents

由圖4(a)可以看出，相同驅動電流下，測點最大溫升的最小值出現在90°傾角處，且當偏離90°而在±60°范圍內進行調整時，最大溫升值呈現近似對稱的增大趨勢;而當傾角超出90°±60°后，最大溫升值隨傾角降至0°的增大程度遠小于增至180°的情況，因此測點最大溫升的最大值出現在180°傾角處。結構相同的散熱器之所以表現出上述明顯的性能差異，主要是由于不同傾角下散熱器的平均對流換熱系數存在較大的變化(圖4(b))，且根據牛頓冷卻定律［14］可知:熱功率和結構相同的散熱系統，其溫升與對流換熱系數成反比關系，因此圖4(b)中數值的變化趨勢恰好與圖4(a)對應相反。

圖5 不同傾角下的空氣的流速分布(I=480 mA)Fig.5 Flow fields in various inclination angles(I=480 mA)

導致散熱器平均對流換熱系數改變的原因，主要歸結為肋片間空氣的流速分布隨傾角的調整而出現了較大差別。圖5以480 mA驅動電流情況為例，直觀展示了不同傾角下空氣流速分布的切面圖，切面位于散熱器中部兩個相鄰肋片形成風道的中心處。

圖5中填充的顏色和矢量線的長度均可區分流速的大小，矢量線的方向則代表該線起點處的空氣流向?？梢钥闯?，90°的傾角能使肋片間具有最順暢的空氣流速分布，傾角越偏離90°，則空氣流動的阻塞程度越大。究其原因為:由兩個相鄰肋片和散熱器基座間形成的是一個三面熱壁包圍的風道，風道內的空氣在浮升力的作用下傾向于豎直向上流動;在90°傾角時，三面熱壁均為豎直放置，對上升氣流沒有明顯的阻擋，因此流速分布最為順暢;當出光傾角偏離90°而逐漸減小或增大時，均會導致散熱器基座熱壁與豎直方向的偏離程度越嚴重，從而迫使風道內的氣流方向越偏離豎直方向，對上升氣流形成愈加明顯的阻塞作用。針對30°～150°傾角范圍內偏離90°相同夾角的情況，由于散熱器基座熱壁與豎直方向的偏離程度相同，對上升氣流的阻塞作用近似相當，因此風道內流速分布的順暢程度也大致相同。而傾角為180°時，肋片間氣流阻塞的程度遠大于0°情況。這主要是因為:在180°傾角時，由浮升力驅使的上升氣流在流過風道壁面的過程中需要克服的摩擦阻力遠大于0°傾角情況［15］，并且風道中心處存在明顯的使空氣幾乎處于靜止狀態的駐點現象［16］，這是在 0°傾角時所沒有的，因此 180°傾角的浮升氣流最為不暢。由此可見，圖5所示的空氣流速分布隨傾角的變化趨勢與圖4(b)相同，很好地印證了自然對流換熱系數與空氣流速成正比的關系，而且也從根源上解釋了測點最大溫升隨出光傾角的變化趨勢。

此外，由圖4(a)還可以看出，較大的驅動電流所對應的較高功率條件下，測點的最大溫升會隨出光傾角而變化的幅度更大，從而使散熱器性能表現出更加強烈的方向效應。這主要是由于隨著功率的提高，不同出光傾角下的散熱器平均對流換熱系數的波動也更加明顯。若以各功率情況下平均對流換熱系數的最大值與最小值的差值為例進行比較，則隨功率的提高，其分別為0.594 03 W/(m2·K)＜0.744 75 W/(m2·K)＜0.861 69 W/(m2·K)，如圖4(b)所示。

4.3 出光傾角對溫度均勻性的影響性分析

在LED陣列中，由于均勻的LED溫度分布不僅能保證各個芯片工作性能的一致性，而且還能降低因局部高溫芯片的過早失效而導致整燈性能下降甚至損壞的發生幾率，因此有必要對不同傾角下的LED緊鄰處的1～8測點溫度分布的均勻性進行分析，如圖6所示。

圖6 3種電流下的出光傾角對1～8測點最大溫差的影響Fig.6 Maximum temperature differences among measuring points of No.1－8 in different inclination angles for three currents

可以看出，在相同電流情況下，1～8測點的最大溫差在30°傾角時達到最大，其溫度均勻性最差;若使傾角偏離30°而減小或增大時，該溫差均會單調變小，且與180°傾角相比，0°傾角時的溫差值更小，體現出最佳的溫度均勻性。此外，在不同電流情況下，各種傾角間溫度均勻性的變化程度將隨功率的升高而變得更加劇烈，使較高功率下的散熱器的均溫性能具有更顯著的方向效應。

一般而言，在空氣浮升流動和多熱源疊加耦合的共同作用下，處于空氣流動下游且靠近結構中心位置的局部溫度較高，反之則局部溫度較低;而且氣流下游處的較高局部溫度往往也能在疊加耦合的作用下提升較低局部溫度的數值。因此，最高溫度測點附近的空氣流速的變化程度可用于定量解釋如圖6所示的溫度均勻性的變化規律。由于各驅動電流下的最高溫度均出現在測點1(傾角 0°和 180°)和測點 6(傾角 30°～150°)，因此我們在與圖5相同的風速切面上，以0.1倍的肋片長度(即0.138 m)為間隔，沿+y方向讀取各情況下相鄰肋片間風道中心處的空氣流速。圖7為所得到的流速分布及其取值位置。

圖7 3種電流下的出光傾角對風速取值點(b)所對應的空氣流速分布(a)的影響Fig.7 Air velocity distribution(a)on the measuring points(b)in different inclination angles for three currents

由圖7(a)可以看出，相同功率下的流速分布隨出光傾角的調整而產生了較大變化，并且隨著功率的提升，風道內流速的變化程度也更加明顯。為了準確反映最高溫度測點附近空氣流速的變化程度，須在排除風道出口處邊界效應影響的前提下，盡可能地遠離測點而對稱提取氣流上、下游的流速值。根據上述原則，在0°和180°傾角情況下，參與流速對比的取值點位置為LP=0.055 2 m(上游)和0.013 8 m(下游);而在 30°～150°傾角范圍內，取值點位置則為LP=0.082 8 m(上游)和0.124 2 m(下游)。圖8所示為隨出光傾角的調整，3種電流下參與對比的最高溫度測點上游流速νU與下游流速νD的差值變化。可以看出，圖8的變化趨勢與圖6基本保持一致。在除30°以外的大多數傾角情況中，最高溫度測點上游的流速均小于下游，且相同驅動電流下的上、下游流速的差值越大，則高溫區域的對流散熱效果越好，從而表現出較佳的溫度均勻性。30°傾角的溫度均勻性最差的主要原因是在最高溫度測點下游產生了明顯的氣流主體脫離固體表面的現象(圖5)，不僅顯著降低了下游處風道內的空氣流速(圖7)，還造成了較厚的不利于對流散熱的空氣附面層。此外，從圖8還可以看出，隨著功率的升高，各傾角情況下的上、下游流速差值的變化程度也在增大，很好地解釋了功率越高則散熱器均溫性的方向效應越強的變化趨勢。

圖8 3種電流下的最高溫度測點的上、下游空氣流速差值隨出光傾角的變化趨勢。Fig.8 Variation trends of air velocity difference between upstream and downstream around the measuring point with maximum temperature in different inclination angles for three currents

4.4 肋片間距對不同出光傾角下散熱性能的影響

調節肋片間距是改變散熱面積并造成不同出光傾角下肋片間空氣流動狀態變化的最主要的設計方式。圖9以480 mA驅動電流為例，展示了不同傾角下的肋片間距對測點最大溫升的影響趨勢?？梢钥闯?，在肋片間距的考察范圍內，90°和180°傾角下的最大溫升分別為所有傾角情況的最低值和最高值，而60°和120°傾角的散熱效果基本相同。在肋片間距小于7 mm 時，0°，30°，150°傾角的散熱效果近似且依次升高，并隨著肋片間距的增加，三者間的散熱效果的差別逐漸減小;而當肋片間距為8～20 mm時，3種傾角的散熱效果變為30°＞0°＞150°;若肋片間距進一步增大，則0°傾角的散熱效果與150°相當，30°傾角逐漸靠近60°和 120°傾角情況。

圖9 不同傾角下的肋片間距對測點最大溫升的影響(I=480 mA)Fig.9 Influence of fin spacing on maximum excess temperature of measure points in various inclination angles(I=480 mA)

圖10 各種傾角對應的最佳肋片間距(a)以及90°與180°傾角最大溫升間的差值隨肋片間距的變化趨勢(b)(I=480 mA)Fig.10 Optimal fin spacing of heat sink with respect to inclination angle(a)and variation trends of difference between maximum excess temperatures in 90°and that in 180°with fin spacing changing(b)(I=480 mA)

由圖9數據可進一步得到所有傾角的最佳肋片間距，以及180°與90°傾角最大溫升間的差值隨肋片間距的變化趨勢，如圖10所示。從圖10(a)可以看出，在出光傾角較大(60°～180°)時，能實現散熱效果最佳的肋片間距幾乎與出光傾角不相關，這與 Mittelman［16］等在150°～180°傾角下的研究結果一致;而當傾角進一步降低時，最佳肋片間距則略微增大。這主要是因為在小傾角情況下，肋間風道下游處的空氣流動在較寬的肋片間距下會更加順暢，從而減薄空氣附面層的厚度，提升散熱效果。180°與90°傾角的最大溫升的差值可以用來反映不同肋片間距下的散熱性能對調整出光傾角的敏感度，如圖10(b)所示。從圖中可以看出，散熱性能在最佳肋片間距附近對傾角的敏感度最高，這進一步表明了板狀肋片散熱器性能的方向性分析是多角度照射型LED結構優化設計中不容忽視的必要環節。

5 結 論

以一款典型的多角度照射型裝配板狀肋片散熱器的LED投光燈為研究對象，實驗測量出3種驅動電流和7個出光傾角情況下的電路板表面15個關鍵測點的穩態溫升，并將測量結果用于驗證ICEPAK軟件數值模擬的計算精度，二者數據的吻合性較好，誤差小于－4.37%。在此基礎上，采用軟件數值模擬得到的溫度和流體數據，詳細分析了在伴有驅動電流調整的情況下測點最大溫升和溫度均勻性隨出光傾角而變化的散熱機制。結果表明:散熱器肋間風道內的空氣流速分布會隨傾角的調整而出現較大差異，導致散熱器平均對流換熱系數的改變，進而影響各出光傾角下的最大溫升值。60°～150°范圍內的最大溫升值以90°為中心呈現近似對稱的增大趨勢，而當傾角降至0°時，最大溫升值繼續增大的程度遠小于180°情況。在空氣浮升流動和多熱源疊加耦合的共同作用下，最高溫度測點附近空氣流速的變化程度可用于定量解釋溫度均勻性的變化規律;30°傾角時的溫度均勻性最差，而當偏離30°減小或增大時，溫度均勻性逐漸提高，且0°傾角情況為最佳。在較大的驅動電流下，最大溫升和溫度均勻性隨出光傾角的變化程度均會有所增加，使較高功率下的散熱器性能表現出更顯著的方向效應。最后，以480 mA驅動電流情況為例，進一步考察了不同傾角下肋片間距對測點最大溫升的影響趨勢，并獲得了各傾角下的最佳肋片間距。結果顯示:出光傾角較大(60°～180°)時，最佳間距幾乎與傾角不相關;而在小傾角(0°和30°)情況下，最佳間距則略微升高;在最佳間距附近，散熱器性能對調整傾角的敏感度最高。因此，板狀肋片散熱器性能的方向性分析應是多角度照射型LED結構優化設計中不容忽視的必要環節。值得注意的是，在裝配板狀肋片散熱器且具有出光傾角可調功能的LED燈具中，本文選定的研究對象是一款最具代表性的LED商用產品，且采用的研究方法和所得數據可靠有效，分析結論具有普遍的適用性，能為LED同類產品的散熱結構設計與優化提供有力參考。

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