大功率LED散熱器自然對流方向效應實驗

單 龍，胡學功，王際輝，田 紅

(中國科學院工程熱物理研究所，北京 100190)

1 引 言

節能環保已成為本世紀的主旋律，LED以高效、節能、長壽命、環境友好等優點受到廣泛關注。目前LED尚未達到理想的電光轉化效率，同時為了追求更高的光照強度，LED芯片的集成度越來越高，大功率LED芯片的熱流密度甚至超過300 W/cm2［1］，但 LED 作為半導體器件，對溫度十分敏感，如此高的熱流密度若不采取有效、可靠的散熱措施將導致芯片結溫急劇升高，引起光譜紅移、芯片熱應力累積、光強和效能下降［2］等，結溫的升高還會導致燈具使用壽命和可靠性呈指數級衰減［1］。因此，隨著LED向高功率、高集成度方向發展，高效、優化的散熱技術成為大功率LED可靠運行的關鍵。

微槽群復合相變換熱技術是一種利用微槽群結構形成的毛細壓力梯度驅動液體在微槽群內流動，在擴展彎月面薄液膜區域高強度蒸發、厚液膜區域核態沸騰的微細尺度高強度取熱換熱技術。LED燈具作為一種照明設備，需滿足多樣化的使用需求和使用環境，像投光燈、外墻燈、探照燈、投射燈等特別需要變換照射角度，即調節燈具的出光傾角(安裝角度)以實現理想的照明效果。對于采用微槽群復合相變換熱技術的太陽花散熱器，調節燈具的出光傾角會導致:(1)散熱器的自然對流散熱能力與換熱表面形狀、大小、換熱表面與流體運動方向的相對位置以及換熱表面特性有密不可分的關系，表現出強烈的方向效應［3-5］，改變出光傾角必然影響散熱器外部自然對流散熱能力;(2)散熱器內部液體分布受重力和毛細力的共同作用，改變出光傾角必然影響微槽群內的液體分布，影響微槽群的取熱能力。因此，研究出光傾角對采用微槽群復合相變換熱技術的太陽花散熱器取熱散熱能力的影響非常有必要。

針對自然對流條件下散熱器的方向效應，研究人員采用實驗或數值模擬等方法分析了方向效應、散熱面積的匹配性及散熱器結構參數等對散熱性能的影響［6-8］，對空心或實心的徑向散熱器［9］、太陽花散熱器［10］、射孔徑向散熱器［11-12］等進行了出光傾角、自然對流傳熱特性的研究。還針對LED燈具散熱研究了導熱塑料［13］、熱電制冷［14］、疊片散熱器［15］等的自然對流散熱能力。對于微槽群復合相變換熱技術已開展了如微槽群換熱特性及氣泡動力學［16］、機械振動作用下微槽群熱沉內換熱特性［17］、微槽群熱沉液體潤濕長度［18］等研究工作。

國內外關于傾斜角度對熱管類散熱器散熱性能的研究較少，對于采用微槽群復合相變換熱技術的太陽花散熱器(以下簡稱微槽群散熱器)出光傾角對散熱器散熱性能影響的研究鮮有報道。本文通過實驗方法研究太陽花型材散熱器與微槽群散熱器在不同散熱器高度、功率的散熱性能隨出光傾角的變化規律，獲得散熱器的綜合換熱性能，用于指導太陽花散熱器及熱管類散熱器的設計與優化。

2 實 驗

出光傾角θ的定義如圖1所示，熱源朝下時θ定義為0°，熱源朝上時θ定義為180°。對于翅片向外輻射狀的太陽花散熱器，該定義方式可涵蓋LED燈具的全部出光傾角。實驗使用的太陽花散熱器由內腔、上下蓋板構成封閉空腔，由若干沿徑向延伸的翅片構成擴展表面。實驗時將旋轉軸左側中間及右側中間的翅片分別定義為A翅片和B翅片，翅片上布置12根熱電偶測量徑向和軸向各測點的溫度，測點位置如圖2所示。

圖1 出光傾角θ的定義Fig．1 Definition of the installation angle θ

圖2 測點位置示意圖Fig．2 Location ofmeasuring points

圖3 出光傾角測試實驗臺Fig．3 Test bench of installation angle

圖3 為出光傾角測試實驗臺，主要由固定支架、旋轉軸、指針和角度盤組成。工作原理是:散熱器與指針固定在旋轉軸上，實現散熱器與指針的旋轉角度一致，通過固定在支架上的角度盤讀取指針轉過的角度即可獲得對應圖1中的出光傾角。

散熱器光源面貼附陶瓷加熱片作為LED的模擬熱源，陶瓷加熱片與散熱器光源面之間涂抹導熱硅脂減小接觸熱阻，聚四氟乙烯(PTFE)板作為隔熱材料減少陶瓷加熱片向其他方向的熱量傳遞。陶瓷加熱片由精密直流穩流穩壓電源供電，熱源溫度通過在陶瓷加熱片正下方的散熱器光源面布置0．1 mm的極細熱電偶測量得出。在PTFE表面布置熱電偶計算熱損失。

使用陶瓷加熱片作為模擬熱源具有以下優點:(1)直接使用LED作為散熱器的實驗熱源既發光又對外輻射散熱，因此無法獲得散熱器的凈輸入功率，而陶瓷加熱片的輸入功率減去PTFE熱損失即為散熱器的凈輸入功率;(2)無光污染，對實驗人員友好;(3)排除了LED內部熱阻隨溫度變化導致的散熱器凈輸入功率的變化。在實驗開始前進行了熱源溫度相等的情況下陶瓷加熱片(輸入功率100 W)與LED光源(輸入功率約為162 W)的對比測試，各測點溫度最大偏差約0．8℃，陶瓷加熱片可替代LED進行實驗。

為了計算散熱器的凈輸入功率，對PTFE板的熱損失進行了計算:

公式(1) ～(3)中，Qtotal、Qloss和 Qnet分別為散熱器總輸入功率、熱損失和凈輸入功率，U和I分別對應輸入電壓和電流，λPTEF、APTEF、δPTEF分別為 PTFE的導熱系數、截面面積及厚度，T!為環境溫度。在本實驗研究中，估計最大熱損失小于總輸入熱量的0．1%。

過余溫度定義為:

其中，T為被測點溫度。

根據牛頓冷卻公式，翅片的平均表面對流換熱系數havg定義為:

其中，A為散熱器總散熱面積，Tavg為散熱器各測點的平均溫度。

Nu(Nusselt number)定義為:

其中，H 為翅片(散熱器)高度［10］，λair為空氣導熱系數。

引入與自然對流相關的無量綱數Ra數:

其中，g、β、ν、α分別為重力加速度、流體的體膨脹系數、運動粘度和熱擴散系數。

3 結果與討論

實驗進行了型材散熱器和微槽群散熱器各測點溫度測量，型材散熱器作為微槽群散熱器的對照組，兩者主要區別是微槽群散熱器經過注液和抽真空封裝，兩者在其他方面如外形尺寸、結構、測點位置則完全一致。

3．1 各測點"T隨θ的變化規律

圖4為型材散熱器，H=90 mm，Q=100W時翅片各測點"T隨θ的變化規律。從圖4翅片A、B冷端肋根到肋尖的"T可以看出，沿翅片徑向向外溫度梯度逐漸變小。隨著θ的增大，"T先增大后減小，θ=90°時"T最大，散熱性能最差。對比A翅片和B翅片各測點"T，θ＜90°時，B翅片"T普遍大于A翅片"T，θ＞90°時規律相反。原因是θ＜90°時隨著散熱器的旋轉及熱空氣向上半球空間運動，A翅片旋轉至下半球空間成為冷空氣進口，B翅片旋轉至上半球空間成為熱空氣出口，B翅片所處位置周圍的空氣溫度高于A翅片，因而導致B翅片"T偏大。

圖4 型材，H=90 mm，Q=100 W時翅片各測點"T隨θ的變化規律。Fig．4 Section heatsink，the variation of"T ateachmeasuring pointwithθwhen H=90 mm，Q=100W．

圖5 型材和微槽群，Q=100W時不同H的熱源"T隨θ的變化規律。Fig．5 Microgrooves and section heat sink，the variation of heat source"T withθunder different H conditions when Q=100W．

圖6 型材和微槽群，H=60 mm(a)和H=90 mm(b)時不同Q的熱源"T隨θ的變化規律;型材、微槽群和型材-真空，H=90 mm，Q=120W(c)和Q=200 W(d)時熱源"T隨θ的變化規律。Fig．6 Microgrooves and section heat sink，the variation of heat source"T with θunder different Q conditionswhen H=60 mm(a)and H=90 mm(b)．Section，microgrooves and section-vacuum heat sink，the variation of heat source"T with θ when H=900 mm，Q=120W(c)and Q=200W(d)．

圖5 為型材和微槽群散熱器，Q=100W時不同H的熱源"T隨θ的變化規律。圖6(a)、(b)為型材和微槽群散熱器，H=60 mm、90 mm時不同Q的熱源"T隨θ的變化規律。從圖5和圖6可以看出，θ＞90°時，微槽群散熱器熱源"T略高于型材散熱器，為了分析出現該現象的原因，進行了H=90 mm、Q=120 W時的散熱器內腔抽真空(型材-真空)實驗以及H=90 mm、Q=200 W 時的型材、微槽群、型材-真空實驗，實驗結論如圖6(c)、(d)所示。可以看出，散熱器抽真空后，在任意θ其熱源"T最高，散熱器取熱散熱性能最差，隨著輸入功率的增加，微槽群散熱器熱源"T逐漸低于型材及型材-真空散熱器，說明增大功率后，微槽群散熱器內的蒸汽具備一定的換熱能力。因此θ＞90°時，微槽群散熱器熱源"T略微高于型材散熱器可做如下解釋:對于同一款散熱器，熱源"T不只受θ的影響，還與散熱器內的真空環境、液體分布(受重力及毛細力的綜合影響)有關。當θ＞90°時，微槽群散熱器內的液體受重力作用全部匯集到冷端，功率較低時，液體所在區域的溫度低于液體的沸點(飽和溫度)而未沸騰，此時內腔處在真空或蒸汽稀薄狀態，內腔壁面基本處于絕熱狀態;而型材散熱器內腔充滿空氣，因存在溫差形成腔內空氣自然對流，增強了腔內的換熱能力，散熱器均溫性相對更好一些。散熱器均溫性越好其外部自然對流換熱效率越高，因而出現θ＞90°時型材散熱器熱源"T低于微槽群散熱器熱源"T的現象。

從圖5和圖6還可以看出，θ≤90°時，隨θ的增加微槽群散熱器熱源"T大幅低于型材散熱器，如在 H=90 mm、θ=30°時，Q=80，100，120，200 W 時分別降低了 11．6，13．3，18．9，26．7 K，呈現出功率越大降低程度越大的趨勢，微槽群散熱器表現出優異的取熱散熱性能。

3．2 h avg隨 θ 的變化規律

圖7和圖8為型材、微槽群散熱器，不同H、Q條件下，havg隨θ的變化規律。從圖7可看出，對于不同的H、Q，havg在 θ=90°時最差且差距很小。H=90 mm 的 θ=90°與 θ=0°相比，Q=80，100，120W 的havg降低了 25．1%、29．0%、31．6%，說明對于特定的散熱器，功率越高havg隨θ的變化程度越大，其方向效應越明顯。havg隨高度的增加而降低，θ=0°時的H=60 mm 與 H=90 mm 相比，Q=80，100，120 W的 havg分別提高了 1．42 W/(m2·K)、1．31 W/(m2·K)和1．39 W/(m2·K)，百分比為 27．5%、23．8%和24．2%，原因是熱邊界層沿翅片高度方向不斷發展，因自然對流流速低，熱邊界層不容易破壞，導致對流換熱系數降低，因此在進行大功率LED散熱器設計時，不能為了增大換熱面積而無限制地增加散熱器高度。

從圖8可以看出，在θ≤90°時微槽群散熱器的havg好于型材散熱器的havg，這是因為這兩種散熱器的外形尺寸完全一致，微槽群散熱器的均溫性好于型材散熱器，平均對流換熱系數較高，因此散熱器的散熱效率高。

圖7 型材，不同H、Q條件下，h avg隨θ的變化規律。Fig．7 Section heat sink，the variation of h avg with θunder different H and Q conditions．

圖8 型材、微槽群，Q=100W，不同H條件下，h avg隨θ的變化規律。Fig．8 Microgrooves and section heat sink，the variation of h avg withθunder different H conditionswhen Q=100W．

3．3 Ra與Nu的變化關系

通過實驗方法對太陽花型材散熱器與微槽群散熱器在不同功率、散熱器高度的散熱性能隨出光傾角的變化規律進行了研究，獲得了表征散熱器自然對流換熱特性的特征數Ra與Nu的關聯式［4］:

表1給出了公式(8)中出光角度θ對應的C和m，擬合可信度為95%。圖9給出了θ為0°、60°、90°時的實驗數據及擬合值。

表1 公式(8)中的系數Tab．1 Coefficients in equation(8)

圖9 型材、微槽群，Nu數隨Ra數的變化關系。Fig．9 Section and microgroove heat sink，the relationship between Nu number and Ra number．

4 結 論

本文以太陽花散熱器為研究對象，實驗研究了太陽花型材散熱器與微槽群散熱器不同功率、不同高度的過余溫度、平均對流換熱系數隨出光傾角的變化規律，分析了散熱器的綜合換熱性能，并獲得了各出光傾角Ra與Nu關聯式。研究結果表明:沿翅片徑向向外溫度梯度逐漸變小;出光傾角θ≤90°時，微槽群散熱器熱源過余溫度"T大幅低于型材散熱器，如在高度H=90 mm、出光傾角θ=30°時，功率 Q=80，100，120，200 W 熱源過余溫度分別降低了 11．6，13．3，18．9，26．7 K，呈現出功率越大降低程度越大的趨勢，微槽群散熱器表現出優異取熱散熱性能;出光傾角θ＞90°時，微槽群散熱器熱源過余溫度"T略高于型材散熱器，其原因是散熱器內部的真空環境影響散熱器的均溫性;對于不同高度H、功率Q，平均對流換熱系數havg在出光傾角θ=90°時最差且差距較小;對于特定的散熱器，功率越高平均對流換熱系數havg隨出光傾角θ的變化程度越大，其方向效應越明顯，如高度H=90 mm，出光傾角θ=90°與出光傾角 θ=0°相比，功率 Q=80，100，120 W 的平均對流換熱系數 havg分別降低了 25．1%、29．0%和31．6%;散熱器高度越高，其平均對流換熱系數越小，θ=0°時的 H=60 mm與 H=90 mm 相比，Q=80，100，120 W 的 havg分別提高了1．42，1．31，1．39W/(m2·K)，百分比為 27．5%、23．8%和24．2%。因此，在設計大功率LED燈具散熱器時要充分考慮散熱器散熱效率(對流換熱系數)、輸入功率、方向效應等之間的關系。