LED板状肋片散热器性能的方向效应

张建新 ，杨庆新，牛萍娟，王 宁，蒋怡娜

(1.天津工业大学天津市电工电能新技术重点实验室，天津 300387;2.天津工业大学大功率半导体照明应用系统教育部工程研究中心，天津 300387;3.天津工业大学中空纤维膜材料与膜过程省部共建国家重点实验室，天津 300387)

1 引 言

LED已经展现出传统光源所不可比拟的性能优势，是一种各国政府均在大力推广的节能环保型光源。然而，LED属于高发热且又对温度十分敏感的半导体器件，若缺乏有效的散热措施，则会导致结温迅速上升［1］，从而引起光通量下降、出光波长与色温偏移、芯片与荧光粉加速老化、使用寿命缩短和可靠性降低等问题［2-4］。因此，必须实施高效的散热技术以尽可能地降低芯片结温。

目前，在LED灯具中安装合适的金属散热器并依靠空气自然对流的被动式散热，凭借其无噪音、低成本和免维护等应用优势，依然是现阶段LED散热应用中的主流方式。在形式各异的散热器中，板状肋片散热器可采用挤压工艺的金属型材，具有结构规则、相同材料的导热系数较高、设计与制造成本较低的优点，是LED灯具中最常见的散热器形式之一。但由于自然对流情况下的换热系数较小，致使在板状肋片散热器的结构设计时，通常以较小的肋片间距来换取更多的肋片数量，以增大对流散热面积的方法来提升散热性能。但若如此一味地增大散热面积，往往会导致散热器重量和金属耗材成本的增加，而且过窄的肋片间距不仅增大了加工难度，还有可能阻碍肋片间的空气流动，反而不利于散热效果的提升［5-6］。因此，研究自然对流情况下板状肋片散热器的传热性能是非常必要的。

研究人员曾采用实验测量、等效热路计算和软件数值模拟等方法，针对LED出光方向为竖直向下［7-8］或水平［9-10］情况，详细分析了包含肋片间距等结构参数对板状肋片散热器性能的影响趋势，并提出了对应出光方向时肋片间距的改良结构。在研究方法的比较上，软件数值模拟法不仅能获得灯具结构详细的温度分布信息，还可直观展现空气流动与肋片表面温度分布之间的耦合关系，从而有助于实施肋片间距的优化，有效改善肋片间的对流换热系数。但是，以往研究均侧重分析出光方向与重力的倾角为0°(竖直向下)或90°(水平)的情况。而在实际照明应用中，不乏如投光灯、舞台灯、探照灯、筒灯、射灯等多角度照射型的LED灯具，其0°～180°的出光倾角均存在典型的工程案例。在自然对流情况下，板状肋片散热器会因为出光倾角的不同而引起空气流动的巨大差异，使散热器性能表现出强烈的方向效应［11-13］。因此，有必要分析不同出光倾角时灯具温度和肋片间空气流动的分布情况，从而为板状肋片散热器的结构优化提供设计参考。

本文针对一款已商品化的大功率LED投光灯，选用其关键散热结构为研究对象，采用实验测量结果来验证计算流体力学软件ICEPAK数值模拟的准确性，进而软件模拟并分析自然对流情况下出光倾角对板状肋片散热器的空气流动状态及散热性能的影响机制，并考察不同倾角下肋片间距对散热性能的影响趋势。

2 实验测量装置

为了测量LED投光灯在不同出光倾角情况下关键测点的温度数据，从而用于验证软件模拟的计算精度，搭建了如图1(a)所示的实验装置。装置包含:LED投光灯、安装支架、直流电源、万用表和温度记录仪。其中，LED投光灯选用一款已商品化灯具的关键散热结构为实验样品，其结构外观和关键尺寸如图1(b)所示。样品以14颗OSRAM LUW_W5AM型大功率LED灯珠为光源，经红外热回流过程焊接在一块铝基电路板的串联电路中，进而在电路板的背面涂覆导热硅脂后，用螺丝紧固在材质为6063-T5铝合金的板状肋片散热器的安装表面。样品的关键尺寸如下:电路板长(LP)×宽(WP)=0.092 m ×0.18 m;散热器安装基座长(LB)×宽(WB)×厚(TB)=0.138 m×0.23 m ×0.008 m;肋片高度HF=0.018 m;肋片间距SF=0.006 m;肋片厚度TF=0.002 m;肋片长度LF与基座长度LB相同;肋片数目NF=29。

图1 实验装置(a)以及实验样品结构与测点位置(b)示意图Fig.1 Schematics of experimental apparatus(a)and tested sample labeled with structural dimensions and measuring points(b)

如图1(a)所示，测量过程中可通过调节安装支架的紧固螺丝，使投光灯的出光倾角θ在0°～180°范围内以30°间隔变化。DH1720-4型直流电源以稳流方式为LED供电，其驱动电压和电流值分别通过两块FLUKE177型万用表测得。温度记录仪的型号为TP9016U，配有16路高精度T型热电偶，并通过高温瞬干胶将热电偶结球固定在如图1(b)所示电路板的15个测点位置上，剩余1路热电偶用于测量环境温度。由于投光灯为左右对称结构，因此所有测点可集中在灯具右侧，且保证每个测点的稳态温度均为达到充分热平衡后的热电偶温度。采用SIS-2_1.5 m型积分球分别测得驱动电流为330，480，630 mA情况下的稳态发光功率，并由对应情况下的电功率计算出单颗LED 的热功率分别为 0.855，1.314，1.813 W。

3 软件建模设置

ICEPAK软件数值模拟法的计算精度有赖于合理的模型设置。本文以Laminar模型计算空气流动，并采用Discrete ordinates模型计算辐射散热的贡献，结构表面的辐射率设为0.8。不同倾角情况下的重力加速度可分解为在y与z方向上的分量形式，即gy= －gsinθ，gz=gcosθ，其中g=9.806 65 m/s2。

在自然对流情况下，计算域的6个边界面需设置成Opening形式，且计算域尺寸应根据实验模型的大小进行设定。一般而言，实验模型的最大外轮廓与计算域边界面的间距应满足的准则为:沿重力反方向须大于2倍轮廓高度，沿重力方向需大于1倍轮廓高度，沿水平方向要求大于对应方向上1/2倍轮廓宽度。本研究中，由于出光倾角的调整，+z、+y和－z方向分别在倾角为0°，90°，180°时成为重力反方向，而 －y方向在90°倾角时变为重力方向，+x和－x方向则始终为水平方向。因此，在满足一般准则的前提下，可以对不同倾角情况设定统一的计算域，如图2所示。图中X、Y、Z分别表示沿x、y和z方向的实验模型最大外轮廓尺寸。

图2 软件建模的三等轴视图(a)、－z方向视图(b)和－y方向视图(c)。Fig.2 Isometric view(a)，orient －z(b)，and orient － y(c)of software model，respectively.

按照实验样品的实际尺寸，在ICEPAK软件中采用Heat sinks模型建立板状肋片散热器，以Plates模型创建铝基电路板，并通过Sources模型在电路板上排布14颗LED灯珠。电路板样品实际是由厚度δCu=70 μm 的铜箔层、厚度δD=30 μm 的介电层和厚度δAl=1.5 mm的铝基层组成，导热系数分别为:λCu=387.6 W/(m·K)，λD=0.7 W/(m·K)，λAl=205 W/(m·K)。通常情况下，ICEPAK对于厚度小于1 mm结构的计算精度较差，因此在建模时可以将电路板整体处理成单层结构，而对应的等效导热系数λP可根据等效热路法计算得到。电路板的等效热阻RP等于铜层热阻RCu、介电层热阻RD和铝层热阻RAl之和:

上述各热阻的数值均符合一维平板传导热阻的计算规律:

式(2)中，AX为各层结构垂直于热流方向的导热面积。除了铜箔层的面积系数f=0.8以外，其他情况f=1。下标X分别代表 P、Cu、D和Al。可将式(2)代入式(1)中，并对所有已知变量赋值，从而通过简单计算即可得到电路板单层模型的等效导热系数。

在网格划分时，对实验模型整体建立一个在±x、±y、±z方向上分别放宽 0.024，0.03，0.007 m的装配体(图2)，并选择Mesher-HD网格模式，在计算域中划分出186 307个计算节点。

4 结果与讨论

4.1 软件建模精度的验证

为了检验 ICEPAK软件的建模精度，采用Point后处理方式，在数值计算结果中提取出与实验测量条件相同的各个测点温度。其中，定位在LED紧邻处的1～8测点温度相近且数值较高，而与LED距离较远的9～15测点温度相近且数值较低。因此，两类测点的温度可分别取平均值并计算相对于环境的温升，进而与实验测量结果进行比较，如图3所示。可以看出，在测点温升随出光倾角的变化趋势上，软件模拟与实验测量基本一致。虽然由于软件建模时忽略了各结构体界面间的接触热阻，使绝大多数软件模拟的结果略有偏低，但与实验测量值相比的最大偏差仅为1.045 6℃，相对误差也控制在 －4.37%以内，体现出较高的软件建模精度，完全满足后续实施板状肋片散热器性能分析的研究需要。

图3 实验测量与软件模拟的数据对比Fig.3 Data comparisons between the experimental measurements and numerical simulations

4.2 出光倾角对最大温升的影响性分析

LED散热结构的最大温升是判断其传热性能优劣的最重要的表征参数之一。当散热器的建模结构与实验测量样品相同时，不同驱动电流下的1～15测点的最大温升与散热器平均对流换热系数随出光倾角的变化如图4所示。

图4 3种电流下的出光倾角对测点最大温升(a)和散热器平均对流换热系数(b)的影响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

由图4(a)可以看出，相同驱动电流下，测点最大温升的最小值出现在90°倾角处，且当偏离90°而在±60°范围内进行调整时，最大温升值呈现近似对称的增大趋势;而当倾角超出90°±60°后，最大温升值随倾角降至0°的增大程度远小于增至180°的情况，因此测点最大温升的最大值出现在180°倾角处。结构相同的散热器之所以表现出上述明显的性能差异，主要是由于不同倾角下散热器的平均对流换热系数存在较大的变化(图4(b))，且根据牛顿冷却定律［14］可知:热功率和结构相同的散热系统，其温升与对流换热系数成反比关系，因此图4(b)中数值的变化趋势恰好与图4(a)对应相反。

图5 不同倾角下的空气的流速分布(I=480 mA)Fig.5 Flow fields in various inclination angles(I=480 mA)

导致散热器平均对流换热系数改变的原因，主要归结为肋片间空气的流速分布随倾角的调整而出现了较大差别。图5以480 mA驱动电流情况为例，直观展示了不同倾角下空气流速分布的切面图，切面位于散热器中部两个相邻肋片形成风道的中心处。

图5中填充的颜色和矢量线的长度均可区分流速的大小，矢量线的方向则代表该线起点处的空气流向。可以看出，90°的倾角能使肋片间具有最顺畅的空气流速分布，倾角越偏离90°，则空气流动的阻塞程度越大。究其原因为:由两个相邻肋片和散热器基座间形成的是一个三面热壁包围的风道，风道内的空气在浮升力的作用下倾向于竖直向上流动;在90°倾角时，三面热壁均为竖直放置，对上升气流没有明显的阻挡，因此流速分布最为顺畅;当出光倾角偏离90°而逐渐减小或增大时，均会导致散热器基座热壁与竖直方向的偏离程度越严重，从而迫使风道内的气流方向越偏离竖直方向，对上升气流形成愈加明显的阻塞作用。针对30°～150°倾角范围内偏离90°相同夹角的情况，由于散热器基座热壁与竖直方向的偏离程度相同，对上升气流的阻塞作用近似相当，因此风道内流速分布的顺畅程度也大致相同。而倾角为180°时，肋片间气流阻塞的程度远大于0°情况。这主要是因为:在180°倾角时，由浮升力驱使的上升气流在流过风道壁面的过程中需要克服的摩擦阻力远大于0°倾角情况［15］，并且风道中心处存在明显的使空气几乎处于静止状态的驻点现象［16］，这是在 0°倾角时所没有的，因此 180°倾角的浮升气流最为不畅。由此可见，图5所示的空气流速分布随倾角的变化趋势与图4(b)相同，很好地印证了自然对流换热系数与空气流速成正比的关系，而且也从根源上解释了测点最大温升随出光倾角的变化趋势。

此外，由图4(a)还可以看出，较大的驱动电流所对应的较高功率条件下，测点的最大温升会随出光倾角而变化的幅度更大，从而使散热器性能表现出更加强烈的方向效应。这主要是由于随着功率的提高，不同出光倾角下的散热器平均对流换热系数的波动也更加明显。若以各功率情况下平均对流换热系数的最大值与最小值的差值为例进行比较，则随功率的提高，其分别为0.594 03 W/(m2·K)＜0.744 75 W/(m2·K)＜0.861 69 W/(m2·K)，如图4(b)所示。

4.3 出光倾角对温度均匀性的影响性分析

在LED阵列中，由于均匀的LED温度分布不仅能保证各个芯片工作性能的一致性，而且还能降低因局部高温芯片的过早失效而导致整灯性能下降甚至损坏的发生几率，因此有必要对不同倾角下的LED紧邻处的1～8测点温度分布的均匀性进行分析，如图6所示。

图6 3种电流下的出光倾角对1～8测点最大温差的影响Fig.6 Maximum temperature differences among measuring points of No.1－8 in different inclination angles for three currents

可以看出，在相同电流情况下，1～8测点的最大温差在30°倾角时达到最大，其温度均匀性最差;若使倾角偏离30°而减小或增大时，该温差均会单调变小，且与180°倾角相比，0°倾角时的温差值更小，体现出最佳的温度均匀性。此外，在不同电流情况下，各种倾角间温度均匀性的变化程度将随功率的升高而变得更加剧烈，使较高功率下的散热器的均温性能具有更显著的方向效应。

一般而言，在空气浮升流动和多热源叠加耦合的共同作用下，处于空气流动下游且靠近结构中心位置的局部温度较高，反之则局部温度较低;而且气流下游处的较高局部温度往往也能在叠加耦合的作用下提升较低局部温度的数值。因此，最高温度测点附近的空气流速的变化程度可用于定量解释如图6所示的温度均匀性的变化规律。由于各驱动电流下的最高温度均出现在测点1(倾角 0°和 180°)和测点 6(倾角 30°～150°)，因此我们在与图5相同的风速切面上，以0.1倍的肋片长度(即0.138 m)为间隔，沿+y方向读取各情况下相邻肋片间风道中心处的空气流速。图7为所得到的流速分布及其取值位置。

图7 3种电流下的出光倾角对风速取值点(b)所对应的空气流速分布(a)的影响Fig.7 Air velocity distribution(a)on the measuring points(b)in different inclination angles for three currents

由图7(a)可以看出，相同功率下的流速分布随出光倾角的调整而产生了较大变化，并且随着功率的提升，风道内流速的变化程度也更加明显。为了准确反映最高温度测点附近空气流速的变化程度，须在排除风道出口处边界效应影响的前提下，尽可能地远离测点而对称提取气流上、下游的流速值。根据上述原则，在0°和180°倾角情况下，参与流速对比的取值点位置为LP=0.055 2 m(上游)和0.013 8 m(下游);而在 30°～150°倾角范围内，取值点位置则为LP=0.082 8 m(上游)和0.124 2 m(下游)。图8所示为随出光倾角的调整，3种电流下参与对比的最高温度测点上游流速νU与下游流速νD的差值变化。可以看出，图8的变化趋势与图6基本保持一致。在除30°以外的大多数倾角情况中，最高温度测点上游的流速均小于下游，且相同驱动电流下的上、下游流速的差值越大，则高温区域的对流散热效果越好，从而表现出较佳的温度均匀性。30°倾角的温度均匀性最差的主要原因是在最高温度测点下游产生了明显的气流主体脱离固体表面的现象(图5)，不仅显著降低了下游处风道内的空气流速(图7)，还造成了较厚的不利于对流散热的空气附面层。此外，从图8还可以看出，随着功率的升高，各倾角情况下的上、下游流速差值的变化程度也在增大，很好地解释了功率越高则散热器均温性的方向效应越强的变化趋势。

图8 3种电流下的最高温度测点的上、下游空气流速差值随出光倾角的变化趋势。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 肋片间距对不同出光倾角下散热性能的影响

调节肋片间距是改变散热面积并造成不同出光倾角下肋片间空气流动状态变化的最主要的设计方式。图9以480 mA驱动电流为例，展示了不同倾角下的肋片间距对测点最大温升的影响趋势。可以看出，在肋片间距的考察范围内，90°和180°倾角下的最大温升分别为所有倾角情况的最低值和最高值，而60°和120°倾角的散热效果基本相同。在肋片间距小于7 mm 时，0°，30°，150°倾角的散热效果近似且依次升高，并随着肋片间距的增加，三者间的散热效果的差别逐渐减小;而当肋片间距为8～20 mm时，3种倾角的散热效果变为30°＞0°＞150°;若肋片间距进一步增大，则0°倾角的散热效果与150°相当，30°倾角逐渐靠近60°和 120°倾角情况。

图9 不同倾角下的肋片间距对测点最大温升的影响(I=480 mA)Fig.9 Influence of fin spacing on maximum excess temperature of measure points in various inclination angles(I=480 mA)

图10 各种倾角对应的最佳肋片间距(a)以及90°与180°倾角最大温升间的差值随肋片间距的变化趋势(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)

由图9数据可进一步得到所有倾角的最佳肋片间距，以及180°与90°倾角最大温升间的差值随肋片间距的变化趋势，如图10所示。从图10(a)可以看出，在出光倾角较大(60°～180°)时，能实现散热效果最佳的肋片间距几乎与出光倾角不相关，这与 Mittelman［16］等在150°～180°倾角下的研究结果一致;而当倾角进一步降低时，最佳肋片间距则略微增大。这主要是因为在小倾角情况下，肋间风道下游处的空气流动在较宽的肋片间距下会更加顺畅，从而减薄空气附面层的厚度，提升散热效果。180°与90°倾角的最大温升的差值可以用来反映不同肋片间距下的散热性能对调整出光倾角的敏感度，如图10(b)所示。从图中可以看出，散热性能在最佳肋片间距附近对倾角的敏感度最高，这进一步表明了板状肋片散热器性能的方向性分析是多角度照射型LED结构优化设计中不容忽视的必要环节。

5 结 论

以一款典型的多角度照射型装配板状肋片散热器的LED投光灯为研究对象，实验测量出3种驱动电流和7个出光倾角情况下的电路板表面15个关键测点的稳态温升，并将测量结果用于验证ICEPAK软件数值模拟的计算精度，二者数据的吻合性较好，误差小于－4.37%。在此基础上，采用软件数值模拟得到的温度和流体数据，详细分析了在伴有驱动电流调整的情况下测点最大温升和温度均匀性随出光倾角而变化的散热机制。结果表明:散热器肋间风道内的空气流速分布会随倾角的调整而出现较大差异，导致散热器平均对流换热系数的改变，进而影响各出光倾角下的最大温升值。60°～150°范围内的最大温升值以90°为中心呈现近似对称的增大趋势，而当倾角降至0°时，最大温升值继续增大的程度远小于180°情况。在空气浮升流动和多热源叠加耦合的共同作用下，最高温度测点附近空气流速的变化程度可用于定量解释温度均匀性的变化规律;30°倾角时的温度均匀性最差，而当偏离30°减小或增大时，温度均匀性逐渐提高，且0°倾角情况为最佳。在较大的驱动电流下，最大温升和温度均匀性随出光倾角的变化程度均会有所增加，使较高功率下的散热器性能表现出更显著的方向效应。最后，以480 mA驱动电流情况为例，进一步考察了不同倾角下肋片间距对测点最大温升的影响趋势，并获得了各倾角下的最佳肋片间距。结果显示:出光倾角较大(60°～180°)时，最佳间距几乎与倾角不相关;而在小倾角(0°和30°)情况下，最佳间距则略微升高;在最佳间距附近，散热器性能对调整倾角的敏感度最高。因此，板状肋片散热器性能的方向性分析应是多角度照射型LED结构优化设计中不容忽视的必要环节。值得注意的是，在装配板状肋片散热器且具有出光倾角可调功能的LED灯具中，本文选定的研究对象是一款最具代表性的LED商用产品，且采用的研究方法和所得数据可靠有效，分析结论具有普遍的适用性，能为LED同类产品的散热结构设计与优化提供有力参考。

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