基于等效热路法的LED阵列散热性能研究_张建新

发光学报

Vol.34No.4

2013年4月CHINESEJOURNALOFLUMINESCENCEApr．，2013

7032（2013）04-0516-07文章编号：1000-

基于等效热路法的LED阵列散热性能研究

张建新

1，2*

2

，牛萍娟1，，李红月2，孙连根2

（1．天津工业大学电气工程与自动化学院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）

摘要：针对一款阵列型大功率LED投光灯的散热特点，建立了关键散热结构的物理模型，并基于等效热路法

进而遵循本文设计的计算流程能快速计算出自然对流选用能正确表达其热传导和热对流性能的数学模型，

边界条件下的散热性能。通过与红外热像仪的实测温度进行比较，发现二者数据吻合性好，误差仅为+1．08%。随后经散热器关键结构参数对散热性能的影响趋势分析可以看出：肋片间距对投光灯模型存在明显的最优选择，宜采用5mm的肋片间距；增加肋片高度和减薄肋片厚度均能提升模型的散热性能，但建议须成本和可加工性，以获取更适宜的肋片高度（24mm）和厚度（1～2mm）。等效热路法可作为同时考虑减重、

同类型LED灯具结构散热性能分析与优化的一种便捷而有效的研究方法。关

键

词：LED阵列；等效热路法；自然对流；散热性能

文献标识码：A

DOI：10．3788/fgxb20133404．0516

中图分类号：TN312．8

StudyonTheHeatDissipationPerformanceof

LEDArrayUsingThermalCircuitMethod

2*2

ZHANGJian-xin1，，NIUPing-juan1，，LIHong-yue2，SUNLian-gen2

（1．TianjinKeyLaboratoryofAdvancedElectricalEngineeringandEnergyTechnology，

SchoolofElectricalEngineeringandAutomation，TianjinPolytechnicUniversity，Tianjin300387，China；2．EngineeringResearchCenterofHighPowerSolidStateLightingApplicationSystem，MinistryofEducation，

TianjinPolytechnicUniversity，Tianjin300387，China）*CorrespondingAuthor，E-mail：assen_zhjx@126．com

Abstract：AccordingtotheheatdissipationcharacteristicsofaprojectlampwithhighpowerLEDarray，thephysicalmodelofkeystructuresforheatdissipationwasestablished．Andsomemath-ematicmodels，whichcanexpresscorrectlytheheatconductionandnaturalconvectionperformanceofabovephysicalmodel，wereselectedbasedonequivalentthermalcircuitmethod．Usingthesemodels，theheatdissipationperformanceofLEDarraywascalculatedinEXCELsoftwarefollowingthespecifiedcalculationprocedureinthispaper．Throughcomparisonbetweenthecalculatedtem-peratureandthemeasureddataobtainedbyinfraredthermalimager，thecalculationerrorofmeantemperatureisaslowas+1．08%，sothevalidityofthermalcircuitmethodissatisfactoryforthegivenLEDmodel．Subsequently，theinfluencetrendsofthreekeystructuralparametersonheatdis-sipationwereanalyzedseparatelyindetail．Theresultsshowthatheatdissipationperformancecanbeimprovedobviouslywithanoptimumfinspacingabout5mm，andahigherfinheightorathinnerfinthicknessallcanobtainalowerjunctiontemperature，however，thebestvaluesoffinheight（24

收稿日期：2012-11-25；修订日期：2013-02-26

基金项目：天津市应用基础及前沿技术研究计划（10JCZDJC15400）；国家高技术研究发展计划（863计划）（2010AA03A1A7）资助

项目

作者简介：张建新（1979－），男，河北石家庄人，博士，主要从事大功率LED芯片封装及照明系统散热技术方面的研究。

E-mail：assen_zhjx@126．com，Tel：（022）83955186

第4期张建新，等：基于等效热路法的LED阵列散热性能研究517

mm）andfinthickness（1～2mm）shouldbedeterminedtosatisfythedemandsofweightreduc-tion，low-costandmanufacturability．Therefore，thermalcircuitmethodcanbeeffectivelyappliedtothermalanalysisandparametersoptimizationwiththeadvantageofaccuracyandswiftness．

Keywords：LEDarray；thermalcircuitmethod；naturalconvection；heatdissipationperformance

1引言

对需要优化的目标函数具有贡献的影响因素清晰可见。但该方法往往要求对计算对象进行抽象和简化，才能得出关键结构面和芯片的平均温度值，因此其建立模型的正确性还须通过精度较高的实验测量法来加以验证。

本文针对一款已商品化的阵列型大功率LED投光灯，选用其关键散热结构为物理模型，并基于等效热路法建立合理的数学模型，通过将分析散热计算结果与实测的温度数据进行比较，器的关键结构参数对散热性能的影响。

随着大功率LED技术的不断进步以及产业化规模的逐年扩大，其在多个照明领域得到了愈LED为加广泛的应用。然而，与传统光源不同，热敏感半导体器件，其大功率产品的电光转换率较低，大量电能被转换成了热量

［1］

。若热量集中

在微小的芯片上而不能及时散出，则会导致结温不仅会引起热应力的非均匀分布，加速迅速上升，

芯片劣化，严重缩短器件寿命，还会引起光谱偏显著降低荧光粉激射效率和出光强度等工作移，性能

［2-3］

。此外，目前单颗LED的光通量较低，为

2物理模型的描述

作为本研究对象的LED投光灯，其结构主要

满足通用照明的光强标准，往往采用多颗LED而热源分布密度的增加以形成阵列型光源。因此，

及阵列点热源间强烈的热耦合效应致使热流密度更大，由热驱使形成的机械、化学和电等诸方面的负作用也更加显著

［4-5］

14支架、透光罩、反光杯、电源、包括：多孔化灯壳、

颗大功率LED器件、铝基电路板（MCPCB）和肋片式铝型材散热器（Heatsink）等，如图1所示。

上述列举结构中的最后3项是构成散热系统的关键构件。LED器件的型号为OSRAMLUW_

反光杯（a）。

［6］

为了改善LED阵列的散热性能而降低芯片结温，通常需要安装合适的金属散热器

，而且

增加散热器的外表面积亦被作为首选方案。然而，一味地增大散热面积会增加灯具体积、重量及金属耗材成本，过多的肋片还会阻塞空气流动，并不能达到预期的散热效果

［7］

支架透光罩。因此，要在空间有

必须对光源结限的灯体内获得最大的散热效能，

构及空气流动等因素影响下的散热器进行合理的热分析，进而对相关结构参数的优化做出科学的判断。

目前可采用的热分析方法主要有实验测量法法

［8-9］［12］

［10-11］

、软件数值模拟法和等效热路计算

灯壳LED铝型材散热器（b）铝基电路板。其中，等效热路法是根据热电模拟关系，

将热量传递类比成电能流动，热学的温度差、热阻与热功率可分别等效成电压差、电阻和电流，而且电学中的串、并联规律同样适用于此。此外，基于热路的计算公式均为理论推导式，对于相类似的模型具有普遍的适用性，且公式形式均为可手工计算或编程计算而能快速得到结果的线性方程，

图1Fig．1

电源阵列型LED投光灯的外部结构（a）和内部结构（b）的实物图

Structurephotographsofarray-typeLEDprojectlampincludingapparentstructure（a）andinternalstruc-ture（b）

518发光学报第34卷

W5AM，器件个数NLED=14颗，封装热阻RLED=11K/W，驱动电流IF=480mA。铝基电路板的总总高度HM=0．092m，覆铜厚长度LM=0．18m，度δCu=7×10

－5

ÁYÁZXm，覆铜导热系数λCu=387．6W/

ÁÁ（m·K），覆铜面积系数f=0．8，介电层厚度δI=8×10－5m，介电层导热系数λI=0．7W/（m·K），铝

－3

铝基导热系数λAl=基厚度δAl=1．5×10m，

205W/（m·K）。铝型材散热器的底座长度LB=0．23m，底座高度HB=0．138m，底座厚度δB=

－3

8×10－3m，肋片间距S=6×10m，肋片高度

TJTM1Á2Á3ÁTBTFTAÁ4RAlRBRFRCuRDÁÁÁÁÁÁW=0．018m，肋片厚度t'=2×10

－3

m，肋片数目

ÁÁÁÁÁNF=29，散热器导热系数λH=205W/（m·K）。

RMNLEDRLEDÁÁÁ3

3．1

数学模型的建立

模型的简化处理

由于上述物理模型属于三维构造体，对于

Fig．2

Á图2简化的物理模型及其散热等效热路图

Simplifiedmodelandthermalequivalentcircuitofheatdissipation

等效热路法而言太过复杂且不易计算出结果，因此需要在保持实际问题基本特点的前提下，对物理问题进行适当的简化处理以便应用线性数学模型进行描述。针对本研究对象所作的简化假设为：

（1）单颗LED器件的输入电功率P恒定为1．5W，14颗LED的散以电光转换率15%计算，热总量QT恒等于17．85W，且封装内热阻RLED维持不变；

（2）各结构体材质均匀，导热系数λ为常数；

（3）自然对流环境为标准大气压下的干燥空气，且温度TA恒定；

（4）自然对流换热系数α与肋片温度TF

相关；

（5）肋片厚度t'远小于肋片高度W，可忽略肋片末端和侧面的对流散热；

（6）安装界面上填充回流焊锡或高导热性硅脂，可忽略界面热阻；

（7）忽略辐射散热效应。3．2

等效热阻网络

经上述简化处理后，所研究的物理问题即可转变为求解一维稳态传热问题。在进行计算前，需先将传热路径转化为等效热路形式，形成热阻网络（图2），从而方便通过计算各散热构件的分并联关系，求得各关键结热阻以及分热阻间的串、构面和芯片上的平均温度值。

3．3数学方程及计算流程

应用已建立的等效热阻网络，结合各分热阻

的串、并联形式，可将芯片到环境的总热阻RJ-A定义为：

RJ-A=

RLED

+RCu+RD+RAl+RB+RF=NLED

TJ－TMTM－TB

++QTQTTB－TFTF－TA

+，QTQT

（1）

式（1）中RLED和NLED为物理模型的已知变量。铜层热阻RCu、介电层热阻RD、铝层热阻RAl和底座均符合一维平板传导热阻热阻RB的计算相类似，

的计算规律，同样可将已知数据直接代入下式进行计算：

RX=

δXδX

=，λXAXλX（fLXHX）

（下标X分别代表Cu、D、Al和B），（2）其中：AX为各结构体垂直与热流方向的导热面其他情积；除了覆铜层的面积系数f=0．8以外，况f=1。RF的计算属于传导与自然对流协同散热的情况，其热阻的总体表达式为：

RF=

11

=，αAηFαηF(2NFWHB)（3）

式中A为所有肋片上未忽略散热面积的总和。肋片效率ηF是传导主要影响的参数，可由下式计算得到：

第4期张建新，等：基于等效热路法的LED阵列散热性能研究519

tanh(2α/（λHt'）W)tanh(mW)槡=，ηF=

mW2/（t'）WαλH槡（4）

但式（4）、式（3）中均含有对流换热系数α这一未知数，因此在计算肋片效率ηF及热阻RF前，必须得到这一参数的准确数值。

对于竖直平面上矩形肋片参与自然对流换热

经VandePol等人修正后的Elenbaas方的情况，程

［13］

能够与实测数据具有很好的吻合性，因此本

文采用该经验公式进行换热系数α的计算。用到的计算式如下：α=其中：

λAirλAirRa

Nu=·[1－e－Ψ（0．50/Ra）3/4]，（5）rrΨ

24(1－0．483e－0．17/a*)Ψ=3，*－0．46S{(1+a*/2)[1+(1－e－0．83a*)(9．14槡)]}ae－0．61

gβ(TF－TA)r3rS2WS

Ra=，r=，a*=．

HB2W+SWνa

在式（5）的计算中，可将已知的物理参数及重力加速度g直接代入，但涉及空气物性中的膨胀系数β、运动黏度ν、热扩散系数a以及导热系则通常需要通过定性温度t=（tF+tA）/2数λAir，

手工查阅空气物性表来确定。为了便于在EX-CEL软件中编入公式以实现快速计算，本文把在常用温度范围（0～100℃）内的空气物性参数与定性温度的关系拟合成二阶多项式方程（见式（6）～（9）），且计算的最大误差小于±1%。

－3－5

β=3．66×10－1．25×10×t+

－5－8

ν=1．33×10+8．92×10×t+

9．99×10－11×t2，

a=1．88×10－5+1．27×10－7×t+

2．04×10－10×t2，

－2－5

λAir=2．438×10+7．75×10×t－

（7）（8）（9）

8．16×10－9×t2．

将上述所有计算式以及物理参数、边界条件等内容编辑在EXCEL软件的计算表格内，通过等效热路法得到各结构体的分热阻及平均温度分布，其总体的计算结构遵循的流程如图3

2．72×10－8×t2，

开始（6）

所示。

给定MCPCB参数计算底座热阻RB、安装面温度TBLM、HM、啄X、姿X、f设定工作条件给定散热器底座参数计算MCPCB热阻RM覆铜层温度TMQT、TALB、HB、啄B、姿H假定肋片温度*TF重新赋值是给定LED封装热阻T=TF*FRLED是否满足否计算空气物性|TF-TF*|≤0.001茁、淄、琢、姿Air给定散热器肋片参数计算对流热阻RF和肋片温度TF计算芯片结温LＢ、HB、S、W、t′、姿HTJ计算对流换热系数琢计算肋片效率结束浊FFig．3

图3等效热路法计算流程图

Calculationflowchartofthermalcircuitmethod

520发光学报

70ＬＥＤ芯片结温TJ/℃第34卷

结果与讨论

模型精度的验证

为了验证等效热路法的计算精度，采用高德

（a）󰀃６65604．1

ÃÇÆÅÄÃÂÁ555045󰀂４公司的TP8型红外热像仪，在环境温度TA为14．6℃的房间内，对稳定工作3h后的投光灯进行温度测量。对于完成封装后的LED，由于透镜的阻隔，使用红外热像仪并不能直接量取芯片结温，只能得到散热体表面的温度数据，而且散热器底座表面只有很少部分裸露，肋片也由于相互遮因此只能提取铝盖而不能得到可靠的平均温度，基电路板上表面的温度TM，如图4所示。

󰀁T󰀁ÁJÂÃÄÅÆÇÃ󰀁２琢󰀁a40270ＬＥＤ芯片结温TJ/℃410肋片间距S/nm68121.0󰀆0.8（b）6560ÃÇÆÅÄ󰀆ÃÂÁ0.6555045󰀆0.4󰀁󰀁ÃÄÅÆÇÃTÁJÂ󰀁󰀂A󰀆0.240270ＬＥＤ芯片结温TJ/℃410肋片间距S/nm68120󰀆1.00（c）65600.99肋片效率浊F图4Fig．4

铝基电路板上表面的红外热像图及其测温数据ThermalinfraredimageandtemperaturedataofMCPCBuppersurface

ÃÇÆÅÄÃÂÁ0.980.975550450.960.95TJ浊F410肋片间距S/nm68120.940.93将除Max数据之外的S1～S15温度点的数据取算术平均值得37．℃，等效热路法的计算结果为38．30℃，二者数据吻合性较好，相对误差仅为+1．08%（假设红外热像仪的测温数据为真实温度）。由此可见，本文所建立的等效热路法计算模型可靠有效，满足装配竖直肋片散热器LED阵列散热性能的研究需要。4．2

关键结构参数对散热性能的影响趋势分析

LED芯片结温TJ的大小通常可作为反应散

Fig．5图5

402TJ与A（b）、TJ与ηF（c）的趋势对比以TJ与α（a）、

展现肋片间距对散热性能的影响。

Influenceoffinspacingonheatdissipationperform-ancedemonstratedthoughthevariationtrendsofTJvs．α（a），A（b），orηF（c）．

热系数对促进散热起到主导作用；若肋片间距继续增加，对流换热系数的增幅则变得缓慢，使散热面积的缩减转而成为决定散热性能趋于劣化的关键因素。因此，在本研究环境下，投光灯所配备的散热器宜采用5mm的肋片间距。

依照上述分析结果，在将肋片间距调整为5mm而保持其他参数恒定的情况下，得到散热性能随肋片高度的变化趋势，如图6所示。可以看出，随着肋片高度的增加，芯片结温先是显著降低尔后降幅变缓。这主要是由于：增加肋片高度可使散热面积呈线性递增（图6（b）），从而有利于同时也能导致热量的排散；然而肋片高度的增加，

对流换热系数（图6（a））和肋片效率（图6（c））

热性优劣的根本指标，其数值越小，表明系统的散热性越好。本文就肋片间距S、肋片高度W和肋片厚度t'这3个关键结构参数对LED芯片结温

TJ的影响趋势分别进行了分析。

由图5可见，在其他结构参数恒定时，随着肋片间距的增加，芯片结温先显著降低再缓慢上升。分析其原因主要为：在肋片间距的考察范围内，肋片效率降幅微弱（图5（c）），对散热性能的影响十分有限；而在间距变化初期，增加间距有利于气流的展开和流动，可大幅增加对流换热系数（图5（a）），这与此过程中伴随肋片数量的减少而缩减散热面积（图5（b））的负面影响程度相比，对流换

散热面积Ａ/m2对流换热系数琢/(W··m-2K-1)4

a第4期张建新，等：基于等效热路法的LED阵列散热性能研究521

均呈现指数型衰减趋势，因此在研究范围的后段，芯片结温虽能进一步降低，但效果已不明显。此增加肋片高度同样能使散热器的重量呈线性外，

递增，为了节省材料成本以及减重的需要，建议将肋片高度增大至24mm。

6560󰀏󰀐󰀑󰀒󰀓󰀔󰀅a󰀆󰀕󰀖󰀆󰀇󰀆󰀗󰀘-1对流换热系数琢/(W··m-2K)肋片效率则近似为1，而由厚度到达一定数值后，

增加所引起肋片数量的减少，将直接导致散热面积的缩减（图7（b））成为影响散热性能的主要因素，进而掩盖了增幅不大的对流换热系数（图7（a））对提升散热性能的贡献，反而降低了散热鉴于机械加工的可行性与成本考虑，效果。此外，

ＬＥＤ芯片结温TJ/℃70（a）T󰀁󰀁JÁÂÃÄÅÆÇÃ投光灯的散热肋片厚度可调整为1～2mm。６琢a󰀁（a）ＬＥＤ芯片结温TJ/℃555045４6560TJ琢６２206080肋片高度W/mm40100ÃÇÆÅÄÃÂÁ555045４40070ＬＥＤ芯片结温TJ/℃（b）1.00.8散热面积Ａ/m2󰀁󰀁ÁÂÃÄÅÆÇÃ２󰀁a406560046肋片厚度t′/mmTJA281.00.80.6ÃÇÆÅÄÃÂÁ0.670（b）504540070200.20ÃÂÁ5550450.40.20246081.000.996080肋片高度W/mm401001.00（c）40ＬＥＤ芯片结温TJ/℃65600.99肋片效率浊FÃÃÇÆÆÈÅÄÃÂÁ0.980.97肋片厚度t′/mm70（c）45400206080肋片高度W/mm40浊F0.950.940.93ÅÄÃÂÁ5550450.971000.96TJ0.95󰀁󰀁Á浊FÅÂÃÄÆÇÃ󰀁󰀂È0.94ÆÃ046肋片厚度t′/mm280.93图6Fig．6

TJ与A（b）、TJ与ηF（c）的趋势对比以TJ与α（a）、

展现肋片高度对散热性能的影响。

Influenceoffinheightonheatdissipationperform-ancedemonstratedthoughthevariationtrendsofTJvs．α（a），A（b），orηF（c）．

图7Fig．7

40TJ与A（b）、TJ与ηF（c）的趋势对比以TJ与α（a）、

展现肋片厚度对散热性能的影响。

Influenceoffinthicknessonheatdissipationperform-ancedemonstratedthoughthevariationtrendsofTJvs．α（a），A（b），andηF（c）．

将肋片间距和肋片高度均调整为建议数值后，继续考查肋片厚度对散热性能的影响。从图7中可以看出，随肋片厚度的增加，考查温度在起始段略显拐点，而此后则呈现持续攀升趋势。这主要是因为：在考察范围的起始段，随肋片厚度的肋片效率迅速增大（图7（c）），从而使其对增加，

散热性能的提升效果占据绝对优势；但肋片厚度

5结论

针对一款阵列型大功率LED投光灯的散热特点，选定LED阵列、铝基电路板和散热器等关键散热结构为本研究的物理模型，并将其适当假

肋片效率浊F50󰀁󰀁Á0.96ÂÃÄÅÆÇÃ0.98ÃÇ󰀁󰀂TÈ60JÆÆÃＬＥＤ芯片结温TJ/℃5565散热面积Ａ/m2󰀁󰀁Á0.4ÃÄÅÆÇÃTJÂÃÇ60Æ󰀁󰀂ÅÄAＬＥＤ芯片结温TJ/℃5565对流换热系数琢/(W··m-2K-1)ÃÇÆÅÄÃÂÁ 70a522发光学报第34卷

设而简化为一维稳态传热情形，构建出等效热阻网络。在此基础上，选用基于等效热路法能合理表达结构内部热传导和外部热对流性能的数学公并遵循本文规定的计算流程，以EXCEL软件式，

为平台快速计算出各结构体的分热阻及平均温度采用红外热分布。为了验证计算模型的正确性，

像仪提取铝基电路板上表面的温度数据，二者结果吻合性较好，表明该方法和模型可有效应用于本研究对象的散热分析。最后，依次计算得到肋

肋片高度和肋片厚度等关键结构参数对片间距、

散热性能的影响情况。研究结果表明：本研究对象的散热性能在肋片间距考察范围内存在明显的较优选择（S=5mm）；肋片高度的增加虽能单调提升散热性能，但考虑耗材成本及减重因素后，应优先选择温度降幅变缓的起点位置（W=24mm）；肋片厚度的减薄虽能很大程度上降低芯片结温，但兼顾加工可行性与加工成本后，建议保持t'=1～2mm。

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