Proceedings Template - WORD

具垂直通氣孔道之LED鰭片散熱座於強制氣流內部冷卻下

之熱傳特性

鄭澤明、曾憲中*、黃彥慈、張嘉宏

國科會計劃編號(NSC-102-2622-E-270-005-CC3、NSC-102-2221-E-270-003與NSC-100-2632-E-270-001-MY3)

建國科技大學機械工程系

彰化縣彰化市介壽北路1號

tsc@ctu.edu.tw

工程科技應用研討會.台北.June 13, 2014

摘要

作者先前曾提出一種用於高功率LED燈具的新式「具垂直通氣孔道之主動式徑向鰭片散熱座」，散熱座以鋁合金製成，其基本構型為中空圓柱體具24個幅射排列徑向鰭片，中空圓柱體內可置入馬達風扇，配合鋁合金散熱座圓柱體環形壁上之24個垂直通氣孔道與隔板設計，達到強制氣流進、出散熱座內部的效果。本研究則係將馬達風扇取出，並以24根塑膠管連通24個垂直通氣孔道，其中相鄰的12根塑膠管倂聯為壓縮空氣入口、另外的12根塑膠管倂聯為壓縮空氣出口，以空壓機提供額定流量的空氣通過散熱座內部，以此來模擬馬達風扇驅動的氣流，形成強制氣流內部冷卻效果，而且能更精準控制通過散熱座內部的空氣流率，並且能量測不同流率所須克服的流動阻力，實驗結果指出，導入強制氣流的散熱座確實能增強整體熱傳，在通氣孔道風速(V)=0.332-1.105m/s的實驗參數範圍內，導入空氣可以使純自然對流熱傳的散熱座獲得約50~100%的整體熱傳係數(h)增益。

關鍵詞

鰭片散熱座、強制氣流內部冷卻、垂直孔道、熱傳、LED。

前言

LED消耗的電功率約有85%轉換為熱，若無法有效散熱，高溫將造成LED的光衰與使用壽期縮短，而散熱可分成主動式與被動式，一般而言，被動式散熱是將LED的發熱量藉由熱傳導從LED基板傳遞到散熱鰭片、再利用高溫的散熱鰭片與環境之間的溫差產生自然對流進行散熱，其關鍵在良好的熱傳導使熱能均勻分散，並大幅增大單位體積內與空氣接觸的面積，以獲得更好的自然對流散熱功能，此種被動式自然對流冷卻設計無動件需求[1-10]，不同於被動式散熱，主動式散熱則強調驅動冷流以形成強制對流冷卻，尤其適合高功率的LED燈具，主動式散熱的優勢在於能更有效散熱、整體重量更輕與成本降低等，LED燈具的主動式散熱研究目前則有探討EHD結構電壓來產生離子風[11]、驅動強制氣流對鰭片散熱座作外部冷卻[12, 13]、或是作者先前提出之內建風扇與通氣孔道之鰭片散熱座所形成的強制氣流內部冷卻[14]，作者先前提出之內部冷卻主動式LED散熱座[14]的氣流流場示意圖如圖1，實驗結果指出，具馬達風扇之模式的整體熱阻比不具氣流驅動裝置之模式低50~100%，惟該論文並未完成流動特性的觀測，而且對於馬達風扇驅動的氣流量較無法精確量測，也無法評估通氣孔道造成的流動阻力。本研究針對作者先前提出之新式散熱座[14]，將馬達風扇取出，並以24根塑膠管連通24個垂直通氣孔道，其中相鄰的12根塑膠管倂聯為壓縮空氣入口、另外的12根塑膠管倂聯為壓縮空氣出口，以空壓機提供額定流量的空氣通過散熱座內部，以此來模擬馬達風扇驅動的氣流，形成強制氣流內部冷卻效果，而且能更精準控制通過散熱座內部的空氣流率，並且能量測不同流率所須克服的流動阻力，本研究將以實驗方法探討導入不同流率冷卻空氣對整體熱傳與壓降的影響，做為此種主動式散熱座設計的基礎。

實驗方法

本研究將建構適當的熱傳與壓降觀測系統，如圖2所示，實驗系統主要可分為5個部分：(1)氣源供應系統、(2)測試段、(3)熱源供應系統、(4)紅外線熱影像擷取系統與(5)資料擷取系統。空氣是由一具H-100 10HP的空氣壓縮機所供應，壓縮空氣先進入一800L的儲氣鋼瓶以減低脈衝，再經由乾燥機與過濾器將水份、油氣與雜質過濾，最後再經由SIN-DP電子式流量計控制所需氣流量進入測試段。測試段照片與尺寸如圖3，散熱座以鋁合金製成，其基本構型為中空圓柱體具24個幅射排列徑向鰭片，鋁合金散熱座圓柱體環形壁上鑽出24個直徑4mm的垂直通氣孔道，通氣孔道下方開口與散熱座內部圓柱腔體連通，並以24根塑膠管連通24個垂直通氣孔道上方開口，其中相鄰的12根塑膠管倂聯為壓縮空氣入口、另外的12根塑膠管倂聯為壓縮空氣出口。熱源供應系統是將直徑84mm之不銹鋼薄膜加熱片以導熱膠黏貼於相同直徑、高度60mm之低導熱性電木製成之底座，並由DC直流電源供應器供給加熱片電熱量來取代LED燈板所產生的廢熱。紅外線熱影像擷取系統是利用紅外線熱像儀擷取測試段之表面細部溫度分布。資料擷取系統是採用3條TT-T-30SLE型T-type高精準熱電偶線進行放電結球並穿過電木底座後安裝於加熱片背面，另有兩條熱電偶量測環境溫度，同時設置1條熱電偶黏著於散熱座的外表面作為紅外線熱像儀溫度校正，利用熱電偶感測溫度變化時所產生之微電壓訊號，透過資料記錄器量測並將電壓訊號轉換為溫度數值，為了避免外在環境干擾熱傳實驗的準確度，所有測試係在10mm厚之壓克力板隔絕之密閉空間內(40×40×30cm)進行，穩態溫度之判定以15分鐘內其溫度變化在0.2C以內；最後傳送至電腦經由軟體監控及儲存，以供後續之參數分析及計算；另利用微差壓計量測氣流通過散熱座的壓降(P)；通氣孔道風速(V)由空氣體積流率除以12個通氣孔道總截面積獲得。

圖1 內建風扇散熱座氣流流動示意圖[14]

圖2 實驗設備系統照片

圖3 徑向鰭片散熱座構型與尺寸圖

本實驗之目標參數為LED散熱座之熱阻(R)與熱傳係數(h)。

(1)

(2)

其中Tw為平均加熱面溫度、T0為環境溫度、Qt為輸入加熱片之總電功率、QLoss為熱損失、A為底部加熱面積。值得注意的是，在本文中，考慮自然對流熱傳時，參考溫度是用壓克力罩中的環境溫度T0，而在考慮強制對流熱傳時，參考溫度是選擇導入空氣在測試段入口處的溫度Ti，本實驗中T0與Ti誤差在1℃以內。在測定熱阻(R)與熱傳係數(h)時，另須先進行熱損估算取得損失熱傳遞係數(hLoss)，而熱損失(QLoss) 可利用平板自然對流熱傳實驗估算，在此實驗狀態時，DC電源供應器所輸入加熱片的總電功率(Qt)可分成二部份散逸：(1)由加熱片上方之平板自然對流熱量(Qnc)及(2)由加熱片下方電木座之熱損失(QLoos)。

(3)

其中V為輸入加熱面之電壓、I為輸入之電流、A為加熱面積、hplate是圓形平板水平向上之自然對流熱傳係數，本文引用Ellison [15]所提出之經驗公式：

(4)

透過在自然對流下之熱損實驗，輸入加熱片不同之總發熱量(Qt)，會導致不同之壁溫與環境溫度差ΔT，經由上列方程式可以導出對應之損失熱傳遞係數(hLoss)，即可求出熱阻(R)與熱傳係數(h)，藉此即可分析不同散熱座的散熱增益性。實驗的不確定性是依據Moffat [16]對單一試驗的不確定性方法進行分析。儀器的不準確度由儀器廠商所提供，溫度量測的不準確度有±0.2°C，本實驗之熱阻R、熱傳係數h、壓降(P)與通氣孔道風速(V)的不確定度分別為±5.4%、±5.6%、±3.6%與±4.2%。

結果與討論

圖4顯示內建風扇鰭片散熱座的煙流場觀測，圖4(a)是散熱座內風扇未啟動且無加熱時，線香軌跡是向上飄動且較不穩定；圖4(b)是散熱座內風扇未啟動但加熱14.2W，可以觀察到線香軌跡是穩定從鰭片間上昇並貼著塑膠燈殼外壁向上流動，顯示加熱散熱座確實在徑向鳍片間空間形成類煙囪通道，提供空氣自然對流的驅動力；圖4(c)與圖4(d)分別是散熱座內風扇啟動但無加熱或有加熱14.2W的例子，通氣孔道吸力側明顯顯示線香被吸入孔道，通氣孔道吹力側則清楚看到線香繼續向上流動，證明本文提出之內建風扇之散熱座確實產生強制對流流動。

圖5是紅外線熱影像上視照片，測試段是將散熱座內的風扇取出，利用12根塑膠管從12個垂直通氣孔道導入空氣、利用另外12根塑膠管從另12個垂直通氣孔道導出空氣，散熱座底部輸入的總電熱功率為14.2W，可以明顯看出導入的空氣流率愈大，散熱座外表面溫度愈低，顯示有較佳的散熱效果。

圖6是散熱座整體熱阻與溫度差(T=加熱壁溫度與環境溫度的差值)的關係，結果發現當通氣孔道風速(V)愈小，則整體熱阻(R)愈大，而且此時整體熱阻(R)隨T增大而略微下降的趨勢也比較明顯，但隨通氣孔道風速(V)愈大，T對R的影響就愈不顯著，這符合混合對流熱傳的特性；圖7是整體熱傳係數(h)與溫度差(T)的關係，從方程式(1)與(2)可知整體熱傳係數(h)與整體熱阻(R)是反比關係，因此，通氣孔道風速(V)愈大，整體熱傳係數(h)就愈大且較T變化的幅度也較小，在通氣孔道風速(V)=0.332-1.105m/s的實驗參數範圍內，導入空氣可以使純自然對流熱傳的散熱座獲得約50~100%的整體熱傳係數(h)增益。

圖8是整體熱阻(R)與強制氣流速度(V)的關係圖，與圖6顯示出相同的觀察。圖9是本研究完整的散熱座熱網絡示意圖，散熱座底部輸入的熱分成兩條耦合熱傳路徑將熱傳遞給環境，第一條是經由通氣孔道，此條熱傳路徑先以熱傳導方式、再以強制對流方式將熱傳給馬達風扇所驅動的氣流(與強制對流併聯的自然對流是指通氣孔道開口端可能有的一點自然對流效應，相較之下很小，h1,nc應可忽略)；第二條則是經由鋁合金散熱座外部相鄰鰭片間的類煙囪通道，此條熱傳路徑先以熱傳導方式、再以自然對流方式將熱傳給溫差所驅動的氣流，因此，整體熱傳機制是耦合了熱傳導、強制對流熱傳與自然對流熱傳的混合對流熱傳。在本研究中的通氣孔道風速(V)為0時，就只有經由相鄰鰭片間的類煙囪通道的熱傳路徑，當忽略耦合熱傳中的熱傳導路徑(散熱座的材質為高熱傳導的鋁合金，因此這個假設尚屬合理)，其整體熱傳係數(h)大致就等於第二條熱傳路徑的自然對流熱傳係數值(h2,nc或hnc)，在本研究中hnc的經驗公式可由圖7中的數據獲得：

(5)

圖10則是整體熱傳係數(h)與強制氣流速度(V)的關係圖，與圖7顯示出相同的觀察，而從圖9的散熱座熱網絡示意圖，當忽略耦合熱傳中的熱傳導路徑(散熱座的材質為高熱傳導的鋁合金，因此這個假設尚屬合理)，整體熱傳係數(h)基本上即是自然對流熱傳係數(h2,nc或hnc)與強制對流熱傳係數(h1,fc或hfc)的和，因此hfc=h－hnc，hfc的經驗公式可由圖7與圖10中的數據獲得：

(6)

結論

本研究提出一種新式「具垂直通氣孔道之主動式徑向鰭片散熱座」，內置不同尺寸之馬達風扇，配合鋁合金散熱座圓柱體環形壁上之垂直通氣孔道與隔板設計，達到強制氣流進、出散熱座內部的效果。本研究實際量測散熱座上通氣孔道的空氣流速，並以煙流場觀測技術觀察相關流動特性，證明確實能形成強制氣流，而隔板若未能完整分隔散熱座內部中空腔體，會使馬達風扇無法有效驅動氣流，整體而言，目前的流動特性結果與作者先前對此新式散熱座完成的熱傳量測結果相符，可以做為此種主動式散熱座通氣孔道設計的基礎。

(a) 散熱座內風扇未啟動且無加熱

(c) 散熱座內風扇啟動但無加熱

(b) 散熱座內風扇未啟動但加熱14.2W

(d) 散熱座內風扇啟動且加熱14.2W

圖4 內建風扇鰭片散熱座的煙流場觀測

圖5 紅外線熱影像照片(上視)

圖6 熱阻與溫度差的關係

圖7 熱傳係數與溫度差的關係

圖8 熱阻與強制氣流速度的關係

圖9 散熱座熱網絡示意圖

圖10 熱傳係數與強制氣流速度的關係

致謝

本研究承國科會專題研究計畫經費補助(NSC-102-2622-E-270-005-CC3、NSC-102-2221-E-270-003與NSC-100-2632-E-270-001-MY3)，謹此致謝。

參考文獻

[1] 錢達江，基於ANSYS的LED燈具熱分析，電氣照明期刊5 (2009) 1-8。

[2] 李金連、楊薪傳、陳志恆，”高功率LED基板之散熱設計研發”，「彰雲嘉大學校院聯盟」2010年學術研討會，中華民國99年12月3日，台灣，彰化。

[3] 曾憲中、鄭澤明、林振孟、湯豐彰、王政捷，” 具高效率散熱結構LED散熱器之熱傳分析”，「彰雲嘉大學校院聯盟」2010年學術研討會，中華民國99年12月3日，台灣，彰化。

[4] K.C. Yung, H. Liem, H.S. Choy, W.K. Lun, “Thermal performance of high brightness LED array package on PCB,” Int. Comm. Heat Mass Transfer, Vol. 37, pp. 1266-1272, 2010.

[5] 許建霆，運用類神經網路來探討高亮度LED散熱鰭片參數之最佳化，長庚大學機械工程學系碩士論文，2011。

[6] 柯孟緯，LED散熱燈座設計與模具開發，虎尾科技大學創意工程與精密科技研究所碩士論文，2011。

[7] 葉建男，大功率LED散熱系統研究，義守大學機械與自動化工程學系碩士論文，2011。

[8] 吳宇軒，高瓦數LED散熱技術及構裝熱應力分析研究，明新科技大學精密機電工程研究所碩士論文，2011。

[9] 葉致廷，LED燈具之金屬多孔性介質散熱座於自然對流下之熱傳特性實驗研究，建國科技大學機械工程系暨製造科技研究所碩士論文，2012。

[10] 郭順和，奈米碳管應用於LED散熱之研究，崑山科技大學電子工程研究所碩士論文，2011。

[11] 許東榮，EHD結構製備與其在LED散熱運用，雲林科技大學機械工程系碩士論文，2011。

[12] 游育豪，LED散熱板溫度場分析，元智大學機械工程學系碩士論文，2011。

[13] 曾慶文，多孔式鰭片對高功率LED散熱模組熱傳性能之研究，中原大學機械工程研究所碩士論文，2012。

[14] 鄭澤明、曾憲中、劉啟煌、林東震，具氣流驅動裝置與煙囪孔道之新穎LED燈具散熱器之熱傳特性量測，中國機械工程學會第三十屆全國學術研討會論文集(Paper ID: 1481)，台灣宜蘭縣，中華民國102年12月6-7日。

[15] G.N. Ellison, Thermal Computations for Electronic Equipment, Van Nostrand Reinhold Company, New York, 1984, pp. 29-45.

[16] R.J. Moffat, Contributions to the theory of single-sample uncertainty analysis, ASME J. Fluids Engineering, Vol. 104, pp. 250-258, 1982.

Loss

t

w

Q

Q

T

T

R

-

-

=

0

A

T

T

Q

Q

h

w

Loss

t

)

(

0

-

-

=

nc

t

w

Loss

Loss

Q

Q

T

T

A

h

Q

-

=

-

×

×

=

)

(

0

)

(

)

(

0

T

T

A

h

V

I

w

plate

-

×

×

-

×

=

25

.

0

0

4

/

361

.

1

÷

ø

ö

ç

è

æ

-

=

D

T

T

h

w

plate

(

)

25

.

0

0

6

.

20

T

T

h

w

nc

-

=

(

)

737

.

0

0

87

.

40

T

T

h

w

fc

-

=

deg-C

Q

flow

=0Q

flow

=5L/minQ

flow

=9L/minInput electric thermal power: 14.2 W

10

20

30

40

T [ C]

0

2

4

6

8

R

[

C

/

W

]

D

0

0.332

0.553

0.774

0.995

1.105

Symbol V [m/s]

10 2030 40

T [ C]

0

2

4

6

8

R

[

C

/

W

]

0

0.332

0.553

0.774

0.995

1.105

Symbol V [m/s]

10

20

30

40

T [ C]

0

40

80

120

160

h

[

W

/

m

/

C

]

D

0

0.332

0.553

0.774

0.995

1.105

Symbol V [m/s]

2

h =20.6 ( T)

0.25

nc

10 2030 40

T [ C]

0

40

80

120

160

h

[

W

/

m

/

C

]

0

0.332

0.553

0.774

0.995

1.105

Symbol V [m/s]

2

h =20.6 ( T)

0.25

nc

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

V [m/s]

0

2

4

6

8

R

[

C

/

W

]

12-15

18-22

25-30

Symbol T [ C]

D

0.00.20.40.60.81.01.2

V [m/s]

0

2

4

6

8

R

[

C

/

W

]

12-15

18-22

25-30

Symbol T [ C]

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

V [m/s]

0

40

80

120

160

h

[

W

/

m

/

C

]

12-15

18-22

25-30

Symbol T [ C]

D

2

data of h

fc

h =40.87 V

fc

0.737

0.00.20.40.60.81.01.2

V [m/s]

0

40

80

120

160

h

[

W

/

m

/

C

]

12-15

18-22

25-30

Symbol T [ C]

2

data of h

fc

h =40.87 V

fc

0.737