朱 暉，楊志剛，3，王國俊

（1.同濟大學上海地面交通工具風洞中心，上海201804；2.上海市地面交通工具空氣動力與熱環(huán)境模擬重點實驗室，上海201804；3.北京民用飛機技術(shù)研究中心，北京102211；4.華為技術(shù)有限公司南京研究所，江蘇南京210012）

發(fā)光二極管（light emitting diode，LED）光源因其單色性好、響應時間短、壽命長、體積小、能耗低等優(yōu)點，使其在汽車的前大燈、制動燈、轉(zhuǎn)向指示燈及尾燈的應用中日益廣泛［1］。由于發(fā)光方式與傳統(tǒng)鹵素大燈不同，導致LED燈對溫度非常敏感，通常要求其PN結(jié)溫度低于12～150℃［2］。在使用過程中，汽車前照燈的功率高且發(fā)熱量大，因此研發(fā)人員普遍采用安裝翅片、熱管、風扇、冷卻水泵及其組合裝置對其進行溫度控制［3-4］。

合成射流器具有響應速度快、結(jié)構(gòu)簡單、便于控制的特點［5-6］，近年來國內(nèi)外學者基于圓孔型和長槽型出口射流器進行相關(guān)散熱控制研究［7-9］，并取得了較好的控制效果，但針對合成射流器的散熱主動控制機理有待深入研究。在文獻查閱過程中發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有汽車LED前照燈的合成射流器散熱主動控制系統(tǒng)過于復雜，必須改進［10］；且圓環(huán)孔型出口射流器的相關(guān)散熱主動控制研究成果極少。

本文首先研究出口形狀（圓孔、長槽及圓環(huán)孔）對射流器出口速度和散熱效果的影響規(guī)律；以此為基礎(chǔ)，對自主設(shè)計的包含射流器和LED前照燈的部件進行散熱效果研究，形成LED燈合成射流器散熱主動控制方法及實物；最后基于大渦模擬和正交分解法揭示圓環(huán)孔射流器的散熱控制機理。

1 散熱效果實驗研究

1.1 射流器基本構(gòu)造

實驗采用壓電振子型合成射流器，如圖1所示。壓電振子由壓電陶瓷片（PZT-5A）及銅片組成，當在其兩極加交流電時，壓電陶瓷片在壓電效應的作用下產(chǎn)生往復運動，從而驅(qū)動氣流噴出或吸入射流器腔體內(nèi)。正方形銅片邊長為28.0mm，厚度為0.2mm；壓電陶瓷片直徑為20.0mm，厚度為0.2mm；正方形腔體邊長為28.0mm，腔體深度H為5.0mm，噴口高度h為2.5mm。設(shè)計并制作了圓孔、長槽及圓環(huán)孔3種形狀的噴口，如圖2所示。圓孔直徑為1.0mm，長槽長、寬分別為7.5mm、1.0mm，圓環(huán)孔內(nèi)徑、外徑分別為2.8mm、4.8mm。射流器輸入功率皆為1.0W。

圖1 合成射流器Fig.1 Synthetic jet

圖2 三種形狀噴口Fig.2 Three types of orifice

1.2 測速實驗

在20℃環(huán)境溫度條件下，使用熱線風速儀測量射流器噴口中心軸線上不同位置處速度，5個測點離噴口的距離L分別為2.5mm、5.0mm、15.0mm、25.0mm、35.0mm。射流器輸入正弦信號，電壓為50.0V；熱線風速儀采用55P01型一維探頭，采樣頻率為1.0MHz，采樣時間取15.0s。由實驗可知：在距離確定時，隨著頻率的增大，3種射流器的平均速度均先增大后減??；圓孔合成射流器的射速最低，平均速度最大值約為15.0m·s-1，長槽與圓環(huán)孔合成射流器平均速度最大值約為25.0 m·s-1，見圖3。

圖3 合成射流器速度特性Fig.3 Velocity feature of synthetic jet

此外，3種射流器的平均速度隨著頻率的增大均出現(xiàn)2個峰值，該現(xiàn)象在圓孔及長槽射流器中較為明顯。速度峰值所對應的頻率分別為壓電振子的諧振頻率及腔體本身的共振頻率（赫爾姆茲共振頻率）。由圖3可知：在1 500.0Hz時3種射流器均出現(xiàn)峰值，該頻率即為壓電振子的諧振頻率；由于3種射流器噴口形狀各異，因此三者腔體所對應的赫爾姆茲共振頻率不同，圓孔射流器為500.0Hz，長槽射流器為1200.0Hz，圓環(huán)孔射流器為1 800.0Hz。

1.3 不同射流器對LED基板的散熱實驗

LED光源采用CREE XLamp XHP70系列成品，光通量為1 965lm，符合國標對LED大燈近光燈的要求（GB25991—2010規(guī)定LED大燈近光燈光通量需達到1 000lm，對遠光燈暫無要求）。將OMEGA K型熱電偶安裝在鋁基板背部（芯片側(cè)），測點見圖4a中標記處。圖4b為參照汽車大燈模塊尺寸所設(shè)計的箱體，尺寸為500.0mm×200.0mm×200.0mm；為防止模塊內(nèi)外溫差過大而產(chǎn)生霧化，汽車大燈模塊上設(shè)有通風孔，因此在散熱實驗所用箱體側(cè)面開設(shè)4個通風孔，以實現(xiàn)對真實情況更準確的模擬。

圖4 散熱實驗裝置Fig.4 Cooling experiment facilities

基于測速實驗結(jié)果，在20℃環(huán)境溫度下，對射流器施加50V驅(qū)動電壓，以最大平均速度所對應的頻率為準，分別對圓孔、長槽及圓環(huán)孔射流器對基板的散熱控制效果隨時間的變化規(guī)律進行實驗研究。射流器與基板間距離，對于長槽及圓環(huán)孔射流器皆取25.0mm、35.0mm、45.0mm、55.0mm；由于圓孔射流器的射流速度較低，因此該距離僅取25.0mm及35.0mm。實驗結(jié)果見圖5。

由圖5可知：圓孔射流器只能減緩基板溫度上升的速率，但無法控制基板溫度上升的趨勢；長槽的散熱控制效果優(yōu)于圓孔，結(jié)論與文獻［9］一致；開啟長槽與圓環(huán)孔射流器后，基板溫度迅速下降，在約100s后溫度趨于穩(wěn)定；隨著距離的增大，散熱控制效果總體呈減弱趨勢，但最佳散熱控制距離皆為35.0mm；取180s～221s的平均值，基板所能達到的最低穩(wěn)定受控溫度分別為長槽87.3℃、圓環(huán)孔86.9℃；在其他距離上，圓環(huán)孔的散熱控制效果皆優(yōu)于長槽，前者將溫度穩(wěn)定在約93.5℃附近，對于后者該值為95.5℃；圓環(huán)孔射流器的散熱效果最佳。

1.4 PN結(jié)散熱實驗

作為LED芯片的重要參數(shù)，PN結(jié)溫度直接影響LED燈的壽命及發(fā)光強度。各LED芯片廠家的技術(shù)參數(shù)規(guī)定PN結(jié)溫度需控制在125～150℃以下。采用圓環(huán)孔射流器，沖擊距離設(shè)為35.0mm，將LED芯片、鋁基板與合成射流器相結(jié)合，得到如圖6a所示的LED前照燈部件。為驗證該部件能否滿足實用要求，對其進行PN結(jié)溫度控制實驗。

圖5 散熱實驗結(jié)果Fig.5 Results of cooling experiment

目前主流的測量PN結(jié)溫度的方法為焊點管腳法［11］，即通過測量LED芯片的焊點溫度間接獲得PN結(jié)溫度，其原理如式（1）所示：

其中：Tj為PN結(jié)溫度，℃；Tsp為焊點溫度，℃；θ為PN結(jié)與焊點間的熱阻，取為0.9℃·W-1；PL為LED芯片的熱損耗，W，通常取輸入功率的75%。實驗中焊點的位置如圖6b所示。

為滿足大多數(shù)LED芯片的要求，設(shè)定PN結(jié)的最高溫度為125℃；實驗所用LED芯片在PN結(jié)溫度為125℃時，光通量可達初始值的90%；該LED芯片的熱損耗為9W，θPL=8.1℃；因此焊點溫度低于116.9℃時即能滿足實用要求。分別對環(huán)境溫度20℃時射流器關(guān)閉及開啟、環(huán)境溫度50℃時射流器開啟3種工況進行測溫實驗，結(jié)果如圖7所示。

圖6 LED前照燈部件及焊點位置Fig.6 LED headlamp component and solder point location

圖7 焊點測溫結(jié)果Fig.7 Results of solder point temperature test

由圖7可知：20℃環(huán)境溫度下，射流器關(guān)閉時LED芯片焊點溫度在200s內(nèi)從63℃上升到140℃，超過警戒溫度23.1℃；射流器開啟后焊點溫度得以有效控制，在約100s后逐步趨于穩(wěn)定值約78.7℃；汽車大燈模塊后部靠近發(fā)動機艙加之夏季高溫環(huán)境會導致其內(nèi)部溫度較高，在50℃環(huán)境溫度下射流器開啟時焊點溫度被有效控制在約100.8℃。

2 數(shù)值仿真研究

2.1 數(shù)值仿真方法

以實驗裝置為準，射流器腔體模型尺寸與實物尺寸一致，為20 mm×20 mm×5 mm；圓環(huán)型噴口的內(nèi)環(huán)直徑r1=2.4 mm，外環(huán)直徑r2=4.8 mm，內(nèi)、外環(huán)間的連接結(jié)構(gòu)寬度為0.5 mm，噴口高度為2.5 mm；噴口出口與鋁基板之間距離為35.0 mm。采用六面體網(wǎng)格對計算域進行劃分，按y+=1確定壁面第1層網(wǎng)格高度，增長率為1.1，網(wǎng)格總數(shù)315萬單元。數(shù)字模型構(gòu)造及網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖8所示。

圖8 模型構(gòu)造及網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.8 Structure of simulation model and mesh

鋁基板由介電層和鋁板兩部分組成，襯底由碳化硅構(gòu)成，襯底的頂面作為熱源。各部分材料的導熱系數(shù)、密度及厚度參數(shù)見表1。

表1 材料參數(shù)Tab.1 Material parameters

采用大渦模擬的Smargorinsky-Lilly-Dynamic模型對流場進行求解，時間步長設(shè)為激勵周期的1/360，即1.9×10-6s。計算所設(shè)邊界條件見表2。

表2 邊界條件Tab.2 Boundary conditions

以Gr/Re2來評價自然對流對混合流動中對流換熱過程的影響，若該值小于1，則自然對流的影響可忽略不計［12］。本次數(shù)值仿真中該值的量級僅為10-3，因此由溫度梯度所導致的密度差異對對流換熱過程的影響不予考慮。

2.2 數(shù)值仿真結(jié)果

焊點溫度仿真與測量的穩(wěn)定均值對比見圖9。在20℃環(huán)境溫度下，射流器開啟時焊點溫度的計算值為78.2℃，以實驗結(jié)果為準相對誤差-0.64%；50℃環(huán)境溫度下，射流器開啟時焊點溫度的計算值為103.4℃，以實驗結(jié)果為準相對誤差2.58%；可見焊點溫度的計算值與實驗結(jié)果符合良好。

圖9 焊點溫度計算值與實驗結(jié)果Fig.9 Calculation and test value of solder point temperature

圖10為仿真所得LED鋁基板及襯底三維溫度云圖。由圖可知：隨著環(huán)境溫度從20℃上升到50℃，鋁基板和襯底的溫度有較大幅度提升；鋁基板溫度由中心至四周逐漸降低，并呈對稱分布。

圖11顯示了鋁基板迎風側(cè)的對流換熱系數(shù)分布特征。由圖可知：對流換熱系數(shù)基本呈現(xiàn)中間高邊緣低的分布規(guī)律，但并不完全對稱；在高溫環(huán)境下對流換熱系數(shù)有所增大；20℃及50℃環(huán)境溫度下對流換熱系數(shù)最大值分別為 307.5 W·m-2·K-1、368.0W·m-2·K-1，對應Nu數(shù)分別為423.7、468.3。

圖10 LED鋁基板及襯底溫度云圖Fig.10 Temperature contour of LED PCB and substrate

圖11 鋁基板對流換熱系數(shù)云圖Fig.11 Contour of convective heat transfer coefficient on PCB

3 基于POD方法的散熱控制機理

正交分解（proper orthogonal decomposition，POD）方法［13］從能量角度出發(fā)以不同含能模態(tài)為準對流場結(jié)構(gòu)進行分解識別，進而將流場結(jié)構(gòu)與其所含能量相關(guān)聯(lián)分析流場的運動特性。該方法的基本思想是將脈動量分解為空間模態(tài)φi（x，y，z）與時間系數(shù)αi（t）的函數(shù)，并構(gòu)建一組空間模態(tài)基函數(shù)使截斷誤差最小。每階模態(tài)對應一個特征值λi，該特征值占特征值總和的比例代表該階模態(tài)對總能量的貢獻率，模態(tài)的階數(shù)依能量貢獻率進行排序。

3.1 流場特性分析

采樣時間為30個周期，對1 000個樣本進行統(tǒng)計分析。由圖12a可知：1階模態(tài)含能極高，占流場總能量的62.1%；隨著模態(tài)階數(shù)的增加，其能量占比迅速降低，2階、3階模態(tài)分別占流場總能量的9.0%和6.8%，4階模態(tài)的能量占比僅為2.4%，當模態(tài)階數(shù)大于7時，每階模態(tài)的能量占比皆小于1%；2階與3階模態(tài)的能量占比相近，表明二者對應的流場結(jié)構(gòu)相似。

圖12b顯示前4階模態(tài)所對應的流場渦結(jié)構(gòu)特征，由圖可知：前4階模態(tài)所對應的渦結(jié)構(gòu)基本呈現(xiàn)反對稱特征，表明流動狀態(tài)近乎對稱［13］；每階模態(tài)皆呈現(xiàn)由下而上正負交替的渦結(jié)構(gòu)，根據(jù)文獻［14］的研究結(jié)論，該現(xiàn)象代表大尺度渦結(jié)構(gòu)的耗散。定義每階模態(tài)中相鄰正負渦結(jié)構(gòu)間距為半波長，分別為λ1/2、λ2/2、λ3/2、λ4/2，其中4階模態(tài)出現(xiàn)相鄰兩渦結(jié)構(gòu)同號的現(xiàn)象。依據(jù)圖12b中的標尺測得λ1、λ2、λ3、λ4分別約為13 mm、7 mm、7 mm、4 mm，由計算結(jié)果得對流速度U=18 m·s-1，根據(jù)式f=U/λ計算可知前4階模態(tài)所對應的特征頻率分別為f1=1 384.6 Hz、f2=f3=2 571.4 Hz、f4=4 500.0 Hz，各自對應激勵頻率的一次、二次及三次諧波。將1階模態(tài)對應流場與平均流場進行重構(gòu)，分析可知：1階模態(tài)代表流場中主要渦結(jié)構(gòu)的周期性產(chǎn)生及其與壁面的撞擊過程；2、3、4階模態(tài)代表大尺度渦結(jié)構(gòu)演化過程中的小尺度諧波結(jié)構(gòu)。

3.2 鋁基板表面對流換熱特性分析

為了得到能夠代表整個系統(tǒng)對流換熱特性的樣本，按照文獻［15］的方法進行采樣。合成射流器剛開啟時壁面溫度變化迅速，因此采樣時間步長設(shè)為1.1×10-5s，每4步采集一個數(shù)據(jù)，共采集400個樣本；接著采樣時間步長設(shè)為1.1×10-4s，每3步采集一個樣本，共采集300個樣本；最后采樣時間步長設(shè)為1.1×10-3s，每3步采集一個樣本，共采集300個樣本；總共采集1 000個樣本。采用正交分解方法得到1 000階模態(tài)及鋁基板表面上對流換熱系數(shù)在各階模態(tài)下的分布特征［16］。

圖12 流場POD分析Fig.12 POD analysis of flow field

圖13a顯示了前100階模態(tài)的能量占比。由圖可知：與流場的模態(tài)能量占比分布特征類似，1階模態(tài)含能極高，能量占比為29.0%，說明1階模態(tài)代表了鋁基板壁面上對流換熱系數(shù)的主要分布特征；2階、3階模態(tài)的能量占比非常接近，分別為6.3%和6.0%；當模態(tài)階數(shù)大于16時，每階模態(tài)的能量占比皆小于1%，表明對流換熱系數(shù)分布特征受其影響較?。?6］。

圖13b為前4階模態(tài)所對應的對流換熱系數(shù)二維及三維分布特征圖，由圖可知：與圖11相類似，1階模態(tài)所對應的對流換熱系數(shù)亦呈現(xiàn)中間高邊緣低的分布特征；由于1階模態(tài)的能量占比遠高于其他模態(tài)，可推斷該形態(tài)即為對流換熱系數(shù)的主要分布特征；再結(jié)合針對流場的模態(tài)分析結(jié)果可知，流場的大尺度渦結(jié)構(gòu)直接決定了該特征的形成；2階模態(tài)呈現(xiàn)了對流換熱系數(shù)在高、低值域之間沿Y軸方向往復震蕩的分布特征，3階模態(tài)呈現(xiàn)了對流換熱系數(shù)在高、低值域之間沿X軸方向往復震蕩的分布特征；4階模態(tài)呈現(xiàn)了對流換熱系數(shù)在高、低值域之間內(nèi)外交替的周期性分布特征。結(jié)合針對流場的模態(tài)分析結(jié)果可知，對流換熱系數(shù)分布的非定常特性受小尺度流動結(jié)構(gòu)的影響顯著。

圖13 對流換熱系數(shù)POD分析Fig.13 POD analysis of convective heat transfer coefficient

4 結(jié)語

（1）圓環(huán)孔合成射流器的散熱控制效果優(yōu)于圓孔及長槽孔合成射流器。

（2）自主設(shè)計的基于圓環(huán)孔合成射流器的LED前照燈部件能夠滿足高溫環(huán)境下的散熱實用要求。

（3）流場的大尺度渦結(jié)構(gòu)決定了鋁基板表面上對流換熱系數(shù)的主要分布特征，小尺度流動結(jié)構(gòu)對對流換熱系數(shù)分布的非定常特性有重要影響。