熱電制冷LED自然對流散熱的設計與優化

張建新， 韓變華， 楊慶新， 薛 亮， 馬 楷， 李海林

(1. 天津工業大學 天津市電工電能新技術重點實驗室， 天津 300387；2. 天津工業大學 天津市光電檢測技術與系統重點實驗室， 天津 300387； 3. 天津工業大學 中空纖維膜材料與膜過程省部共建國家重點實驗室， 天津 300387)

1 引 言

LED作為一種節能環保型光源，已廣泛應用于各種照明領域。然而，LED屬于高發熱但又對溫度十分敏感的半導體器件，過高的LED結溫能引起光通量降低、出光色溫改變、芯片和封裝結構加速老化、使用壽命縮短等問題[1-3]。因此，LED燈具對高效的散熱措施具有強烈的技術需求。

目前，在LED燈具中普遍采用加裝金屬散熱器的方式，將LED產生的熱量傳導至散熱器的肋片表面，并由肋片表面較高的溫度促使周圍的低溫空氣形成自然對流散熱。這種被動式的散熱技術雖然具有無噪音、低成本和免維護等應用優勢[4]，但其對流換熱系數較小，約為4～11 W/(m2·K)，對于體積小、熱功率大的LED燈具而言，散熱效果往往不夠理想。為此，國內外研究機構開發了采用機械風扇[5]、壓電風扇[6]、循環液冷[7-8]、微噴射流[9]等一系列實現流體強制對流的主動散熱方法，顯著提升了高熱流密度下LED燈具的散熱性能。但上述方法中，參與主動散熱的流體均依靠可動機械部件提供強制對流的驅動動力，在實現規模應用之前，仍需重點提升驅動部件的工作可靠性和服役壽命，并避免導電流體泄露所導致的電路短路、腐蝕及散熱性能顯著下降等應用隱患。

熱電制冷器(TEC)是以低壓直流電作為動力，通過珀爾帖(Peltier)效應將熱量從冷面抽送至熱面，從而對冷面上的熱源實現主動散熱的一種半導體器件。TEC憑借其制冷迅速、控溫可調、無可動部件、無噪音、可靠性高、壽命長等優點，已經成為電子設備控溫散熱的理想方式[10-11]。為了將TEC應用于LED燈具散熱中，國內外研究學者主要采用實驗測量法[12-14]和軟件仿真法[15-17]，對集成封裝TEC的LED燈具進行了散熱性能分析。相比而言，采用等效熱路計算法[18-20]能快速獲得LED系統中各種設計參數對散熱性能的影響趨勢，且計算準確度較高，因此對于TEC的型號選取、最佳工作參數確定以及散熱器的結構優化具有顯著的指導意義。

本文以一款單顆LED小型燈具模組為研究對象，在實驗測量得到TEC性能參數的基礎上，采用等效熱路計算法構建出自然對流情況下有無TEC裝配的熱阻模型，并選擇合理的數學公式對其進行性能描述，進而計算分析LED模組的散熱性能隨TEC工作電流的變化趨勢，并對比分析經遺傳算法實施肋片結構雙目標優化前后的散熱性能差異，為裝配TEC的LED模組提供快速完整的設計分析方法與合理的結構優化方案。

2 TEC性能參數的測量

在實際應用中，TEC的工作狀態可由式(1)進行描述：

(1)

其中，QC為TEC冷端的凈吸熱功率，當熱源與TEC熱接觸良好且向環境的散熱可忽略時，QC即為熱源發熱功率；TC和TH分別為TEC冷端和熱端的表面溫度；S、I、R和K分別是TEC的Seebeck系數、工作電流、等效電阻和熱導。當TEC的面積較小且材料和結構一定時，S、R和K通常為定值，是用來表征和預測TEC工作狀態的性能參數。因此，在實施等效熱路計算之前，必須通過實驗測得TEC在各典型工作狀態下3種性能參數的確切數值。

本文選用美國Marlow公司生產的NL1012T型TEC來裝配LED模組，該型TEC性能參數的測量裝置如圖1所示。考慮到測量過程中需保持QC為一系列定值，若此時使用LED為熱源，則熱源發熱功率必須由積分球同時測得電、光功率后才能確定，實驗裝置較為復雜，并且發熱功率易受結溫影響而難以恒定；而當熱源采用陶瓷電熱片時，熱源發熱功率僅與輸入電功率相等，且易于恒定控制。因此，選擇與LED燈珠封裝底座尺寸相近的陶瓷電熱片為模擬熱源，可大大簡化實驗裝置，降低操作難度，完全滿足測量精度要求。此外，為了保證TEC冷端的凈吸熱功率QC等于模擬熱源的發熱功率，本裝置在模擬熱源至控溫臺的各傳熱結構的界面上均涂覆高導熱性硅脂，以保證良好的熱接觸，并通過塑料螺釘將所有傳熱結構倒扣并緊固在一塊硬質隔熱材料的凹槽內，隔絕內部結構向環境的散熱途徑。

圖1 TEC性能參數的測量裝置示意圖

Fig.1 Schematics of experimental apparatus for TEC performance parameters

裝置中，模擬熱源與TEC由兩個直流電源分別供電。位于TEC兩側的銅均溫板都預先開設了能將熱電偶結球送入中心位置的探孔，并通過溫度記錄儀測得傳熱穩態下TEC冷端和熱端的表面溫度。通過該測量裝置，在保持TEC熱端溫度和模擬熱源的熱功率為定值的情況下，獲得了TEC熱端與冷端的穩態溫差隨其工作電流而變化的一系列散點數據，如圖2所示。

在數據處理時，將式(1)中(TH-TC)定義為因變量，而以QC和I為自變量，S、R和K則是未知常數。為確定這些常數，首先從TH為300.15 K和323.15 K的實驗測量結果中分別選取3個具有代表性的散點數據(圖2中已用“紅圈”標記)，并將其代入式(1)中而各自獲得一個三元方程組；通過求解各自的方程組，即可得到兩組S、R和K的數值；在對兩組數值取平均后，可作為后續回歸擬合的初值。本研究采用Origin軟件對測量的散點數據進行回歸擬合，當回歸過程收斂后，擬合曲線與實驗測量散點的吻合性良好(圖2)，獲得S、R和K的數值分別為：0.013 27 V/K、3.537 9 Ω和0.023 3 W/K。

圖2 在TH=300.15 K(a)和TH=323.15 K(b)的不同工作狀態下,TEC性能的實驗測量數據與回歸擬合曲線(代入式(1)的代表性數據已用“紅圈”標記)。

Fig.2 Experimental data and fitting curves by regression for TEC performance at different work status asTH=300.15 K(a) andTH=323.15 K(b) (The representative data marked by red circles will be substituted into Eq. (1))

3 等效熱路模型與計算方法

3.1 物理模型

為了對比有無TEC參與散熱的性能差異，針對是否裝配TEC的單顆LED燈具模組，分別建立了自然對流穩態散熱情況下對應的等效熱路模型，如圖3所示。兩種模組均采用單顆Cree公司產XLamp 7090XR-E型LED為光源，經紅外回流焊接在一塊鋁基電路板的焊盤表面，并把鋁基電路板和TEC一起(圖3(a))或僅將鋁基電路板(圖3(b))通過塑料螺栓緊固在鋁基散熱器的安裝表面，使用時的出光方向與重力方向相同。LED與鋁基電路板之間為高導熱性回流焊料，各緊固界面內均涂覆高導熱性硅脂，因此可忽略模組中的界面熱阻。TEC的冷面接觸鋁基電路板，熱面接觸散熱器安裝面。塑料螺栓的導熱性較差，可防止TEC熱面的熱量經螺栓回流至冷面。

圖3 裝配TEC(a)與未裝配TEC(b)的LED燈具模組結構及其散熱等效熱路示意圖

Fig.3 Schematic diagram of LED lamp structures and equivalent thermal circuits for the modules with TEC(a) and without TEC(b)

沿圖3所示的散熱路徑，可設置一系列節點溫度：LED結溫TJ、鋁基電路板上表面溫度TP、TEC冷端表面溫度TC、TEC熱端表面溫度TH(在未裝配TEC模組中，TH為散熱器安裝基座的表面溫度)、肋片根部溫度TB和環境溫度TA，本文采用的TA=303.15 K(即30 ℃)。每兩個相鄰的節點溫度之間，均存在一個分熱阻Rn(n=1,…,5)，所有分熱阻以串聯形式構成完整的等效熱路模型。如圖1(a)所示，在裝配TEC的LED模組中，TEC也屬于發熱元件，其自身的發熱功率QTEC將與LED發熱功率QC一同被傳遞至TEC的熱面，并且由于TEC的Peltier效應具備熱量的單向傳遞特性，因此熱路中TEC的分熱阻R3可以被表示為二極管形式[10]。

圖4 LED燈具模組的關鍵結構尺寸

Fig.4 Geometries of key structures in LED lamp module

LED模組的關鍵結構尺寸(見圖4)和材質為：電路板長(lP)×寬(wP)=0.019 m×0.016 m，由厚度δCu=70 μm的銅箔層、δD=30 μm的介電層和δAl=1.5 mm的鋁基層組成，各層的導熱系數分別為λCu=387.6 W/(m·K)、λD=0.7 W/(m·K)和λAl=205 W/(m·K)；散熱器安裝基座長(lB)×寬(wB)×厚(δB)=0.04 m×0.04 m×0.003 m，在實施肋片結構優化前，肋片高度hF=0.03 m，肋片間距sF=0.002 m，肋片厚度δF=0.002 m，肋片長度與基座寬度wB相同，肋片數目nF=9，散熱器導熱系數λH=205 W/(m·K)。

3.2 數學模型及其計算流程

圖3中每一個分熱阻Rn(n=1,…,5)均可參照熱電模擬關系式表示為：

(2)

式中，Tu和Td分別為沿散熱路徑的兩個相鄰的上、下游節點溫度，QX為流經此處的熱功率。依照式(2)形式，是否裝配TEC的LED模組總熱阻RT1和RT2則可分別表達成如下的分熱阻串聯公式：

RT1=R1+R2+R3+R4+R5=

(3)

RT2=R1+R2+R4+R5=

(4)

其中，本課題組的前期工作[21]已獲得該款LED在不同驅動電流IF下的發熱功率隨LED結溫而變化的測量數據，本文選取IF=0.2，0.3，0.4，0.5，0.6 mA條件下各自測量范圍內所得數據的平均值作為發熱功率，即：QC=0.493，0.775，1.077，1.387，1.714 W；而TEC的發熱功率QTEC可通過下式計算得到：

QTEC=SI(TH-TC)+I2R.

(5)

圖3中的各分熱阻除了能表達成式(2)形式以外，還可以是確定值或進一步表示成其他形式。例如，由LED產品說明書可知其封裝熱阻R1=8 K/W，且在工程應用時可忽略R1隨結溫的變化。TEC熱阻R3能進一步表示為式(6)形式：

(6)

其中，TC-TH是由式(1)變形得到。鋁基電路板傳導熱阻R2所包含的3層串聯傳導熱阻RCu、RD和RAl，以及散熱器基座傳導熱阻R4，均符合一維平板傳導熱阻的計算規律，可表示為：

R2=RCu+RD+RAl=

(8)

式(7)中，銅箔層的面積系數f=0.8，表明鋁基電路板覆蓋銅箔層的面積占比約為80%。散熱器肋片熱阻R5主要考慮所有肋片的兩側表面和基座裸露表面的自然對流散熱，表達式為：

(9)

式(9)中，肋片效率ηF可由式(10)計算得到：

式(9)和式(10)中的對流換熱系數α則需要通過無量綱方程式計算得到。針對基座水平放置且上方排列板狀肋片的鋁基散熱器，Leung和Probert在完成大量自然對流散熱實驗的基礎上，提出了誤差較小的無量綱方程[22]：

其中包含3個無量綱數，即：以肋片間距為特征尺寸的努塞爾數Nus、修正后的格拉曉夫數Gr′和普朗特數Pr=v/a。其中，Gr′可由下式定義：

(12)

雖然后續經其他研究團隊[23-24]的對比檢驗表明，該無量綱方程對于某些特殊的散熱器結構存在較明顯的計算誤差，但針對誤差要求并不高的散熱工程設計而言，其對基座水平放置的各種散熱器結構仍具有更加廣泛且良好的適用性[25]。

在式(11)和式(12)的計算中，可將已知的物理參數及重力加速度g直接代入，但涉及空氣物性的膨脹系數β、運動黏度ν、熱擴散系數a以及導熱系數λA，則通常需要定性溫度TD=(TB+TA)/2手工查閱空氣物性表來確定。為方便在Matlab程序中編入公式以實現快速計算，本文把在常用溫度范圍(273.15～373.15 K)內的空氣物性參數與定性溫度的關系擬合成二階多項式方程(式(13)～(16))，其計算的最大誤差小于±1%。

β=3.66×10-3-1.25×10-5×(TD-273.15)+

2.72×10-8×(TD-273.15)2，

(13)

ν=1.33×10-5+8.92×10-8×(TD-273.15)+

9.99×10-11×(TD-273.15)2，

(14)

a=1.88×10-5+1.27×10-7×(TD-273.15)+

2.04×10-10×(TD-273.15)2，

(15)

λA=2.438×10-2+7.75×10-5×(TD-273.15)-

8.16×10-9×(TD-273.15)2.

(16)

式(3)中TEC熱端下游包含了TEC的發熱功率，考慮該部分熱功率是等效熱路計算時保證能量守恒的必然條件。然而在LED工程設計中，則主要關注LED本身發熱功率的散熱熱阻，因此當迭代計算收斂后，需要再次參照熱電模擬關系式獲得以下等效熱阻表達式：

(17)

(18)

(19)

其中，RT3為有TEC的LED模組的等效總熱阻，R6是以TEC熱面為界的上游等效熱阻，R7則為下游等效熱阻，并且RT3=R6+R7。

按照圖5所示的計算流程，將上述所有計算式以及物理參數、工作條件等內容在Matlab中進行編程，能夠快速完成等效熱路計算，獲得用于散熱設計分析及結構優化的各種參數數據。針對裝配TEC的LED模組，要遵循所有實線箭頭標注的流程步驟實施計算；而無TEC的情況，則在遇到虛線箭頭標注時需進行步驟調整，其余步驟仍遵循實線箭頭標注的流程完成計算。

圖5 等效熱路計算流程圖

4 結果與討論

4.1 優化前結構的散熱性能分析

針對圖4定義的優化前的散熱結構，在不同的LED發熱功率QC下計算獲得TEC熱面的上游等效熱阻R6和下游等效熱阻R7隨TEC工作電流I的變化曲線，如圖6所示。由圖6(a)可見，在每一恒定QC下，R6均隨I的增加而降低。這是因為R6中除了包含僅受結構影響而為定值的封裝熱阻R1和鋁基電路板傳導熱阻R2以外，還有以I為變量的TEC熱阻R3；從式(6)中可以看出，R3將隨I呈現開口向上的拋物線型變化；由于拋物線R3的頂點位于本研究范圍的右側，因此使R6隨I呈現單調遞減的變化。由圖6(a)還可以看出，隨I的逐漸增大，R6均由正值變為負值。這是由于當I較小時，TEC的Peltier效應較弱，而焦耳發熱效應和熱傳導效應相對占優，使冷端溫度TC高于熱端溫度TH，R6為正值；當I足夠大而使Peltier效應增強到占絕對優勢時，冷端溫度TC明顯低于熱端溫度TH，會使R6轉向負值。此外，圖6(a)表明在I相同時，QC越高則R6越大，即TEC的冷熱端溫差(TC-TH)會隨LED發熱功率的提高而更加快速地增大，因此當TEC工作電流恒定時，提高LED的熱功率會增加TEC的負擔，從而降低LED模組的散熱效果。

由圖6(b)可見，當I=0 A(即QTEC=0 W)時，R7隨QC的提高而減小。這是因為R7中除包含僅受結構影響而為定值的散熱器基座傳導熱阻R4以外，還有與定性溫度相關的散熱器肋片熱阻R5；當QC提高時，肋片根部相對于環境的溫升和定性溫度均會有所增加，通過一系列空氣物性參數和無量綱數的計算，最終表現為自然對流換熱系數的增大[23,26]，從而使R7的數值相應減小。由圖6(b)還可以看出，隨I的增大，每一恒定QC對應的R7均呈現開口向上的拋物線型變化。這是因為式(19)中的TH主要受TEC發熱功率QTEC的影響，QTEC數值越大，則散熱器需要散走的總熱功率也越多，TH則會相應增加；由式(5)可知，QTEC隨I恰恰符合開口向上的拋物線型變化，且其頂點橫坐標會因TH-TC的具體差值而出現細微變化；本研究范圍內R7的頂點橫坐標約在0.023～0.076 A，該數值會隨QC的提高而呈現略微增大的趨勢。

如前所述，含TEC的LED模組等效總熱阻RT3為圖6中R6和R7之和，由于R6和R7在本研究范圍內的變化趨勢大致相反，因此在每一恒定QC下RT3隨I的變化均會出現一個最小值，且隨QC的提高，該最小值逐漸增大，每一個最小值對應的I即為特定LED熱功率下TEC的最佳工作電流Iopt。在此，將所有最小值的連線定義為Iopt輪廓線，如圖7(a)所示。為了直觀展現安裝TEC的散熱效果，在圖7(b)中提供了LED結溫TJ隨I的變化趨勢，其中同樣出現了最小值，且TJ最小值隨QC的變化趨勢以及TJ最小值對應的Iopt數值，均與圖7(a)中RT3的情況相同。在本研究范圍內，Iopt輪廓線約在0.55～0.71 A變化，且Iopt值隨QC的提高而增大。此外，圖7(a)中給出了各恒定QC下有無TEC的LED模組總熱阻的交點數據，圖7(b)中則對應提供了有無TEC的LED結溫的交點數據，并勾勒出各自的交點輪廓線。可以看出，在調節QC時，無TEC的LED模組的散熱性能將沿交點輪廓線變化；在交點輪廓線以上區域中，有TEC的LED模組總熱阻和LED結溫均高于無TEC情況，只有處于交點輪廓線以下的區域，才是安裝TEC后真正提高LED模組散熱性能的情況；隨QC的提高，交點輪廓線下可調節的電流范圍逐漸變窄，且當QC為1.714 W時已不再適合安裝TEC。此外，Iopt輪廓線將交點輪廓線以下區域分為左右兩部分，雖然通過I的調節，左右兩側均可獲得相同的散熱性能，但相比而言，左側部分的TEC功耗較小，更能滿足LED整燈的節能需求，并且沿Iopt輪廓線調節還可獲得最佳的散熱性能，因此在TEC工作狀態控制時，應將電流I調節在左側的合理工作區域內。本研究中，優化前結構在QC為0.493 W時獲得了-0.54 W/K的最小熱阻，對應的最小結溫略低于30 ℃的環境溫度，為29.73 ℃，因此裝配TEC的LED模組在較低QC下，能表現出無TEC的常規散熱方法所不能比擬的性能優勢。

圖6 優化前結構在LED不同發熱功率情況下TEC熱面上游(a)和下游(b)等效熱阻隨TEC工作電流的變化

Fig.6 Influence of TEC drive current on upstream(a) and downstream(b) equivalent thermal resistances at different heat powers of LED for un-optimized module

圖7 優化前結構在LED不同發熱功率下總熱阻(a)和LED結溫(b)隨TEC工作電流的變化

Fig.7 Influence of TEC drive current on total thermal resistances(a) and junction temperatures(b) at different heat powers of LED for un-optimized module

4.2 散熱器肋片的結構優化與散熱性能的對比分析

若要使LED發熱功率為1.714 W的情況也適合安裝TEC，則需進一步提升LED模組的散熱性能，而優化散熱器的肋片結構是達到該設計目標的主要方式。本文以LED結溫TJ和散熱器肋片重量MF為待優化雙目標函數，并采用本課題組前期發表文獻[27]中的遺傳算法，對優化前散熱器的肋片高度hF、肋片間距sF和肋片厚度δF實施有約束的雙目標優化處理，在約束范圍分別為10 mm≤hF≤50 mm、1 mm≤sF≤6 mm、0.8 mm≤δF≤4 mm的情況下，獲得了工作條件為QC=0.493 W且I=0.55 A的50個Pareto最優解，如圖8所示。可以看出，與優化前結構相比，絕大多數的Pareto最優解實現了TJ和MF同時降低。為方便對比優化前后的散熱性能差異，必須選擇某個特定Pareto最優解。在此，假設本約束范圍和工作條件下需滿足TJ≤17 ℃的設計要求，即圖8中虛線應為TJ的優化上限，而滿足該要求且MF值最小的Pareto最優解隨即可被選定為最佳結構，見圖8中的箭頭標注。選定的Pareto最優解為：TJ=16.95 ℃、MF=15.05 g，而對應的最佳肋片結構分別為：hF=27.7 mm、sF=5.7 mm、δF=0.8 mm。

針對優化后的最佳肋片結構，重新計算得到不同QC下RT3和TJ分別隨I的變化曲線，見圖9。可以看出，圖9具有與圖7類似的變化趨勢，但在QC和I相同的工作條件下，由于優化后結構的散熱能力有所增強，使圖9中的數據均有所減小；在I>0.2 A后，隨I的增大，相同QC下圖9數據相對于圖7的減小程度也越大，從而使Iopt輪廓線向大電流處整體偏移，最終處于0.68～0.84 A。此外，當QC為0.493 W時，優化后結構獲得了遠低于環境溫度的結溫15.66 ℃，表現出更加優異的散熱性能；并且有無TEC安裝時散熱性能的交點輪廓線已觸及QC為1.714 W的情況，表明優化后的LED模組適合安裝TEC。

圖8 雙目標優化前后的結果對比

Fig.8 Comparison of the results before and after two-objective optimization

圖9 優化后結構在LED不同發熱功率下總熱阻(a)和LED結溫(b)隨TEC工作電流的變化

Fig.9 Influence of TEC drive current on total thermal resistances(a) and junction temperatures(b) at different heat powers of LED for optimized module

為方便對比肋片結構優化前后TEC散熱能力的差異，在圖10中以QC為縱坐標展示了有無TEC安裝時散熱性能的交點輪廓線和Iopt輪廓線，由這兩種輪廓線所包圍的范圍同樣為TEC的合理工作區域。可以看出，優化后結構的TEC合理工作區明顯增大，主要體現在：當LED熱功率相同時，優化后的TEC工作電流可合理調節的范圍明顯擴大，尤其是在大電流處擴大的程度更加明顯；當TEC工作電流相同時，優化后的LED模組能夠滿足更高功率的散熱需求。因此，對LED模組中散熱器的肋片進行必要的結構優化，能更好地發揮TEC的散熱特性，擴大其合理工作區域，從而獲得更顯著的散熱效果，提高LED的光電性能和壽命。

圖10 肋片結構優化前后同一款TEC散熱能力的對比

Fig.10 Comparison of cooling capacity between un-optimized and optimized fin structures using the same TEC

5 結 論

在自建的測量裝置中，以模擬熱源代替LED測量了TEC熱端與冷端的穩態溫差隨TEC工作電流的變化數據，并通過吻合性良好的回歸擬合獲得了TEC的關鍵性能參數。在此基礎上，建立了有無TEC裝配的LED燈具模組在自然對流散熱情況下的等效熱路模型，并基于等效熱路計算法為熱路中的各個熱阻提供了能合理表達其傳熱性能的數學公式，進而遵照本文規定的計算流程，可在Matlab軟件中快速完成熱路計算，獲得各種散熱性能數據。針對優化前結構的結果分析表明：隨TEC工作電流的增加，TEC熱面的上游等效熱阻單調遞減，而下游等效熱阻則大致相反，使LED的等效總熱阻和結溫均存在一個最小值；該最小值會隨LED熱功率的提高而逐漸增大，且每一最小值對應的TEC最佳工作電流Iopt也隨之增加；建議在TEC工作狀態控制時，應將TEC電流調節在有無TEC安裝時散熱性能的交點輪廓線和Iopt輪廓線包圍的左側合理工作區域內。最后，通過遺傳算法對散熱器的肋片結構完成LED結溫和肋片重量的雙目標優化處理，并由最佳肋片結構重新計算結果，經對比分析表明：優化后結構的散熱性能隨TEC工作電流的變化趨勢與優化前結構類似，但總熱阻和結溫均明顯減小；當LED為0.493 W時的最小結溫由優化前結構的略低于30 ℃環境溫度進一步降至15.66 ℃，表現出常規方法所不能比擬的更加優異的散熱性能；TEC的合理工作區明顯增大，使其工作電流具有更大的可調范圍，且能夠滿足LED更高功率的散熱需求。

值得注意的是，本文針對單顆LED裝配一款TEC的小型燈具模組提供的等效熱路建模設計及其散熱性能的分析優化方法，同樣適用于多顆LED陣列裝配其他型號TEC的大型燈具設計，能為工程人員在TEC選型、最佳參數確定和結構優化等方面提供快速、合理、可靠的完整設計方案。

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張建新(1979-)，男，河北石家莊人，博士，副教授，2008年于河北工業大學獲得博士學位，主要從事大功率LED芯片封裝及照明系統散熱技術、半導體薄膜功能材料與器件等方面的研究。

E-mail： zhangjianxin@tjpu.edu.cn