Amélioration thermique des systèmes de refroidissement LED utilisant des vannes Tesla passives pour la convection induite par la turbulence

Résumé

Ce travail présente un protocole expérimental pour évaluer le comportement thermique des LED Chip-on-Board (COB) à haute puissance à l’aide de la thermographie infrarouge. Un dispositif compact de refroidissement par convection forcée a été testé sous puissance et flux d’air variables, démontrant une dissipation efficace de la chaleur et des températures de jonction sûres pour des applications compactes telles que l’éclairage intelligent et l’électronique embarquée.

Résumé

Cette étude présente une méthodologie expérimentale pour évaluer le comportement thermique des diodes électroluminescentes (LED) Chip-On-Board (COB) à haute puissance en utilisant la thermographie infrarouge, intégrée à un nouveau dispositif compact de refroidissement par convection forcée. La performance thermique a été évaluée selon des apports de puissance et débits variables, révélant la capacité du système à maintenir les températures des jonctions LED en dessous des seuils critiques. L’imagerie thermographique a permis l’analyse spatiale de la température de la surface des LED sous des régimes de convection naturelle et forcée. Le dispositif de refroidissement proposé a été spécifiquement conçu pour une intégration compacte, avec une configuration d’entrée/sortie radiale qui minimise l’espace tout en maximisant l’efficacité de la dissipation de la chaleur. Les résultats de la simulation générés ont été validés par rapport aux données expérimentales, garantissant la fiabilité de l’approche de refroidissement proposée. Ce travail démontre une méthode réalisable et reproductible pour la caractérisation de la gestion thermique dans les applications d’éclairage à semi-conducteurs, offrant une solution évolutive pour l’intégration dans des environnements confinés, tels que les luminaires LED, les systèmes d’éclairage intelligent ou les modules électroniques embarqués.

Introduction

La demande croissante pour des solutions d’éclairage haute puissance a propulsé les diodes électrolumineuses (LED) à puce intégrée (COB) à la pointe des technologies modernes d’illumination. Les LED COB, caractérisées par plusieurs puces LED montées directement sur un substrat thermiquement conducteur, offrent une efficacité lumineuse supérieure et une compacité. Cependant, leur forte densité de puissance et leur format compact posent d’importants défis à la gestion thermique. Une dissipation efficace de la chaleur est primordiale pour maintenir les performances, la fiabilité et la longévité de ces^{dispositifs 1}.

Dans les LED COB, une part importante de l’énergie électrique est convertie en chaleur plutôt qu’en lumière, ce qui nécessite des stratégies efficaces de gestion thermique pour prévenir la dégradation des performances et assurer la longévité de^{l’appareil 2}. Les méthodes traditionnelles de refroidissement passif, telles que les dissipateurs thermiques et les matériaux d’interface thermique, échouent souvent à dissiper la chaleur intense générée par les LED COB^{à haute puissance 3}. Par conséquent, il existe un besoin pressant de solutions de refroidissement innovantes capables de gérer efficacement les charges thermiques sans compromettre la compacité et l’efficacité des systèmes d’éclairage.

La qualité des luminaires LED est composée de différents paramètres : indice de rendu des couleurs (CRI⁾⁴, flux lumineux, température et couleur et durée de vie. Les paramètres mentionnés sont sensibles à la chaleur ; certains travaux ont rapporté que le flux lumineux diminue sa valeur de 0,108 lm par degré^{Celsius 5}. Abdelmlek et ^al.6 montrent une corrélation qui estime la durée de vie des LED COB en fonction de la température, qui implique la jonction thermique de la LED. Les avancées récentes en microélectronique ont conduit à une augmentation continue des fréquences d’exploitation des dispositifs et à une miniaturisation progressive des composants électroniques. Ces tendances entraînent des densités de puissance et des flux de chaleur nettement plus élevés qui remettent en cause les stratégies conventionnelles de gestion^{thermique 7,8}. De telles charges thermiques, si elles ne sont pas suffisamment gérées, peuvent gravement dégrader la fiabilité et les performances de l’appareil.

Pour améliorer la dissipation de chaleur sur les LED COB, certains chercheurs ont conçu des dissipateurs thermiques avec des géométries et configurations particulières permettant d’améliorer le transfert de chaleur de la LED vers l’ambiant via la convection^libre 9,10,11,12,13,14. Ce type de dissipateurs thermiques est une option efficace pour réduire la consommation d’énergie pendant leur fonctionnement, mais la quantité de chaleur est limitée par la surface de la surface, augmentant leur taille si la quantité de chaleur augmente, ce qui donne des dispositifs plus grands si des flux de chaleur élevés sont impliqués. Les LED chip-onboard (COB) à haute puissance combinent plusieurs puces sur un substrat compact, permettant une forte efficacité lumineuse tout en générant des densités de flux thermique significatives qui menacent la fiabilité des dispositifs. Une gestion thermique efficace est donc essentielle pour maintenir les températures de jonction en dessous des limites critiques. Traditionnellement, des approches passives telles que les dissipateurs de chaleur à ailerons et la convection naturelle ont été employées ; cependant, leurs performances sont limitées par une surface limitée et des coefficients convectifs relativement faibles réalisables sous écoulement par flottabilité. Pour surmonter ces limitations, des solutions actives, notamment les dissipateurs à air forcé, les conduites thermiques, le refroidissement par pulvérisation et les microcanaux refroidis par liquide, ont été largement étudiées, offrant des résistances thermiques plus faibles et des distributions de température plus uniformes. S’appuyant sur cette progression, notre travail explore une stratégie alternative : intégrer des microcanaux améliorés par des valves Tesla sous forme de plaque froide compacte. Cette conception exploite la diodicité passive et les propriétés de mélange des écoulements des géométries de Tesla pour intensifier la convection locale tout en évitant le besoin de pièces mobiles ou de collecteurs complexes, comblant ainsi l’écart entre les microcanaux conventionnels et les systèmes de refroidissement actif plus complexes.

Pour gérer les flux de chaleur élevés dans ces applications, les systèmes de refroidissement liquide sont une bonne option car ils peuvent augmenter le coefficient de transfert de chaleur et améliorer le transfert de chaleur dans des espaces plus réducteurs que les systèmes de refroidissement passif. Certaines études rapportent l’utilisation de fluide de refroidissement liquide, comme des plaques froides avec différentes configurations^{de canaux 15, 16, 17, 18}.

Une approche prometteuse consiste à intégrer des dissipateurs de chaleur à microcanaux, qui améliorent le transfert de chaleur en augmentant la surface en contact avec le milieu de refroidissement. Parmi les différentes conceptions de microcanaux, la valve Tesla — un dispositif passif sans pièces mobiles — a attiré l’attention pour sa capacité à contrôler le flux de fluide directionnellement, optimisant ainsi le transfert de chaleur et minimisant le reflux. La géométrie unique des vannes Tesla facilite un écoulement unidirectionnel, ce qui peut être avantageux dans les applications de gestion thermique en favorisant une circulation efficace du liquide de refroidissement et en améliorant la dissipation globale de la chaleur. Afin d’augmenter le coefficient de transfert de chaleur, les chercheurs ont inclus des géométries perturbant les lignes de trajet du fluide. La valve de Tesla est une configuration géométrique de canaux qui permet au fluide d’aller dans une seule direction ; Il fonctionne comme une vanne diodique (valve unidirectionnelle). Lorsqu’un écoulement est introduit dans la direction opposée, la pression et la turbulence à l’intérieur du système augmentent notablement. Certains travaux utilisent la vanne de Tesla pour augmenter la turbulence, conséquence de l’augmentation du coefficient de transfert de chaleur. Certains chercheurs ont utilisé des modèles paramétriques pour déterminer les schémas d’écoulement des fluides dans les vannes Tesla destinés à servir de système de^{refroidissement 19,20}. L’application la plus courante de la vanne Tesla dans le système de refroidissement se fait à travers les plaques^{froides 21, 22, 23}. Par exemple, des recherches ont montré que l’intégration de structures de vannes Tesla dans les dissipateurs de chaleur à microcanaux peut améliorer la performance thermique en favorisant un écoulement turbulent et en augmentant le coefficient de transfert de chaleur^{convectif 24}. Ces résultats suggèrent que les dissipateurs de chaleur à microcanaux à vannes Tesla pourraient constituer une solution viable pour gérer les défis thermiques liés aux LED COB à haute puissance.

Plusieurs études ont porté sur la gestion thermique des LED COB à haute puissance grâce à des techniques de refroidissement à base de liquide. Par exemple, les approches d’impingement par jet et de refroidissement par pulvérisation ont démontré des coefficients de transfert de chaleur de l’ordre de 104-105 W·^m-2· ^K-1, maintenant effectivement des températures de jonction en dessous du seuil critique de 120 °C avec une puissance de pompage relativement^{faible de 25,26}. De même, les plaques froides à microcanaux fabriquées sous des réseaux COB ont atteint des résistances thermiques aussi basses que 0,019 °C/W lorsque l’eau circule à des vitesses modérées, mettant en lumière le fort potentiel de miniaturisation des canaux pour améliorer l’efficacité du^{refroidissement 27,28}. D’autres stratégies incluent les dissipateurs thermiques²⁹ améliorés par ferrofluide et les modules compacts à tuyaux thermiques conçus autour des boîtiers^{COB 30}, qui démontrent tous deux une meilleure propagation thermique et une résistance thermique réduite par rapport aux puits conventionnels en métal solide.

Comparé à ces approches, la plaque de refroidissement proposée à base de soupapes Tesla introduit un mécanisme passif novateur qui améliore le mélange et la génération de turbulences sans avoir besoin de pièces mobiles ou de collecteurs complexes. Bien que les vannes Tesla aient été étudiées en électronique et dans les systèmes énergétiques pour leurs capacités de diodicité et de contrôle^{du débit 31}, leur application au refroidissement des LED COB n’a pas été largement rapportée dans la littérature. Ce travail apporte donc une contribution originale en adaptant les réseaux de débit à vannes Tesla aux besoins spécifiques de la gestion thermique des LED. Nos résultats indiquent que, sous convection forcée, la plaque à soupapes Tesla permet d’obtenir des réductions concurrentielles de température de surface par rapport aux stratégies établies de refroidissement liquide, avec l’avantage supplémentaire d’une géométrie simplifiée et d’une robustesse face aux bouchons ou aux pannes mécaniques.

Dans cette étude, nous étudions l’efficacité d’un dissipateur de chaleur à microcanaux en aluminium usiné CNC incorporant des structures de vannes Tesla pour la gestion thermique d’une LED COB de 30 W. La conception vise à exploiter le contrôle directionnel du débit des vannes Tesla pour améliorer la circulation du liquide de refroidissement et la dissipation de la chaleur. En réalisant des évaluations expérimentales, nous évaluons la performance thermique du système de refroidissement proposé, en analysant des paramètres tels que la distribution de température, la résistance thermique et l’efficacité globale du refroidissement. Les résultats de cette recherche pourraient orienter le développement de solutions avancées de refroidissement passif pour des applications LED à haute puissance, contribuant à l’optimisation des stratégies de gestion thermique dans les dispositifs électroniques compacts. Le défi de ce projet était la mise en œuvre de la vanne Tesla sur un dissipateur thermique existant. Avec cette configuration, la puissance dissipée est importante, permettant l’utilisation d’appareils à haute puissance dans un système de refroidissement compact.

La figure 1 présente une représentation schématique de la méthodologie suivie dans cette étude. Le processus commence par la création géométrique du dispositif de refroidissement LED à l’aide d’un logiciel CAO. La géométrie est ensuite importée dans le solveur CFD (OpenFOAM/ANSYS Fluent), où la génération de maillage et les conditions aux limites sont appliquées pour effectuer les simulations thermiques du fluide. Parallèlement, le dispositif expérimental est mis en œuvre, incluant des thermocouples et une caméra infrarouge pour les mesures de température. Enfin, les résultats de la simulation sont validés par rapport aux données expérimentales, garantissant la fiabilité de l’approche de refroidissement proposée.

Figure 1 : Schéma du flux de travail expérimental : (1) création de géométrie, (2) simulations CFD, (3) fabrication pour le prototype, (4) mesures thermiques, et (5) validation. Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figurine.

Protocole

Géométrie du dispositif de refroidissement
Le but du projet est de maintenir une LED COB de 50 W à une température autorisée avec la mise en œuvre de la vanne Tesla. Le COB utilisé comme source de chaleur est montré à la Figure 2A, tandis que la Figure 2B montre 50 puces sous puce activées, indiquant que chaque puce a 1 W de puissance.

Figure 2 : COB LED et nombre de puces puces mobiles. (A) COB LED utilisé dans l’expérience (B) Démonstration du nombre de puces utilisées. Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figurine.

Dans la littérature, certaines vannes Tesla auraient été équipées d’une source de chaleur montée au-dessus des dispositifs contenant la vanne Tesla ; ainsi, dans cet article, la LED fait partie de l’appareil car elle est placée sur les canaux de la valve Tesla en contact direct avec le fluide de refroidissement afin d’améliorer le transfert de chaleur de la LED vers le fluide, minimisant ainsi la résistance thermique. La figure 3A montre la géométrie de l’appareil. Sur la surface supérieure avec la transparence, l’endroit où la LED est placée est affiché. En revanche, la figure 3B montre l’assemblage proposé pour le dispositif de refroidissement.

Figure 3 : Géométrie et l’assemblage proposé du dispositif de refroidissement. (A) Le dispositif de refroidissement proposait de montrer les canaux de la valve Tesla. (B) Dispositif de refroidissement proposé assemblé. Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figurine.

Dans le but de placer la LED en contact direct avec le fluide, l’entrée et la sortie du fluide ont été conçues au-dessus de la surface, comme montré à la Figure 4A. Le fluide est conduit de la pompe vers les canaux Tesla via la borne d’entrée. Ensuite, le fluide remplit la chambre d’admission, et il est dirigé vers les canaux avec les canaux d’entrée illustrés à la Figure 4B. À la Figure 4B, la vue de surface ci-dessus montre les chambres de fluide de l’appareil sans aucune connexion, y compris le couvercle supérieur.

Figure 4 : Vue isométrique derrière l’appareil. (A) Vue isométrique du dispositif de refroidissement au-dessus de la surface. (B) Chambres de fluides de l’appareil. Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figurine.

Matériaux et accessoires
Les matériaux et accessoires utilisés dans l’expérience sont présentés dans le Tableau 1. Une barre plate en aluminium était utilisée pour meuler les canaux Tesla avec une machine CNC. L’aluminium a été choisi en raison de son équilibre entre conductivité thermique et coût. De plus, l’usinage de l’aluminium est plus facile et plus rapide que d’autres composants, comme l’acier ou des matériaux plus durs. Le couvercle supérieur illustré à la Figure 4A a également été conçu en aluminium. Les bornes d’entrée et de sortie sont fabriquées en laiton et sont reliées par des trous filetés sur le couvercle supérieur. Le noyau métallique COB était fabriqué en alliage d’aluminium pour améliorer le transfert de chaleur.

Article	Matériel	Conductivité thermique w/m 2κ
Barreau plat	Aluminium	160
Metal-Core	Aluminium	160
Couverture supérieure	Aluminium	160
Accessoires pneumatiques	Laiton	110

Tableau 1 : Accessoires et matériaux utilisés dans le prototype fabriqué.

L’eau était utilisée comme fluide de travail en raison de sa grande capacité thermique spécifique et de sa large disponibilité ; De plus, en raison du faible risque de générer des flammes et de toxicité nulle. Le débit à travers le canal était entraîné par une pompe, caractérisée pour déterminer le débit en fonction de la tension.

Conditions aux limites
Le débit de la pompe a été caractérisé pour déterminer la condition aux limites d’entrée dans le système. La condition aux limites d’entrée est définie par une vitesse d’entrée calculée avec le débit et la section transversale de l’entrée. Le comportement du débit de la pompe est présenté à la Figure 5.

Figure 5 : Débit de la pompe et vitesse d’entrée. Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figure.

La figure 5 montre la relation entre la tension appliquée et deux paramètres hydrauliques clés : le débit volumétrique moyen et la vitesse moyenne du fluide. Chaque point de données représente la valeur moyenne calculée à partir de cinq mesures indépendantes par niveau de tension, assurant une interprétation statistiquement robuste.

Tendance du débit volumique
Une tendance à la hausse nette est observée dans le débit moyen à mesure que la tension augmente. Au niveau de tension le plus bas (4 V), le débit moyen est d’environ 1,63 × ^{10-5 m 3}/s, tandis qu’à 12 V, il monte à près de 3,49 × 10-5^{m 3}/s, ce qui représente une augmentation de 110 % de plus. Ce comportement peut être attribué à l’influence de la tension sur l’actionneur électromécanique qui alimente le débit.

À mesure que la tension augmente, la vitesse de l’actionneur augmente, augmentant ainsi le volume déplacé par unité de temps.

Comportement de la vitesse moyenne
La vitesse du fluide suit une tendance croissante similaire, ce qui est cohérent avec la relation fondamentale entre débit et vitesse :

Q = A • v (1)

où A est la section transversale du conduit et v la vitesse moyenne. Puisque l’aire reste constante, les variations de Q se traduisent directement par des variations proportionnelles en v. Dans cette expérience, la vitesse moyenne est passée d’environ 6,5 ×^10-3 m·^s-1 (à 4 V) à 1,41 ×^10-2 m·^s-1 (à 12 V)

Comparaison entre courbes
Les courbes de débit et de vitesse présentent toutes deux une relation presque linéaire avec la tension. Des non-linéarités mineures peuvent être présentes et peuvent être attribuées à des facteurs tels que des instabilités transitoires dans l’alimentation, de petites variations du temps de réponse du capteur, ainsi que des pertes de friction interne ou de charge à des régimes de débit plus élevés. Bien que ces effets ne soient pas significatifs dans le cadre de l’étude actuelle, ils pourraient être explorés davantage en utilisant la régression non linéaire ou la modélisation des systèmes dynamiques dans de futurs travaux.

Implications pratiques
D’un point de vue ingénierie, le graphique fournit une corrélation utile entre un paramètre de contrôle accessible (tension) et des variables critiques de débit. Cela est particulièrement pertinent pour les applications en microfluidique, dosage de précision, systèmes de refroidissement par convection forcée ou structures d’écoulement basées sur des éléments passifs tels que les vannes de Tesla. Le comportement monotone et prévisible du débit permet également un calibrage précis du système, garantissant la stabilité opérationnelle et la répétabilité dans des configurations expérimentales ou automatisées.

Modèle mathématique de la dynamique des fluides dans une vanne de Tesla
La dynamique des fluides interne du dispositif de refroidissement n’est pas clairement comprise d’un point de vue physique. Par conséquent, une simulation de dynamique des fluides (CFD) a été réalisée pour analyser le comportement de l’écoulement, visualiser la turbulence améliorant le coefficient de transfert de chaleur et identifier les zones de fluides stagnants pouvant être optimisées dans les canaux de la valve Tesla.

Pour simuler le comportement d’écoulement du fluide à l’intérieur de la vanne de Tesla, nous utilisons les équations de Navier-Stokes moyennes de Reynolds en conjonction avec le modèle standard de turbulence K-epsilon. Cette approche offre un équilibre entre le coût computationnel et la précision pour capturer les effets de turbulence dans les passages d’écoulement internes avec la recirculation et les tourbillons anisotropes, comme on l’observe généralement dans les vannes de Tesla.

Équations gouvernantes
Le fluide utilisé est de l’eau, considérée comme incompressible et newtonienne, et l’écoulement est supposé être à l’état stationnaire. Les équations gouvernantes sont les suivantes :

  (2)

où  est le vecteur vitesse moyenné dans le temps.

     (3)

où:

ρ [kg/^{m 3}] est la densité du fluide,
p [Pa] est la pression,
μ [Pa • s] est la viscosité dynamique,
μ_t [Pa • s] est la viscosité turbulente du tourbillon, définie comme :

     (4)

L’énergie cinétique de turbulence k et son taux de dissipation ε sont régis par les équations de transport suivantes :

Énergie cinétique turbulente (k) :

     (5)

Taux de dissipation turbulente (ε) :

   (6)

Ici:

k [^{m 2}/^{s 2}] est l’énergie cinétique de turbulence,
ε [m²/^{s 3}] est le taux de dissipation de la turbulence,
P_k [kg/(m •^{s 3})] est la production d’énergie cinétique de turbulence, définie comme suit :

   (7)

σ_k et σ_ε sont respectivement les nombres de Prandtl turbulents pour k et ε,

C_μ, C_1ε et C_2ε sont des constantes empiriques.

Les constantes utilisées dans le modèle standard k - ε sont :
C_μ = 0,09, (calibré pour les couches de cisaillement et la turbulence en flux libre)
σ_k = 1,00, (assure une diffusion réaliste de k)
σ_ε = 1,30, (contrôle la diffusion de ε)
C_1ε = 1,44, (équilibre production et destruction de ε)
C_2ε = 1,92. (assure un bon taux de dissipation d’énergie)

Ces valeurs proviennent de la validation expérimentale dans des écoulements turbulents de la couche limite et ont été largement utilisées dans des applications d’ingénierie avec une précision^fiable 32,33,34,35.

La vanne de Tesla présente des conditions d’écoulement interne caractérisées par la séparation de la couche limite, les zones de recirculation et la résistance directionnelle. Ces phénomènes sont intrinsèquement turbulents, et les approches de simulation numérique directe (DNS) ou de simulation de grand tourbillon (LES) sont computationnellement prohibitives pour les conceptions pratiques.

Le modèle k-ε est destiné à cette étude car il fournit des prédictions fiables du champ moyen d’écoulement et des grandeurs de turbulence dans les écoulements internes à haut nombre de Reynolds. Il capture efficacement les effets de turbulence anisotrope induits par les canaux de rotation et les zones de stagnation de la vanne de Tesla, assurant une représentation précise du comportement complexe de l’écoulement. De plus, ce modèle est robuste et a été largement validé dans des applications d’ingénierie impliquant l’impingement par jet, la séparation des flux et les écoulements complexes à paroi.

Dans ce travail, les conditions aux limites incluent un profil de vitesse d’entrée turbulent entièrement développé, des parois antidérapantes et une sortie sous pression. Le domaine de simulation correspond à une géométrie de vanne Tesla à plusieurs étapes, qui est maillée à l’aide d’une grille hybride structurée-non structurée avec un raffinement de la couche limite pour résoudre les effets proches du mur en utilisant des fonctions murales appropriées.

Conditions aux limites et discussion
Pour garantir une simulation réaliste de l’écoulement dans la géométrie de la vanne Tesla, des conditions aux limites appropriées ont été définies pour toutes les variables pertinentes : vitesse, pression, énergie cinétique turbulente (k) et taux de dissipation turbulente (ε). Les conditions suivantes furent imposées :

Entrée d’entrée (entrée de vitesse) :

Un profil de vitesse uniforme était prescrit à l’entrée, en supposant un écoulement entièrement développé, incompressible et turbulent. Les quantités turbulentes k et ε ont été initialisées en fonction de l’intensité de turbulence I et du diamètre hydraulique D_h, en utilisant les relations empiriques correspondantes.

(8)

Cette approche assure la cohérence avec les modèles empiriques de génération de turbulence et préserve la compatibilité avec la formulation standard k-ε.

Sortie (sortie sous pression) :
Une pression statique fixe (généralement un jauge de 0 Pa) était réglée à la sortie pour permettre un débit complet développé. Des conditions de gradient nul (Neumann) ont été appliquées à toutes les variables transportées (vitesse, k et ε) afin d’éviter les effets artificiels de reflux et d’assurer une stabilité numérique à la frontière du domaine.

Murs (condition antidérapante) :
La vitesse à toutes les frontières solides était réglée à zéro, appliquant la condition de non-dérapage. Pour la modélisation de la turbulence, des fonctions murales standard étaient utilisées pour représenter le comportement près du mur. L’énergie cinétique turbulente (k) était réglée à zéro au mur, tandis que le taux de dissipation (ε) était calculé à l’aide d’approximations standard de la fonction murale dérivées de la loi du mur. Ces fonctions éliminent le besoin de résoudre la sous-couche visqueuse, réduisant ainsi le coût de calcul, en supposant que l’écoulement reste dans la région logarithmique (y⁺ > 30).

Cette configuration limite capture efficacement les principales caractéristiques de l’écoulement à l’intérieur de la vanne de Tesla, y compris la séparation du flux, les zones de recirculation et l’intensification de la turbulence le long des passages courbes.

Considérations sur l’acquisition et la mesure d’images thermographiques
Pour évaluer les performances thermiques du système de refroidissement et du module LED de type COB, des mesures thermographiques ont été effectuées à l’aide d’une caméra infrarouge non refroidie fonctionnant dans la plage spectrale de 8 à 14 μm. L’inspection thermographique visait à caractériser la répartition de la température de surface dans des conditions de fonctionnement à régime stationnaire. Une attention particulière a été portée à la minimisation des incertitudes couramment associées à la thermographie infrarouge.

L’un des aspects les plus critiques était l’ajustement des valeurs d’émissivité de surface pour une récupération précise de la température. Le système de refroidissement était composé de plaques d’aluminium usinées CNC à finition polie, dont l’émissivité faible et dépendante de l’angle pose un défi important pour les mesures infrarouges. Pour y remédier, les surfaces en aluminium ont été recouvertes d’une peinture noire mate à haute émissivité (ε ≈ 0,95), auparavant calibrée à l’aide de thermocouples de contact et de matériaux de référence infrarouges. Ce traitement garantissait une émissivité uniforme et éliminait les réflexions spéculaires qui auraient autrement compromis la précision des mesures.

Pour le module LED COB, dont le matériau d’encapsulation est généralement un silicone recouvert de phosphore avec une émissivité plus élevée (ε ≈ 0,92), aucun revêtement supplémentaire n’était nécessaire. Cependant, il a été prudent d’éviter les gradients thermiques lors de l’installation de la caméra en permettant à la LED d’atteindre l’équilibre thermique avant de capturer les images. Un délai d’attente d’au moins 60 minutes a été imposé après l’alimentation de la LED afin d’assurer l’établissement de conditions stables.

Les conditions ambiantes ont été contrôlées pendant les expériences. Les mesures ont été réalisées dans un laboratoire fermé avec une température ambiante stable (25 ± 1 °C) et des courants d’air négligeables.

La température apparente réfléchie était estimée à l’aide d’une méthode de papier aluminium froissé et réglée manuellement dans la caméra infrarouge (IR). L’humidité relative n’a pas été prise en compte lors des mesures. L’appareil était monté sur un trépied sans vibrations, à un angle perpendiculaire à la surface d’intérêt, assurant une géométrie de vision cohérente. La distance entre la caméra et la cible était maintenue constante (environ 0,5 m), et le champ de vision était ajusté pour maximiser la résolution spatiale sans introduire d’erreurs de parallaxe. L’étalonnage était effectué avant chaque session à l’aide d’une source de référence de corps noir pour valider la réponse radiométrique de la caméra. La Figure 6 illustre la configuration expérimentale utilisée lors de l’acquisition thermographique. Le tableau 2 résume les paramètres clés et les procédures mises en œuvre pour garantir des mesures de température précises et répétables.

Figure 6 : Instrumentation du système et revêtement de l’échantillon. (A) Instrumentation système pour les mesures de thermocouples. (B) Échantillon recouvert de peinture noire pour les mesures thermographiques. Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figurine.

Paramètre	Valeur/Description
Caméra IR	IR à ondes longues (8–14 μm), non refroidi
Émissivité (surface en aluminium)	Peint à ε = 0,95 (noir mat)
Émissivité (surface LED COB)	ε = 0,92 (natif)
Température ambiante	25±1 °C
Distance de vue	~ 0,5 m
Angle	Perpendiculaire (incidence normale)
Temps d’équilibre thermique	60 minutes après l’alimentation de la LED
Température apparente réfléchie	Estimation à l’aide de la méthode du papier froissé
Traitement de surface	Peinture noire mate appliquée sur des plaques en aluminium
Étalonnage	Source de corps noir avant chaque mesure

Tableau 2 : Paramètres et procédures thermographiques utilisés pour la minimisation des erreurs.

Les paramètres utilisés dans les mesures thermographiques sont listés dans le tableau 2.

Procédure de thermographie infrarouge et analyse d’incertitude
La thermographie infrarouge (IR) a été employée pour cartographier de manière non invasive le champ de température de surface d’un ensemble de LED COB de 30 W refroidi par une plaque froide à microcanal Tesla. La caméra fonctionnait dans la bande à ondes longues (LWIR), montée sur un trépied rigide, normal à la surface d’intérêt pour minimiser les effets d’angle de vue. Toutes les acquisitions ont été effectuées après que le système ait atteint des conditions stables. Une distance d’imagerie fixe a été sélectionnée afin que la taille instantanée du champ de vision (IFOV) soit au moins 3 × inférieure à la plus petite région d’intérêt (ROI), assurant un échantillonnage spatial adéquat à travers les gradients de température abrupts induits par les caractéristiques de la valve de Tesla.

Pour minimiser les artefacts thermographiques courants, plusieurs précautions ont été mises en place tout au long de la procédure expérimentale. Les optiques ont été soigneusement nettoyées, et la lentille a été mise au point manuellement sur la région d’intérêt (ROI) en utilisant le critère du gradient maximal, tandis qu’une correction de non-uniformité (NUC) était effectuée avant chaque acquisition. Pour contrôler l’émissivité, toutes les surfaces métalliques nues, telles que l’aluminium et le cuivre — qui sont intrinsèquement à faible émissivité et réfléchissantes dans la gamme infrarouge à ondes longues (LWIR) — ont été recouvertes d’une peinture noire mate à haute émissivité (nominale ε ≈ 0,95) ou d’un ruban d’émissivité calibré. Les ROI thermographiques ont été définis exclusivement sur ces zones traitées. La température apparente réfléchie (T₍ref₎) était mesurée à l’aide de la méthode du papier d’aluminium froissé et intégrée au modèle radiométrique de l’appareil photo ; les surfaces brillantes ou inclinées étaient protégées des sources de radiation externes pour éviter les faux points chauds. Les mesures étaient effectuées à l’intérieur d’un boîtier à tirage réduit, l’opérateur étant placé derrière un écran et des sources de chaleur externes telles que des alimentations ou des lampes étant placées hors champ de vision pour réduire les réflexions parasites. L’axe optique a été maintenu proche de l’incidence normale afin de limiter les effets d’émissivité directionnelle et les erreurs de parallaxe. La même distance de caméra et les mêmes définitions de ROI ont été conservées tout au long de tous les tests afin d’assurer la répétabilité.

Les émissivités de surface étaient attribuées comme suit pour la récupération de température radiométrique, et seules les régions traitées (peintes ou scotchées) étaient utilisées pour le rapport quantitatif : dissipateur thermique en aluminium peint en noir/vanne Tesla, ε = 0,95 ± 0,02 ; masque de soudure sur MCPCB (blanc), ε ≈ 0,90 ± 0,03 ; et encapsulant en silicone, ε ≈ 0,94 ± 0,03. Cependant, les régions encapsulantes n’ont pas été utilisées pour les ROI quantitatifs afin d’éviter les effets de semi-transparence dans la plage des LWIR.

La caméra était configurée avec l’émissivité du ROI spécifique (typiquement ε = 0,95) et avec la_référence T mesurée et la température ambiante _T∞. Chaque thermogramme comprenait N ≥ 10 images moyennes pour réduire le bruit aléatoire. Pour chaque ROI (par exemple, la zone de jonction proche du substrat du COOB et les points représentatifs sur la plaque froide), la température moyenne et l’écart-type s_T ont été enregistrés. La carte thermique résultante a été utilisée pour calculer la hausse de température lors des analyses ultérieures de résistance thermique et de transfert de chaleur.

Que la température de surface de la LED indiquée soit T_IR. L’incertitude standard combinée u_c(TIR) a été estimée en utilisant la loi de propagation de l’incertitude, en supposant des entrées non corrélées :

= (9)

où : (i) u_acc prend en compte la précision radiométrique de la caméra (spécification du fabricant, convertie en k=1), (ii) u_T,ε capture la sensibilité à l’émissivité, (iii) la_{mise au point} u représente le désaccord de défocalisation/IFOV, (iv) u_NUC couvre les résidus de non-uniformité du détecteur, (v_{) u} modélise l’incertitude de la température apparente réfléchie, et (vi) u_rep est la répétabilité (image à image et run-to-run).

Pour la sensibilité à l’émissivité, la linéarisation de l’inversion de Stefan-Boltzmann autour de (T,ε) donne l’approximation largement utilisée :

(10)

avec du T en kelvin. L’incertitude accrue à ~ 95 % de confiance a été rapportée comme U(_{T IR)} ≈ 2uc(_{T IR).}

Les valeurs représentatives suivantes correspondent à des mesures prises sur des régions peintes en noir près de 65 °C (T ≈ 338 K). L’appareil a une spécification de précision de ±2 °C ou ±2 % de la lecture, traitée comme k = 2. L’émissivité était réglée à ε = 0,95 ± 0,02, avec des optiques bien focalisées et des réflexions contrôlées. Les contributions individuelles à l’incertitude étaient les suivantes : la précision de la caméra (k = 1) donne_{à u a}cc = 1,0 K ; la contribution à l’émissivité, estimée à partir de l’équation (10), est u₍T,ε₎≈ (338 × 0,02)/(4 × 0,95) ≈ 1,78 K ; l’effet de mise au point ou IFOV donne u_focus = 0,3 K ; le résiduel de correction de non-uniformité u_NUC = 0,2 K ; la température apparente réfléchie u_ref = 0,4 K ; et la répétabilité entre trames ou exécutions u_rep = 0,2 K.

Ainsi

= 

Les résultats d’incertitude sont présentés dans le tableau 3.

Source	Symbole	Oncle de classe supérieure. (k=1)	Notes
Précision radiométrique de la caméra	u_acc	1.0 K	Spec. ±2K traité comme k=2
Émissivité (peinte, ε = 0,95 ± 0,02)	u_{T,ε}	1,78 K	Équation (10), T = 338 K
Désaccord focus/IFOV	u_focus	0,3 K	Taille du spot ≈ ROI
Non-uniformité du détecteur	u_NUC	0,2 K	Résidus post-NUC
Température apparente réfléchie	u_ref	0,4 K	Méthode en aluminium pour T_ref
Répétabilité	u_rep	0,2 K	Moyenne de frame/run
Combiné (k=1)	u_c(T_IR)	2,15 K	Équation (9)
Étendu (k=2)	U(T_IR)	4,30 K	≈ 2u_c

Tableau 3 : Budget d’incertitude pour la température IR sur ROI peint en noir (illustratif).

Le comportement thermique global de l’ensemble LED COB refroidi par une plaque microcanal à soupapes Tesla peut être quantifié par le concept de résistance thermique. De manière analogue à la loi d’Ohm dans les circuits électriques, la résistance thermique R_θ relie la hausse de température de la LED à la puissance d’entrée dissipée sous forme de chaleur :

(11)

où_{T LED} est la température de surface du boîtier LED, T_∞ la température ambiante de l’air, et P est l’énergie électrique fournie à la LED (en supposant que presque toute cette énergie soit convertie en chaleur). Une faible valeur de R_θ indique une élimination efficace de la chaleur, ce qui est essentiel pour maintenir une efficacité lumineuse et assurer la fiabilité à long terme des LED à haute puissance.

La chaleur générée à la jonction LED suit un chemin conduction-convection. Au départ, la chaleur circule par conduction à travers le substrat LED, l’interface de soudure et le matériau de la valve Tesla. Une fois transférée aux microcanaux, la chaleur est éliminée par convection vers le liquide de refroidissement qui s’écoule à l’intérieur. Chaque interface contribue à l’ensemble de R_θ :

(12)

avec la résistance convective R_{θ, la convective}, dominant généralement les systèmes LED compacts à fort flux. Le diagramme de résistance est illustré à la Figure 7.

Figure 7 : Réseau de résistance thermique de la LED COB couplé au microcanal de la valve Tesla. Veuillez cliquer ici pour voir une version agrandie de cette figure.

La chaleur s’écoule de la jonction LED à travers des chemins de conduction et dans le liquide de refroidissement par convection, chaque étage étant représenté par une résistance thermique (_{R js},_{R cond, R conv}).

Les microcanaux à vannes de Tesla agissent comme un promoteur de turbulence passive, augmentant le coefficient local de transfert de chaleur convectif h sans avoir besoin de pièces mobiles. Contrairement aux microcanaux directs, la conception Tesla introduit des zones de courbure et de recirculation qui intensifient le mélange, améliorant ainsi le refroidissement convectif. La résistance convective effective peut s’exprimer ainsi :

(13)

où A est la surface de transfert de chaleur effectif. Des valeurs de h plus élevées obtenues grâce à l’effet de vanne de Tesla réduisent directement R_θ, ce qui conduit à des températures de fonctionnement LED plus basses. Cependant, cette amélioration se fait au détriment d’une perte de pression supplémentaire, qui doit être équilibrée avec les besoins en puissance de pompage.

Pour la LED COB de 30 W testée, les mesures typiques ont donné une hausse de la température de surface de ΔT ≈ 40 K au-dessus de l’ambiance, avec une puissance dissipée effective de P ≈ 29,9 W. En substituant dans l’équation (11), la résistance thermique globale était :

Cette valeur est nettement inférieure à celle des puits passifs conventionnels d’empreinte similaire, mettant en lumière l’effet bénéfique de la plaque à microcanaux Tesla-valve. De plus, la répartition spatiale des températures obtenue par thermographie infrarouge a confirmé que les régions directement couplées aux canaux de Tesla présentaient des champs de température plus uniformes, témoignant d’une meilleure performance convective.

Implications
Une résistance thermique réduite se traduit par une température de jonction LED plus basse, atténuant directement la dépréciation du lumen et le décalage de couleur, tous deux dépendants de la température.

L’approche microcanal Tesla offre donc une amélioration passive pratique pour les systèmes de refroidissement LED compacts, combinant fabricabilité et performance thermique-hydraulique. Néanmoins, la résistance hydraulique accrue introduite par la géométrie Tesla doit être prise en compte dans le choix de la pompe et les analyses d’efficacité énergétique au niveau du système.

Résultats

Fabrication de prototypes

Le prototype a été fabriqué par fraisage CNC pour créer à la fois les canaux Tesla et les chambres. Les canaux Tesla usinés sont représentés à la Figure 8A, tandis que les chambres fabriquées sont présentées à la Figure 8A. Par la suite, un procédé de forage a été réalisé pour former les orifices d’entrée et de sortie des chambres.

Discussion

Contrairement aux dissipateurs thermiques^{conventionnels 9, 10, 11, 12, 13, 14}, le système intègre un mécanisme de convection forcée dans une configuration compacte qui améliore considérablement la dissipation de la chaleur. Il est important de noter que l’intégration des ports d’entrée et de ...

Matériaux

Liste des matériaux utilisés dans cet article

Nom	Entreprise	Numéro de catalogue	Commentaires
Logiciel FreeCad	Communauté FreeCAD	https://forum.freecad.org/	Logiciels open source utilisés pour créer des géométries et des assemblages (RRID :SCR_066611).
Fraisage CNC générique 3018 Pro Max	Générique (Sainsmart/Mostreprap)	3018 Pro Max	Fraiseuse CNC de bureau utilisée pour fabriquer la vanne Tesla.
Caméra infrarouge	Unité-T	Série UTi260B / UTi720	Caméra infrarouge utilisée pour capturer la répartition de la température dans l’appareil.
Logiciel d’octave	Projet GNU	https://octave.org/	Logiciel open source utilisé pour le traitement des données et la génération de parcelles (RRID :SCR_014398).
OpenFoam	OpenCFD Ltd (Groupe ESI)	Logiciel CFD open source utilisé pour résoudre le modèle numérique (RRID :SCR_014876).
Logiciel Paraview	Kitware Inc.	https://www.paraview.org/	Logiciel open source utilisé pour le post-traitement de la solution numérique (RRID :SCR_002516).
Termocouples	Unité-T	Séries UT325/UT320	Des thermocouples utilisés pour capturer le comportement thermique.