, ,

(1 華北電力大學(xué)能源機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院 保定 071003； 2 山東省科學(xué)院流動(dòng)與強(qiáng)化傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 山東省科學(xué)院能源研究所 濟(jì)南 250014)

隨著微電子設(shè)備集成度的提高，單位空間熱流量的急劇增加嚴(yán)重影響微電子設(shè)備的正常運(yùn)行[1-3]。因此，高效緊湊的微型散熱設(shè)備對(duì)于實(shí)現(xiàn)電子元器件微小空間的高效散熱具有重大的工程應(yīng)用價(jià)值?；谖⑼ǖ莱叨炔煌袛鄻?biāo)準(zhǔn)，通常將1～1 000 μm范圍內(nèi)通道統(tǒng)稱為微通道[4]。近年來(lái)，微通道沸騰換熱因汽化潛熱的釋放具有較大的熱傳遞能力，并作為一種高效微型散熱結(jié)構(gòu)，以較大的面體比、傳熱系數(shù)高等優(yōu)點(diǎn)備受關(guān)注[5-10]。

A. Kosar等[11]測(cè)試了R123流經(jīng)水力直徑99.5 μm叉排排列圓形微肋陣時(shí)的流動(dòng)沸騰換熱特性。研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)Re>100時(shí)，端壁面效應(yīng)減弱，與常規(guī)尺寸管道換熱關(guān)聯(lián)式數(shù)據(jù)吻合較好。張永海等[12]實(shí)驗(yàn)研究了方柱微結(jié)構(gòu)在射流沖擊下的流動(dòng)沸騰換熱性能，并與同一工況下的光滑表面對(duì)比。結(jié)果表明：方柱微結(jié)構(gòu)由于換熱面積的增加，換熱性能明顯優(yōu)于光滑表面。V. V. Kuznetsov等[13]采用R134a作為工質(zhì)，實(shí)驗(yàn)測(cè)試了水平光滑微通道的換熱特性，得出表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與熱流密度和蒸氣干度之間的關(guān)系，提出一種沸騰換熱傳熱新模型并給予證實(shí)。Sun Yan等[14]利用FC-72工質(zhì)，對(duì)不同尺寸的微孔涂層表面和光滑表面進(jìn)行了沸騰換熱性能測(cè)試。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)微孔涂層大幅度提高了表面的核化點(diǎn)密度，微孔涂層表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)相對(duì)于光滑表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)提高了300%。Wan Wei等[15]以去離子水為工質(zhì)，實(shí)驗(yàn)研究了以銅為材料微肋陣形狀分別為菱形、正方形和流線型3種情況的沸騰換熱特性。結(jié)果表明：正方形肋片表現(xiàn)出較好的換熱特性，其次是流線型；菱形的換熱特性最差并在高熱流密度下表現(xiàn)出流動(dòng)不穩(wěn)定，但菱形肋片表現(xiàn)的壓降最小，流線型肋片壓降最大。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)原理Fig.1 Principle of the experimental system

C. Falsetti等[16]以R236fa為工質(zhì)，對(duì)直徑為50 μm，高為100 μm的圓柱形微肋陣換熱進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。在進(jìn)口處安放前置肋片使流體穩(wěn)定流動(dòng)，分析了穩(wěn)定流動(dòng)和不穩(wěn)定流動(dòng)的壓降與換熱之間的關(guān)系，通過(guò)可視化技術(shù)獲得微空間氣泡生長(zhǎng)過(guò)程結(jié)合通道表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分析微通道換熱機(jī)理。結(jié)果表明:兩者表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均與熱流密度、質(zhì)量流速和蒸氣干度相關(guān)。S. Lee等[17]以R134a為工質(zhì)，采用高速攝像機(jī)進(jìn)行了可視化研究，分析了表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與質(zhì)量流速、熱流密度、質(zhì)量含氣率之間的關(guān)系。結(jié)果顯示：在低干度區(qū)，主要以核態(tài)沸騰為主，此時(shí)的流型為彈狀流；在高干度區(qū)，主要以對(duì)流換熱為主，此時(shí)的流型主要為環(huán)狀流。 Liu T. L.等[18]第一次采用紅外攝像儀對(duì)銅細(xì)微通道進(jìn)行可視化實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)采用乙醇為工質(zhì)，質(zhì)量流量為20 kg/(m2·s)，熱流密度范圍為3.1～244.1 kW/m2。結(jié)果表明：在泡狀流向彈狀流過(guò)渡時(shí)，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變化較大；在泡狀流區(qū)，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨熱流密度增大而增大，而在彈狀流區(qū)會(huì)逐漸減小。Wang Sheng等[19]以水和甲醇為工質(zhì)，對(duì)水力直徑為3 mm的矩形微細(xì)通道在低雷諾數(shù)下進(jìn)行了沸騰換熱特性研究，質(zhì)量流速變化為6.59～21.97 kg/(m2·s)，熱流密度變化為13.3～30.1 kW/m2，雷諾數(shù)為38～263。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與參考文獻(xiàn)中的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行了對(duì)比，對(duì)工質(zhì)為水的沸騰換熱實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)適用于J. C. Chen[20]提出的關(guān)聯(lián)式；對(duì)于甲醇沸騰換熱數(shù)據(jù)，當(dāng)Re< 50時(shí)適用于Gun-Win關(guān)聯(lián)式[21]，當(dāng)Re>50時(shí)適用于M. M. Shah[22]關(guān)聯(lián)式。

綜上所述，飽和沸騰換熱多集中于微細(xì)通道領(lǐng)域，而對(duì)微肋陣領(lǐng)域內(nèi)沸騰換熱研究相對(duì)較少，對(duì)不同截面形狀的微肋陣沸騰換熱還缺乏具體研究。本文以去離子水為工質(zhì)，實(shí)驗(yàn)研究了工質(zhì)流過(guò)高度和直徑均為500 μm的微圓柱組成的叉排微柱群，在不同質(zhì)量流速、進(jìn)口過(guò)冷度下，沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與蒸氣干度和熱流密度之間的關(guān)系，并采用高速攝像機(jī)對(duì)沸騰過(guò)程進(jìn)行拍攝，將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與氣泡可視化相結(jié)合，理論分析了微柱群內(nèi)部沸騰換熱機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)裝置與誤差分析

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)原理如圖1所示，采用12 MPa的高壓氮?dú)馄孔鳛閯?dòng)力源，氮?dú)馄砍隹诮佑袎毫p壓閥，能粗略調(diào)節(jié)氣體壓力，實(shí)驗(yàn)管路中接有三層氣體過(guò)濾閥和精密減壓閥(精確到10 Pa)，三層氣體過(guò)濾器的過(guò)濾直徑分別為20、5、1 μm。工質(zhì)在20 L儲(chǔ)液罐中儲(chǔ)存，儲(chǔ)液罐與實(shí)驗(yàn)段之間接有微流量計(jì)EH8301A(精度0.01%)，通過(guò)微流量計(jì)上流量調(diào)節(jié)閥可精細(xì)調(diào)節(jié)實(shí)驗(yàn)所需的流量。實(shí)驗(yàn)段進(jìn)口前接有預(yù)熱器以控制工質(zhì)不同進(jìn)口溫度，來(lái)滿足實(shí)驗(yàn)對(duì)工質(zhì)不同過(guò)冷度要求。實(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口裝有精度為0.15 ℃的T型熱電偶和高精度差壓變送器羅斯蒙特3051(50 kPa)來(lái)測(cè)量工質(zhì)進(jìn)出口溫度和壓力差值。

為減小加熱段的通道與圓柱之間的接觸熱阻，實(shí)驗(yàn)段采用一體化，如圖2所示，實(shí)驗(yàn)段實(shí)物如圖3所示。在紫銅柱上部通過(guò)機(jī)械加工雕刻出微柱群通道，并在通道正下方均勻鉆出上下兩排共10個(gè)直徑為0.6 mm，深為2.5 mm的圓孔，用以布置T型熱電偶測(cè)量加熱溫度。在紫銅柱下方銑出9個(gè)圓柱孔，插入9根加熱棒，通過(guò)直流穩(wěn)壓電源(芯馳SDC36100S)控制電加熱棒的加熱功率，對(duì)實(shí)驗(yàn)段進(jìn)行加熱。通道上方采用有機(jī)透明玻璃片覆蓋，并涂以704硅膠與實(shí)驗(yàn)段進(jìn)行粘合。其中測(cè)試實(shí)驗(yàn)段通道尺寸L=40 mm和W=5.8 mm，微柱群尺寸如表1所示。為方便實(shí)驗(yàn)研究計(jì)算，根據(jù)文獻(xiàn)[23]中的研究方法，取微通道底面第4排與第5排熱電偶之間的部分來(lái)分析局部表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和出口截面處蒸氣干度為研究對(duì)象，分析它們與其他變量之間的變化關(guān)系。

圖2 實(shí)驗(yàn)段及加熱部分的結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of the test section and the heating element

圖3 實(shí)驗(yàn)段實(shí)物照片F(xiàn)ig.3 Photos of the test sections

1.2 誤差分析

本實(shí)驗(yàn)主要測(cè)量?jī)x器的精度：熱電偶精度±0.15 ℃(測(cè)量范圍<200 ℃)；微肋陣及微通道尺寸由機(jī)械加工所用雕刻機(jī)(YF-DA7060)精度決定，其加工精度為±0.5 μm，各尺寸誤差≤±0.2%。進(jìn)出口壓力Δp、質(zhì)量流速G、加熱功率Q、壁面溫度T、蒸氣干度X、有效熱流密度qeff、沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)htp等參數(shù)按照誤差傳遞原理，按文獻(xiàn)[16]中分析方法計(jì)算得到并列于表2中。

表1 實(shí)驗(yàn)段尺寸Tab.1 Dimensions of the test sections

表2 實(shí)驗(yàn)誤差Tab.2 Experimental uncertainties

2 數(shù)據(jù)處理

加熱有效熱流密度計(jì)算式[24]：

(1)

式中：λCu為銅的導(dǎo)熱系數(shù)，取398 W/(m·K)；S2為上下兩層熱電偶之間的垂直距離，m；T1為上層熱電偶平均溫度，℃；T2為下層熱電偶平均溫度，℃。實(shí)驗(yàn)段外裹有絕熱保溫材料，熱損失忽略不計(jì)。

實(shí)驗(yàn)加熱部分采用電加熱棒由下而上軸向加熱，熱流均勻。根據(jù)一維導(dǎo)熱公式，實(shí)驗(yàn)段底部壁面溫度計(jì)算式為[24]：

(2)

式中：S1為上層熱電偶與通道底面之間的垂直距離，m。

通道中兩相區(qū)飽和沸騰開(kāi)始點(diǎn)位置計(jì)算式為[24]：

(3)

兩相表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)由熱平衡式得到：

qeffAd=htp(Tw-Tsat)(AfinηfinN+Ac)

(4)

(5)

(6)

式中：Ad為通道底面有效加熱面積，m2；ηfin為肋片實(shí)際面積傳熱效率；N為通道內(nèi)肋片總個(gè)數(shù)；Ac為通道內(nèi)除去肋片外的傳熱面積，m2。

實(shí)驗(yàn)段出口位置蒸氣干度計(jì)算式為[24]：

(7)

式中：hlv為工質(zhì)的汽化潛熱，J/(kg·K)。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

控制工質(zhì)入口溫度為80 ℃，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)壓力為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，質(zhì)量流速為341 kg/(m2·s)，熱流密度為20～160 W/cm2，干度為0～0.2條件下進(jìn)行飽和沸騰換熱實(shí)驗(yàn)。采用Nikon DS-Fi2 CCD數(shù)碼相機(jī)對(duì)微柱群通道內(nèi)不同熱流密度下飽和沸騰時(shí)的氣液兩相流型進(jìn)行拍攝(分辨率達(dá)2 560×1 920)，結(jié)果如圖4所示。

圖4(a)中，當(dāng)qeff=20 W/cm2時(shí)，在微圓柱根部及柱間等溫度較高的地方，形成體積較小、孤立的氣泡在流體中流動(dòng)。圖4(b)中，氣泡被主流液體帶到下游，此時(shí)是由核態(tài)沸騰主導(dǎo)的換熱機(jī)制。當(dāng)qeff達(dá)到30 W/cm2時(shí)，氣泡開(kāi)始生長(zhǎng)形成體積較大的泡狀流。圖4(c)中，隨著qeff繼續(xù)增大，泡狀流不斷生長(zhǎng)與周圍小氣泡聚結(jié)合成大氣泡，黏留在微柱群間，增大了流動(dòng)阻力。

圖4(d)中，當(dāng)qeff=50 W/cm2時(shí)，由于微柱群通道尺寸較小，產(chǎn)生強(qiáng)烈的氣泡限制效應(yīng)，氣泡被限制沿通道橫向生長(zhǎng)，增大了與傳熱表面的黏滯力和接觸面積。圖4(e)中，隨著氣相含量的增加，氣泡不斷碰撞聚結(jié)引起局部蒸干導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)急劇下降。隨著qeff進(jìn)一步升高，環(huán)狀流[24]占領(lǐng)通道的絕大部分并在氣泡內(nèi)部發(fā)生局部蒸干，這是導(dǎo)致表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)急劇下降的主要原因。

圖4(f)中，當(dāng)qeff=80 W/cm2時(shí)，氣液兩相流速增大，環(huán)狀流逐漸消失，過(guò)高的qeff導(dǎo)致微圓柱周圍氣泡生長(zhǎng)速率加快。同時(shí)由于流體沖刷，氣泡來(lái)不及生長(zhǎng)合并就被淹沒(méi)在流體中，在圓柱周圍形成一層汽膜，壁面通過(guò)對(duì)流換熱的方式把熱量傳給液體。

圖4(g)中，隨著qeff進(jìn)一步增大，微通道充分發(fā)展為膜態(tài)沸騰，微柱群間的氣化核心完全被激活，產(chǎn)生的氣泡覆蓋整個(gè)換熱面，此時(shí)換熱以膜態(tài)沸騰換熱為主。圖4(h)中，當(dāng)qeff為110 W/cm2時(shí)，幾乎沒(méi)有液體，此時(shí)壓差最大，氣液兩相流速也最大，蒸氣干度最高。在微柱群通道中可能受質(zhì)量流速和微圓柱的影響，氣泡不斷碰撞融合，生長(zhǎng)受限很容易呈扁平狀，不易觀察到如常規(guī)通道中流型的轉(zhuǎn)變。

4 影響局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的因素

微通道內(nèi)圓柱群和壁面粗糙度的存在，大大增加了壁面與流體之間的傳熱面積和汽化核心數(shù)量，飽和沸騰產(chǎn)生的氣泡帶走大量的汽化熱量，從而增強(qiáng)換熱。

4.1 質(zhì)量流速對(duì)局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響

圖5和圖6所示分別為去離子水在4種不同質(zhì)量流速時(shí)，蒸氣干度和熱流密度對(duì)局部沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響。

圖6 熱流密度對(duì)局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響Fig.6 The effect of heat flux on local boiling surface heat transfer coefficient

由圖5可知，在4種不同的質(zhì)量流速下，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均在X=0附近達(dá)到最大值，且質(zhì)量流速越大，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)越高。這是由于質(zhì)量流速越大，流體對(duì)通道內(nèi)肋片沖刷的速度越快，氣泡脫離壁面的速度也越快，氣泡脫離壁面頻率變大增加了液體與壁面之間的擾動(dòng)，削弱了端壁面效應(yīng)的影響。同時(shí)工質(zhì)繞流圓形微柱群時(shí)易發(fā)生流動(dòng)分離，尾流區(qū)漩渦增大了流體與壁面的擾動(dòng)，增強(qiáng)換熱。

在低干度區(qū)，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均呈急劇下降趨勢(shì)，同一干度下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)受質(zhì)量流速的影響差別明顯。這是因?yàn)殡S著干度升高壁面產(chǎn)生的較小的泡狀流不斷與周圍氣泡融合形成較大的環(huán)狀流不易被主流液體沖刷帶走，在環(huán)狀流內(nèi)部容易發(fā)生局部干涸，導(dǎo)致傳熱惡化(圖4(d))。質(zhì)量流速越低，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)受環(huán)狀流影響越大。當(dāng)局部蒸氣干度為0.08時(shí)，各質(zhì)量流速下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均趨于穩(wěn)定，質(zhì)量流速大的高于質(zhì)量流速小的。這是因?yàn)殡S著蒸氣干度的升高，通道內(nèi)氣液兩相流速度不斷增大導(dǎo)致進(jìn)出口壓差增大，壁面產(chǎn)生的氣泡受來(lái)流沖刷形成一層氣膜，熱量以對(duì)流換熱方式進(jìn)行傳導(dǎo)導(dǎo)致表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)降低(圖4(g))。質(zhì)量流速越小，氣膜覆蓋面積和厚度越大，液體與壁面之間的氣阻也越大，進(jìn)一步削弱換熱。

由圖6可知，qeff=20～60 W/cm2時(shí)，局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)受熱流密度影響較大，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均呈單調(diào)減小。這是因?yàn)闊崃髅芏仍酱?，受通道尺寸效?yīng)影響，氣泡生長(zhǎng)受限后相互融合形成體積較大泡狀流滯留在圓柱間，換熱效果減弱。同一熱流密度下，質(zhì)量流速越大，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)越大。原因是流體的快速?zèng)_刷使壁面的熱邊界層較薄，氣泡的存在增大了對(duì)熱邊界層的擾動(dòng)，因此表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)增大。

隨著熱流密度的提高，各質(zhì)量流速下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)趨于穩(wěn)定，且質(zhì)量流速高的表面換熱系數(shù)大于質(zhì)量流速低的。這是由于質(zhì)量流速低時(shí)，加熱壁面處液體來(lái)不及補(bǔ)充就被蒸干，容易出現(xiàn)局部干涸導(dǎo)致傳熱惡化。質(zhì)量流速較高時(shí)，加熱表面會(huì)被來(lái)流液體及時(shí)潤(rùn)濕，在壁面處形成一層液膜，不會(huì)出現(xiàn)局部蒸干現(xiàn)象。綜上所述，高質(zhì)量流速的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)高于低質(zhì)量流速的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)。

4.2 進(jìn)口溫度對(duì)局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響

圖7和圖8分別為當(dāng)質(zhì)量流速為341 kg/(m2·s)，工質(zhì)進(jìn)口溫度分別為50、70、80 ℃時(shí)，局部沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨蒸氣干度和熱流密度的變化。

圖7 局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨蒸氣干度的變化Fig.7 Local boiling surface heat transfer coefficient changes with steam dryness

圖8 局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨熱流密度的變化Fig.8 Local boiling surface heat transfer coefficient changes with heat flux

由圖7可知，在X=0附近由工質(zhì)進(jìn)口溫度帶來(lái)的換熱影響最大，進(jìn)口溫度越低，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)越大；隨著蒸氣干度的升高這種影響逐漸減小。這是因?yàn)楫?dāng)X<0時(shí)，微通道內(nèi)液體進(jìn)口溫度低于壁面飽和溫度，發(fā)生過(guò)冷沸騰，過(guò)冷沸騰產(chǎn)生的氣泡尺寸較小，不易脫離壁面，氣泡受流體沖刷沿壁面滑移會(huì)對(duì)邊界層產(chǎn)生擾動(dòng)增強(qiáng)了換熱，同時(shí)氣泡脫離壁面在溫度較低的主流區(qū)破碎凝結(jié)帶走大部分熱量。當(dāng)X=0.1時(shí)，由不同進(jìn)口溫度產(chǎn)生的換熱影響減弱，此時(shí)的沸騰換熱均已發(fā)展為由膜態(tài)沸騰主導(dǎo)的飽和沸騰階段，過(guò)冷度帶來(lái)的換熱影響消失。隨著蒸氣干度的繼續(xù)升高，三種狀態(tài)下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)趨于一致。

由圖8可知，在低熱流區(qū)，進(jìn)口溫度越低，沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)越大。工質(zhì)進(jìn)口溫度低，通道內(nèi)越容易發(fā)生過(guò)冷沸騰，過(guò)冷沸騰產(chǎn)生的氣泡平均直徑變小，越不容易脫離壁面，對(duì)邊界層擾動(dòng)也越大，如圖4(a)所示。局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨著熱流密度增大均呈線性遞減趨勢(shì)，低熱流區(qū)的遞減斜率明顯大于高熱流區(qū)。這是由于在低熱流區(qū)，通道內(nèi)流體由過(guò)冷沸騰迅速向飽和沸騰過(guò)度，產(chǎn)生體積較大的環(huán)狀流導(dǎo)致表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)急劇下降。而在高熱流區(qū)工質(zhì)處于飽和狀態(tài)，微通道流動(dòng)沸騰充分發(fā)展為膜態(tài)沸騰，工質(zhì)熱物性狀態(tài)趨于一致，由進(jìn)口溫度帶來(lái)的換熱影響消失。

5 結(jié)論

本文實(shí)驗(yàn)研究了微柱群通道內(nèi)流動(dòng)沸騰換熱特性，利用可視化系統(tǒng)得到了不同熱流密度下微通道內(nèi)流動(dòng)沸騰的氣泡流型，分析了質(zhì)量流速和工質(zhì)進(jìn)口溫度分別對(duì)局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響規(guī)律，綜合對(duì)比分析實(shí)驗(yàn)結(jié)果和氣泡流型，得到以下結(jié)論：

1)隨著熱流密度增大，微柱群通道流動(dòng)沸騰氣泡流型依次為：泡狀流、環(huán)狀流。泡狀流對(duì)熱邊界層擾動(dòng)較大導(dǎo)致局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)明顯高于環(huán)狀流區(qū)的，泡狀流區(qū)主要以核態(tài)沸騰換熱為主，環(huán)狀流區(qū)主要以膜態(tài)沸騰為主，并沒(méi)有觀察到彈狀流。

2)在低干度區(qū)，局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨著質(zhì)量流速的增加而增大，隨著蒸氣干度升高呈單調(diào)遞減趨勢(shì)；當(dāng)X>0.1時(shí)，質(zhì)量流速對(duì)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響減弱，沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均趨于穩(wěn)定。

3)受過(guò)冷沸騰氣泡擾動(dòng)影響，工質(zhì)進(jìn)口溫度越低，局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)越大；隨著局部蒸氣干度升高，由進(jìn)口溫度帶來(lái)的換熱影響逐漸減弱。在高熱流區(qū)，由工質(zhì)不同進(jìn)口溫度帶來(lái)的換熱影響消失。

本文受山東省自然科學(xué)基金(ZR2016YL005)和山東省科學(xué)院基礎(chǔ)研究基金(科基合字(2015)第8號(hào))項(xiàng)目資助。(The project was supported by the Project of Natural Science Foundation of Shandong Province (No. ZR2016YL005) and the Research Foundation of Shandong Academy of Sciences (No. 08, 2015).)

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