, ,

(1 華北電力大學(xué)能源機械與動力工程學(xué)院 保定 071003； 2 山東省科學(xué)院流動與強化傳熱重點實驗室 山東省科學(xué)院能源研究所 濟南 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重影響微電子設(shè)備的正常運行[1-3]。因此，高效緊湊的微型散熱設(shè)備對于實現(xiàn)電子元器件微小空間的高效散熱具有重大的工程應(yīng)用價值?；谖⑼ǖ莱叨炔煌袛鄻藴?，通常將1～1 000 μm范圍內(nèi)通道統(tǒng)稱為微通道[4]。近年來，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)點備受關(guān)注[5-10]。

A. Kosar等[11]測試了R123流經(jīng)水力直徑99.5 μm叉排排列圓形微肋陣時的流動沸騰換熱特性。研究發(fā)現(xiàn)當Re>100時，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]實驗研究了方柱微結(jié)構(gòu)在射流沖擊下的流動沸騰換熱性能，并與同一工況下的光滑表面對比。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)，實驗測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。Sun Yan等[14]利用FC-72工質(zhì)，對不同尺寸的微孔涂層表面和光滑表面進行了沸騰換熱性能測試。實驗發(fā)現(xiàn)微孔涂層大幅度提高了表面的核化點密度，微孔涂層表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)相對于光滑表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)提高了300%。Wan Wei等[15]以去離子水為工質(zhì)，實驗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 實驗系統(tǒng)原理Fig.1 Principle of the experimental system

C. Falsetti等[16]以R236fa為工質(zhì)，對直徑為50 μm，高為100 μm的圓柱形微肋陣換熱進行實驗。在進口處安放前置肋片使流體穩(wěn)定流動，分析了穩(wěn)定流動和不穩(wěn)定流動的壓降與換熱之間的關(guān)系，通過可視化技術(shù)獲得微空間氣泡生長過程結(jié)合通道表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分析微通道換熱機理。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)，采用高速攝像機進行了可視化研究，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，此時的流型為彈狀流；在高干度區(qū)，主要以對流換熱為主，此時的流型主要為環(huán)狀流。 Liu T. L.等[18]第一次采用紅外攝像儀對銅細微通道進行可視化實驗研究。實驗采用乙醇為工質(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渡時，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)會逐漸減小。Wang Sheng等[19]以水和甲醇為工質(zhì)，對水力直徑為3 mm的矩形微細通道在低雷諾數(shù)下進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。實驗結(jié)果與參考文獻中的經(jīng)驗公式進行了對比，對工質(zhì)為水的沸騰換熱實驗數(shù)據(jù)適用于J. C. Chen[20]提出的關(guān)聯(lián)式；對于甲醇沸騰換熱數(shù)據(jù)，當Re< 50時適用于Gun-Win關(guān)聯(lián)式[21]，當Re>50時適用于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通道領(lǐng)域，而對微肋陣領(lǐng)域內(nèi)沸騰換熱研究相對較少，對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)，實驗研究了工質(zhì)流過高度和直徑均為500 μm的微圓柱組成的叉排微柱群，在不同質(zhì)量流速、進口過冷度下，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，并采用高速攝像機對沸騰過程進行拍攝，將實驗數(shù)據(jù)與氣泡可視化相結(jié)合，理論分析了微柱群內(nèi)部沸騰換熱機理。

1 實驗裝置與誤差分析

1.1 實驗裝置

實驗系統(tǒng)原理如圖1所示，采用12 MPa的高壓氮氣瓶作為動力源，氮氣瓶出口接有壓力減壓閥，能粗略調(diào)節(jié)氣體壓力，實驗管路中接有三層氣體過濾閥和精密減壓閥(精確到10 Pa)，三層氣體過濾器的過濾直徑分別為20、5、1 μm。工質(zhì)在20 L儲液罐中儲存，儲液罐與實驗段之間接有微流量計EH8301A(精度0.01%)，通過微流量計上流量調(diào)節(jié)閥可精細調(diào)節(jié)實驗所需的流量。實驗段進口前接有預(yù)熱器以控制工質(zhì)不同進口溫度，來滿足實驗對工質(zhì)不同過冷度要求。實驗段進出口裝有精度為0.15 ℃的T型熱電偶和高精度差壓變送器羅斯蒙特3051(50 kPa)來測量工質(zhì)進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，實驗段采用一體化，如圖2所示，實驗段實物如圖3所示。在紫銅柱上部通過機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個直徑為0.6 mm，深為2.5 mm的圓孔，用以布置T型熱電偶測量加熱溫度。在紫銅柱下方銑出9個圓柱孔，插入9根加熱棒，通過直流穩(wěn)壓電源(芯馳SDC36100S)控制電加熱棒的加熱功率，對實驗段進行加熱。通道上方采用有機透明玻璃片覆蓋，并涂以704硅膠與實驗段進行粘合。其中測試實驗段通道尺寸L=40 mm和W=5.8 mm，微柱群尺寸如表1所示。為方便實驗研究計算，根據(jù)文獻[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象，分析它們與其他變量之間的變化關(guān)系。

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

圖3 實驗段實物照片F(xiàn)ig.3 Photos of the test sections

1.2 誤差分析

本實驗主要測量儀器的精度：熱電偶精度±0.15 ℃(測量范圍<200 ℃)；微肋陣及微通道尺寸由機械加工所用雕刻機(YF-DA7060)精度決定，其加工精度為±0.5 μm，各尺寸誤差≤±0.2%。進出口壓力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[16]中分析方法計算得到并列于表2中。

表1 實驗段尺寸Tab.1 Dimensions of the test sections

表2 實驗誤差Tab.2 Experimental uncertainties

2 數(shù)據(jù)處理

加熱有效熱流密度計算式[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，℃。實驗段外裹有絕熱保溫材料，熱損失忽略不計。

實驗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，實驗段底部壁面溫度計算式為[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)飽和沸騰開始點位置計算式為[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為肋片實際面積傳熱效率；N為通道內(nèi)肋片總個數(shù)；Ac為通道內(nèi)除去肋片外的傳熱面積，m2。

實驗段出口位置蒸氣干度計算式為[24]：

(7)

式中：hlv為工質(zhì)的汽化潛熱，J/(kg·K)。

3 實驗結(jié)果

控制工質(zhì)入口溫度為80 ℃，實驗系統(tǒng)壓力為一個標準大氣壓，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條件下進行飽和沸騰換熱實驗。采用Nikon DS-Fi2 CCD數(shù)碼相機對微柱群通道內(nèi)不同熱流密度下飽和沸騰時的氣液兩相流型進行拍攝(分辨率達2 560×1 920)，結(jié)果如圖4所示。

圖4(a)中，當qeff=20 W/cm2時，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。圖4(b)中，氣泡被主流液體帶到下游，此時是由核態(tài)沸騰主導(dǎo)的換熱機制。當qeff達到30 W/cm2時，氣泡開始生長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，增大了流動阻力。

圖4(d)中，當qeff=50 W/cm2時，由于微柱群通道尺寸較小，產(chǎn)生強烈的氣泡限制效應(yīng)，氣泡被限制沿通道橫向生長，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qeff=80 W/cm2時，氣液兩相流速增大，環(huán)狀流逐漸消失，過高的qeff導(dǎo)致微圓柱周圍氣泡生長速率加快。同時由于流體沖刷，氣泡來不及生長合并就被淹沒在流體中，在圓柱周圍形成一層汽膜，壁面通過對流換熱的方式把熱量傳給液體。

圖4(g)中，隨著qeff進一步增大，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)生的氣泡覆蓋整個換熱面，此時換熱以膜態(tài)沸騰換熱為主。圖4(h)中，當qeff為110 W/cm2時，幾乎沒有液體，此時壓差最大，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，從而增強換熱。

4.1 質(zhì)量流速對局部沸騰換熱表面?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，蒸氣干度和熱流密度對局部沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響。

圖6 熱流密度對局部沸騰換熱表面?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，削弱了端壁面效應(yīng)的影響。同時工質(zhì)繞流圓形微柱群時易發(fā)生流動分離，尾流區(qū)漩渦增大了流體與壁面的擾動，增強換熱。

在低干度區(qū)，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均呈急劇下降趨勢，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。這是因為隨著干度升高壁面產(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。當局部蒸氣干度為0.08時，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。這是因為隨著蒸氣干度的升高，通道內(nèi)氣液兩相流速度不斷增大導(dǎo)致進出口壓差增大，壁面產(chǎn)生的氣泡受來流沖刷形成一層氣膜，熱量以對流換熱方式進行傳導(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，進一步削弱換熱。

由圖6可知，qeff=20～60 W/cm2時，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。這是因為熱流密度越大，受通道尺寸效應(yīng)影響，氣泡生長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。原因是流體的快速沖刷使壁面的熱邊界層較薄，氣泡的存在增大了對熱邊界層的擾動，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，加熱壁面處液體來不及補充就被蒸干，容易出現(xiàn)局部干涸導(dǎo)致傳熱惡化。質(zhì)量流速較高時，加熱表面會被來流液體及時潤濕，在壁面處形成一層液膜，不會出現(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 進口溫度對局部沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響

圖7和圖8分別為當質(zhì)量流速為341 kg/(m2·s)，工質(zhì)進口溫度分別為50、70、80 ℃時，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)進口溫度帶來的換熱影響最大，進口溫度越低，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。這是因為當X<0時，微通道內(nèi)液體進口溫度低于壁面飽和溫度，發(fā)生過冷沸騰，過冷沸騰產(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對邊界層產(chǎn)生擾動增強了換熱，同時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X=0.1時，由不同進口溫度產(chǎn)生的換熱影響減弱，此時的沸騰換熱均已發(fā)展為由膜態(tài)沸騰主導(dǎo)的飽和沸騰階段，過冷度帶來的換熱影響消失。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)，進口溫度越低，沸騰換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)越大。工質(zhì)進口溫度低，通道內(nèi)越容易發(fā)生過冷沸騰，過冷沸騰產(chǎn)生的氣泡平均直徑變小，越不容易脫離壁面，對邊界層擾動也越大，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，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)流體由過冷沸騰迅速向飽和沸騰過度，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，由進口溫度帶來的換熱影響消失。

5 結(jié)論

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

1)隨著熱流密度增大，微柱群通道流動沸騰氣泡流型依次為：泡狀流、環(huán)狀流。泡狀流對熱邊界層擾動較大導(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；當X>0.1時，質(zhì)量流速對表面?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)受過冷沸騰氣泡擾動影響，工質(zhì)進口溫度越低，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，由進口溫度帶來的換熱影響逐漸減弱。在高熱流區(qū)，由工質(zhì)不同進口溫度帶來的換熱影響消失。

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)項目資助。(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).)

[1] HITT D L, ZAKRZWSKI C M, THOMAS M A. MEMS-based satellite micropropulsion via catalyzed hydrogen peroxide decomposition[J]. Smart Materials & Structures, 2001, 10(6): 1163-1175.

[2] 高龍，馬富芹，范曉偉, 等．微/小通道內(nèi)沸騰換熱研究綜述[J]. 節(jié)能技術(shù)，2004，22(6)：5-8．(GAO Long, MA Fuqin, FAN Xiaowei. Review of boiling heat transfer in micro-mini-channel[J]. Energy Conservation Technology, 2004, 22(6): 5-8.)

[3] YU W, FRANCE D M, WAMBSGANSS M W，et al. Two-phase pressure drop, boiling heat transfer, and critical heat flux to water in a small-diameter horizontal tube[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2002, 28(6): 927-941．

[4] 張鵬，付鑫，王如竹. 微通道流動沸騰的研究進展[J]. 制冷學(xué)報， 2009, 30(2): 1-7. (ZHANG Peng, FU Xin, WANG Ruzhu. Review on flow boiling in micro-channels[J].Journal of Refrigeration, 2009, 30(2): 1-7.)

[5] XUE Yanfang, ZHAO Jianfu, WEI Jinjia, et al. Experimental study of nucleate pool boiling of FC-72 on micro-pin-finned surface under microgravity[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 63:425-433.

[6] WEI Jinjia, XUE Yanfang, ZHAO Jianfu, et al. Bubble behavior and heat transfer of nucleate pool boiling on micro-pin-finned surface in microgravity[J]. Chinese Physics Letters, 2011(1): 28-35.

[7] 鄧聰，羅小平，馮振飛，等. 矩形微通道內(nèi)制冷劑流動沸騰傳熱特性及可視化研究[J]. 制冷學(xué)報，2015，36(6)：1-5.(DENG Cong, LUO Xiaoping, FENG Zhenfei, et al. Research on boiling heat transfer characteristics and visualization of refrigerant in rectangular microchannels[J]. Journal of Refrigeration, 2015, 36(6): 1-5.)

[8] 鮑偉，馬虎根，白健美，等. 微通道內(nèi)低沸點工質(zhì)流動沸騰壓降特性[J]. 化工學(xué)報，2011，62(增刊1)：118-122. (BAO Wei, MA Hugen, BAI Jianmei, et al. Pressure drop characteristics during flow boiling in micro-channel with low boiling point refrigerant[J]. CIESC Journal, 2011, 62(Suppl.1): 118-122.)

[9] 張炳雷，徐進良，肖澤軍. 低高寬比微通道中的流動沸騰不穩(wěn)定性[J]. 化工學(xué)報，2007，58(7)：1632-1640. (ZHANG Binglei, XU Jinliang, XIAO Zejun, et al. Flow boiling instability in microchannel with low aspect ratio[J]. CIESC Journal, 2007, 58(7): 1632-1640.)

[10] KANIZAWA F T, TIBIR C B, RIBATSKI G. Heat transfer during convective boiling inside microchannels[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2016, 93: 566-583.

[11] KOSAR A, PELES Y. Convective flow of refrigerant (R-123) across a bank of micro pin fins[J]. Heat Mass Transfer, 2006, 49(17/18): 3142-3155.

[12] 張永海，魏進家，郭棟. 方柱微結(jié)構(gòu)表面射流-流動沸騰強化換熱[J]. 工程熱物理學(xué)報，2012，33(6)：973-977.(ZHANG Yonghai, WEI Jinjia, GUO Dong. Flow-Jet boiling heat transfer enhancement on micro-pin-finned chips[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2012, 33(6): 973-977.)

[13] KUZNETSOVAB V V, SHAMIRZAEVA A S. Flow boiling heat transfer of refrigerant R-134a in copper microchannel heat sink[J].Heat Transfer Engineering, 2016,37(13/14): 1105-1113.

[14] SUN Yan, ZHANG Li， XU Hong, et al. Flow boiling enhancement of FC-72 from microporous surfaces in mini-channels[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2011, 35(7): 1418-1426.

[15] WAN Wei, DENG Daxiang, HUANG Qingsong, et al. Experimental study and optimization of pin fin shapes in flow boiling of micro pin fin heat sinks[J]. Applied Thermal Engineering, 2017, 114: 436-449.

[16] FALSETTI C, JAFARPOORCHEKAB H, MAGNINI M, et al. Two-phase operational maps, pressure drop, and heat transfer for flow boiling of R236fa in a micro-pin fin evaporator[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2017, 107: 805-819.

[17] LEE S, MUDAWAR I. Transient characteristics of flow boiling in large micro-channel heat exchangers[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2016, 103: 186-202.

[18] LIU T L, PAN C. Infrared thermography measurement of two-phase boiling flow heat transfer in a microchannel[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 94: 568-578.

[19] WANG Sheng, BI Xiaotao, WANG Shudong. Boiling heat transfer in small rectangular channels at low Reynolds number and mass flux[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2016, 77:234-245.

[20] CHEN J C. Correlation for boiling heat-transfer to saturated fluids in convective flow[J]. Industrial & Engineering Chemistry Process Design and Development, 1966,5(3): 322-329.

[21] GUNGOR K E, WINTERTON R H S. A general correlation for flow boiling in tubes and annuli[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1986, 29 (3): 351-358.

[22] SHAH M M. A general correlation for heat transfer during film condensation inside pipes[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1979,22 (4):547-556.

[23] QU Weilin, SIU-HO A. Experimental study of saturated flow boiling heat transfer in an array of staggered micro-pin-fins[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2009, 52(7/8): 1853-1863.

[24] KRISHNAMURTHY S, PELES Y. Flow boiling of water in a circular staggered micro-pin fin heat sink[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2008, 51(5/6)：1349-1364.