引 言

随着 MEMS（micro-electro-mechanical-systems）技术的发展，电子器件集成化和高频化程度不断提高，导致芯片的热通量不断提高，其耗能和散热问题逐渐成为一个研究热点[1]。而微技术由于尺度的微细，具有很高的面体比，从而使传递效果有明显的增加，比常规尺度提高 2～3 个数量级[2]，是解决该问题的一个重要工具。沸腾换热过程因相变潜热的释放而具有极大的热传递能力，具有传热系数高和传热温差低的特点，是一种非常高效的热传递方式。而微通道沸腾表面可以在有限的立体空间内极大增加换热面积，极大提高沸腾换热的效率，因此必定是未来强化沸腾换热技术的主导方向[3]。

临界热通量(critical heat flux，CHF)是微通道沸腾换热的一个重要的限制性参数，代表着传热能力的上限，对微通道系统设计和安全操作有很重要影响。发生CHF后，换热壁面温度急剧上升，传热系数急剧下降。如果不及时处理，将会严重影响换热效果，甚至导致设备壁面烧毁，还有可能会出现灾难性的后果。因此研究CHF的物理形成机制，并掌握CHF的变化特性有着十分重要的意义。常规通道中的CHF，无论是对于垂直流动还是对于水平流动，都已进行了大量的研究[4-7]。近年来，关于微尺度下流动沸腾的 CHF成为了国内外众多学者的研究热点。Vandervort等[8]对0.3～2.7 mm的微通道进行了CHF实验，结果表明CHF值随质量流速和过冷度的增加而增加。周继军等[9]对当量直径为 0.5 mm、有效加热长度为 45 mm的微通道进行了临界热通量的实验研究，认为微通道中临界热通量的产生是由于微通道内的蒸气阻塞。陈志静等[10]实验研究了矩形微通道CHF随质量流速、进口过冷度和出口干度的增加而出现的变化趋势，以及槽道尺寸对CHF的影响，结果表明：CHF随质量流量的增加而增加；进口过冷度对CHF没有明显影响；CHF随着出口干度的增加而降低。Wojtan等[11]研究发现，微通道流动沸腾CHF随着质量流速、加热长度、通道内径的增大而增大，而入口过冷度对 CHF影响不大。Basu等[12]通过对微管内R134a流动沸腾CHF的研究，发现存在一个最佳管径使得CHF达到最大值，大于该管径，CHF几乎不受影响。张瑞达等[13]以水和三种不同质量分数（0.2%、0.5% 和 1.0%）的Al2O3纳米流体作为实验工质，在三种不同尺寸微槽道中进行饱和沸腾传热实验，研究沸腾传热过程中临界热通量的变化特性，实验结果表明：在水力半径较小的槽道内 CHF 发生得比较早，CHF 随纳米流体浓度的增大而增大。罗小平等[14]研究了三种微槽道流动沸腾CHF特性，并提出了一个CHF预测模型。Chen等[15]研究了60个平行微通道的流动沸腾CHF特性，全面分析了CHF的形成机理，并提出了一个CHF预测模型。Kosar等[16-17]对微通道及微肋阵通道流动沸腾做了大量研究，在对已有CHF关联式进行分析的基础上，提出了新的关联式。Guo等[18]对光滑表面和正规排列的柱状微结构进行了流动-喷射复合式强化沸腾换热研究，相比于光滑表面，在相同工况下柱状微结构的CHF更高。Rainey等[19]以FC72为工质，通过对两种不同表面流动沸腾的实验研究，发现在相同工况下，多微孔结构相比于平面的CHF更高。Wang等[20]通过对多孔蜂窝表面、固体蜂窝表面和光滑表面进行了一系列的流动沸腾实验，发现在相同工况下两种蜂窝表面相比于光滑表面CHF更高。Deng等[21]通过实验研究了微针肋通道的流动沸腾换热特性，并与常规尺度光滑微通道进行了比较，发现微针肋通道的换热性能得到了明显的强化，CHF显著提高。Wei等[22]通过大量的实验研究，对比分析了柱状微结构表面和光滑表面，发现柱状微结构表面相比于光滑表面都显示出较大的强化沸腾换热效果。综上所述，目前微通道流动沸腾CHF的研究主要集中在工质类型、通道尺寸、不同表面能表面处理以及微肋阵肋片的尺寸等方面，而微肋的形状对流动沸腾CHF的影响研究却很少。微肋的形状对通道的换热面积、对流体的扰动和换热效率均有较大影响，因此微肋阵的流动沸腾CHF特性还有待进一步探索。

本文以去离子水为工质，对菱形、椭圆以及圆形三种微肋阵通道的流动沸腾 CHF特性进行了实验研究，研究了微肋阵通道中流动沸腾CHF的物理机制及影响因素，并将实验数据与已有的预测关联式进行了比较分析。

1 实验系统

1.1 实验装置

  

图1 实验系统简图Fig.1 Sketch of experimental system

实验系统如图1所示。实验系统由微肋阵实验段、压力控制供液回路、直流稳压电源加热系统以及数据采集系统等组成。实验所需压力由14 MPa的高压氮气瓶提供。高压氮气经过三层气体过滤器及压力控制装置后驱动储液罐内的去离子水进入管路，经过恒温水槽预热后进入微肋阵实验段，工质经过换热后，进入集液罐。实验中，通过调节三级精密减压阀可以控制去离子水的流量，三层气体过滤器可滤掉气体中杂质以减少气体波动；储液瓶采用20 L不锈钢储液瓶（Festo），钢瓶中去离子水经过加热预热处理以去除水中不凝性气体。实验段入口的节流阀可以对来流节流降压，以此降低液体压力的控制难度和对实验段进口压力的影响；工质入口实验段进出口设有T型热电偶和压差变送器以测量进出口温度及进出口压差。实验段上方设有电子可视化拍照系统，可实时观察通道内流体流动情况。实验中工质流量采用微流量计测量；采用Fluke数据采集仪采集温度、压力等数据，直流稳压电源来对微肋阵实验段加热。

如图2所示，实验段采用微肋阵通道与加热部分一体化的设计方法，在紫铜棒顶端加工出微肋阵及流动通道，以消除加热棒与实验段之间的接触热阻，并在紫铜棒底端铣出9个柱状加热孔，插入电加热棒对顶端实验段进行加热，通过直流稳压电源控制电加热棒的加热功率，在实验段一侧沿工质流动方向布置上下两层共计10根T型热电偶，以测量实验段周围的温度。

  

图2 实验段及加热部分示意图Fig.2 Schematic diagram of experimental section and heating section

 

表1 实验段几何尺寸Table 1 Geometric dimensions of experimental section

  

Shape of fins H/mm a/mm b/mm d/mm ST/mm SL/mm circle 0.5 — — 0.4 0.8 1.2 ellipse 0.5 0.8 0.4 0.5 0.8 1.2 diamond 0.5 0.8 0.4 0.36 0.8 1.2

实验段材质为紫铜，采用机加工技术完成，具有较高的精度，相同的加工工艺可保证不同截面的三种微肋阵通道的表面粗糙度大致相同。布置微肋结构的流道长度 L = 40 mm，宽度 W = 5.2 mm，实验段如图3所示，具体尺寸见表1。实验段顶部覆盖玻璃板作为流动沸腾可视化窗口，实验段和玻璃板以及实验段与管路接口之间均采用 704 硅橡胶进行黏结密封，封装模型如图4所示。实验段两端管路接口采用坚硬的铁料加工而成，铁块与实验段接口处截面为矩形，截面直径略大于实验段进口直径，以便于实验段接入管路。铁块内部开有长×宽×高为65 mm×5.2 mm×0.5 mm的矩形通道作为实验段进口过渡段，截面与实验段通道一致，以尽量减少实验中通道截面变化引起的入口效应。经计算得知，在本实验流量范围内，微肋阵的入口段较短，最大长度为55.7 mm，小于通道的过渡段长度，使得整个微肋阵都处于充分发展段。为了尽量减少热量损失，在实验过程中用保温石棉包裹加热紫铜棒进行保温处理，只留出上方玻璃窗口用来实验观察。

  

图3 微肋阵实验段示意图Fig. 3 Schematic diagram of experimental section of micro pin fins

  

图4 实验段封装简图Fig. 4 Schematic diagram of experimental package

1.2 实验步骤

在实验开始之前将去离子水加热至沸腾以去除水中不凝结气体，用少量弱酸对实验段表面进行冲洗以去除紫铜表面的氧化层，最大程度地确保每次实验时实验段表面具有相同的表面粗糙度，设定恒温水槽预热温度，对压差变送器进行校零。通过调整氮气压力驱动去离子水进入实验管路，待压力值、预热温度值以及流量稳定后，实验开始进行。调整直流电源电压电流来控制加热功率，并以适当的幅度改变加热电压，待通道内传热达到稳定状态时记录实验数据。当加热电压细微增加，通道出口壁温急剧增加时，达到CHF，关闭电源，停止实验。在不同的实验参数工况下，对各微肋阵通道均按上述步骤进行实验。

2 数据处理及误差分析

2.1 数据处理

在本实验中，测量实验段底部与加热部分连接部分两侧的温度。根据一维稳态导热的假设，实验段通道底部壁面温度T 可由式（1）得到

发布会现场，中国酒业协会副理事长、秘书长宋书玉宣布了中国葡萄酒感官评价体系评委团组成，并为评委团成员颁发了证书。评委团主席段长青代表行业专家就中国葡萄酒评价体系的建立做了说明和解读。评委团主席：段长青；评委团副主席：王树生、焦复润；评委团委员：李记明、李德美、崔彦志、崔彩虹、孟雷、李泽福。

 

壁面换热面积（A）包括通道实际表面积减去肋阵所占用的表面积，再加上考虑微肋的翅片效率的当量表面积，该面积中包含通道侧壁面积是因为本文通道实际表面积不大，侧壁的面积在整个通道表面积中所占比例较高，无法忽略，因此壁面换热面积为

 

式中

 

根据傅里叶热传导原理[17]，利用实验段上下测温孔处的温度梯度来计算有效热通量qe

 

实验段沸腾传热系数可以由牛顿冷却定律[23]得到，如式（4）所示

 

 

平均绝对误差（MAE）用来比较实验数据与现有预测关联式

m ——质量流量，kg·s−1

随广东省“百千万人才培养工程”名师班的同学们参观完东莞台商子弟学校以后，总想写点什么。一来这是在中国大陆最早的一所台湾学校，并且在我们东莞；二来参观完这所学校，与众多的大陆学校相比，还真的有点不一样，那种说不出的教育感觉这几天一直在萦绕着我，难以释怀。

 

2.2 实验误差分析

本实验台主要测量仪器的精度为：压差变送器采用罗斯蒙特3051压力变送器，测量范围0～100 kPa，精度为0.065%；热电偶采用T型热电偶（TTT-40-SLE），精度为±0.15℃；恒温水槽采用HH-601恒温水浴锅，温度控制精度为±0.1℃；微流量计（EH8301A）量程为 0～500 g·min−1，精度为±0.01%。微肋阵及通道尺寸由机加工所用雕刻机（YF-DA7060）精度决定，其加工精度为±0.5 μm，因此其各个尺寸误差在±0.2%以内。根据本实验所用主要仪器设备情况按误差传递理论来估算实验结果在极端条件下的最大可能误差。通过二次方程对实验数据进行误差传递计算，假设Y=f (x1, x2, x3,…,xn)，其中，x1，x2，xn为相互独立的变量，误差表示式[24]为

 

d ——微肋截面水力直径，mm

 

表2 实验误差Table 2 Experimental error

  

Parameter Error/%T ±1.1 G ±0.33 ΔP ±3.25 q ±3.93 htp ±4.57 x ±4.55

3 结果与分析

3.1 CHF物理机制

61年前，北京中科印刷有限公司在北京市通州区北苑建厂，建厂初期主要承印各个研究所的期刊，其当时所做的数字表格，与全国其他印刷企业相比质量名列前茅。

  

图5 热通量与出口壁面温度曲线Fig. 5 Curves of heat flux and outlet wall temperature

当前，民间借贷的发展已进入高级阶段，在这种高级阶段，民间借贷的内生化特点必然使得借款人处于弱势地位，出现借贷双方信息力量不对等的情形。［1］从我国立法实践来看，民间借贷立法相对滞后，相关法律规则散布于《合同法》《担保法》《刑法》《贷款通则》等法律法规中，内容较为零散，侧重点各有不同，尚未形成对放贷人准入条件、借款人权利保障、借贷流程的系统性规定，致使民间借贷在一定程度上游离于法制监管之外，其“地下式”野蛮生长也就成为必然。在这种情形下，借贷市场生态持续恶化，在暴利的市场导向以及贪利的心理驱动下，一些借贷骗局、陷阱不断出现，带有欺诈性质的“套路贷”犯罪应运而生。

  

图6 菱形微肋阵可视化图片（G=128 kg·m−2·s−1，Tin=80℃）Fig. 6 Visual image of diamond micro pin fins for G=128 kg·m−2·s−1 and Tin=80℃

  

图7 热通量与出口局部沸腾传热系数曲线Fig. 7 Curves of heat flux and outlet partial boiling heat transfer coefficient

  

图8 热通量与通道压降曲线Fig. 8 Curves of heat flux and channel pressure drop

图8为不同质量流速下微肋阵通道内的压降随热通量的变化曲线。通道压降随热通量的增大而增大，当热通量增大达到CHF时，通道压降急剧减小。这是因为：当质量流速不变时，热通量的增加导致壁面温度升高，工质吸热增多，含汽率增大，气液混合物的平均密度下降，流体平均速度变大，壁面摩擦阻力变大，摩擦压降相应增加，而通道内压降主要是摩擦压降[27]，所以压降增大。当达到CHF时，出口沸腾不稳定性增大并迅速向上扩展到整个通道，造成通道堵塞，新的液体不能迅速补充，从而导致微通道的流体流速急剧下降，进而微通道压降急剧降低。

3.2 CHF的影响因素

图9为微肋阵通道与光滑通道内CHF对比。Qu等[28]的实验微通道水力直径为 1～3 mm，工质为水，实验工况与本实验相当，因此本实验的光滑通道CHF曲线由Qu等的关联式计算得出。从图中可以看出，在相同工况下，椭圆、菱形和圆形微肋阵通道内的CHF均高于光滑通道关联式CHF计算值。这主要是因为：与光滑微通道相比，微肋阵通道具有更强的换热能力。一方面微肋阵的结构使得微通道换热面积大大增加；另一方面通过可视化可知，由于微肋片交错分布，且分布密集，气泡在向通道上游延伸过程中受到肋片的扰动扩展形成弯曲形，气泡沿通道上游的生长或伸长受到抑制，延缓了雾状环状流的发生，减小了反向流动的不稳定性，并且微肋片的存在也限制和减少了较长气泡的产生，有利于气泡在通道中平滑的脱离[29-30]，如图6（b）所示，微肋片的阻滞使得气泡沿通道方向的伸长受到限制，致使气泡沿横向伸展。所以微肋阵通道较相同工况下的光滑通道有着更高的CHF。通过计算可知，菱形微肋阵通道较光滑通道CHF平均增大了 48.2%，圆形微肋阵通道增加了 40.2%，椭圆形微肋阵通道增幅最大，达到了 67.9%。在相同工况下，椭圆微肋阵通道的CHF最大，菱形微肋阵次之，圆形微肋阵最小。由图9可知，在质量流速小于 160 kg·m−2·s−1时，圆形和菱形微肋阵的 CHF 几乎相等，而椭圆形微肋阵较菱形、圆形微肋阵有着更大的 CHF；当质量流速大于 160 kg·m−2·s−1时，菱形微肋阵的CHF明显大于圆形微肋阵，且小于椭圆形微肋阵。由于菱形与椭圆形微肋片短轴与圆形微肋片的直径相等，而长轴是圆形直径的两倍，所以圆形微肋阵肋片间距更大，肋片间形成的次级通道更宽，气泡不易聚集在肋柱周围形成液体薄膜，肋片的阻滞效应较小，从而气泡更易于从通道中脱离。而菱形微肋阵和椭圆形微肋阵由于其细长结构，使得肋间距更小，肋间形成的次级通道更窄，肋片的阻滞效应很大，气泡不易于脱离，聚集在肋片周围形成薄膜状换热。椭圆形微肋片之间形成的次级通道最窄，圆形微肋阵形成的肋间次级通道最宽，因而在流动沸腾过程中椭圆形微肋阵对气泡的阻滞效应最大，圆形微肋阵最小。肋片间阻滞效应的不同直接造成了沸腾过程中两相压降的不同，两相摩擦压降的大小直接代表着微肋阵通道流动沸腾中的阻力大小。通过图10分析可知，椭圆形微肋阵通道的两相摩擦压降最大，因而在椭圆形微肋阵通道中气泡向上游生长受到的抑制更大，减小了反向流动的不稳定性，延缓了换热恶化，因此椭圆形微肋阵的CHF 最大。在质量流速小于 160 kg·m−2·s−1时，菱形微肋阵通道的两相摩擦压降与圆形微肋阵相差很小，沸腾换热剧烈程度相当，因此菱形微肋阵与圆形微肋阵的 CHF相差不大；当质量流速大于 160 kg·m−2·s−1时，菱形微肋阵通道的两相摩擦压降大于圆形微肋阵通道，气泡沿上游生长受到的抑制作用更大，通道的反向不稳定性更小，从而菱形微肋阵比圆形微肋阵的CHF更高。从图9还可看出，三种微肋阵通道的CHF都随着质量流速的增长几乎呈线性增长。本实验中临界的发生是由于干涸点的形成，主流流速对CHF影响很大。

  

图9 微肋阵通道CHF与光滑通道的对比Fig.9 Comparison of CHF between smooth channel and channel of micro pin fins

  

图10 热通量与两相摩擦压降曲线Fig. 10 Curves of heat flux and two-phase friction pressure drop

图11为菱形微肋阵通道入口过冷度与CHF的关系曲线。入口过冷度对CHF的影响很大，CHF随入口过冷度的增大而增大。作者认为，由于本实验中入口过冷度较大，工质从入口温度到加热到临界状态需要更多的热量，因此入口过冷度对CHF的影响较为明显，CHF随着入口过冷度的增大而增大。如图12所示，CHF随着干度的增加而减小。这是因为，随着x的增大，微通道内形成气泡数量会增多，气泡的脱落频率也会加快，则通道出口处形成的液膜就越容易破裂被蒸干形成汽阻，CHF也就越早发生，因此临界热通量值也就越小。

过程误差分析分为过程控制变量和过程变量的误差分析。多工序制造过程中关键过程控制变量作为制造系统的作用因素被称为误差源，过程变量作为被作用因素被称为零件误差。当多工序制造过程被抽象为具体数学模型后，误差源为该数学模型的自变量因子，零件误差为因变量因子。

  

图11 入口过冷度与CHF曲线Fig. 11 Curves of inlet subcooling and CHF

  

图12 出口干度与CHF曲线Fig.12 Cueves of outlet quality and CHF

3.3 CHF预测模型

Kosar等[16]在 Bowers等[31]用于预测微小通道制冷剂流动沸腾CHF的关联式的基础上，拟合提出了用于微小通道内的CHF关联式

 

式中

本节以菱形微肋阵通道为例，对CHF的发生机制进行说明。图5为菱形微肋阵通道在五个不同的质量流速下有效热通量与出口壁面温度的曲线。在低热通量下，曲线是线性的，此时通道内为单相流动，工质与实验段进行对流换热。随着热通量的进一步增大，当壁温达到100℃左右时曲线斜率下降，加热壁面产生气泡，微肋阵通道内的传热由单相对流传热转变为沸腾传热。沸腾首先在出口区域产生，并随着热通量的增加逐步向通道上游扩展，直至整个通道，此时沸腾进入充分发展阶段。当热通量进一步增加到一定值时，表面温度急剧上升，这标志着 CHF的出现。这是由于通道出口流体含汽率增加，逐步形成汽团并向上扩展造成堵塞，新的液体来不及补充，在壁面处形成干涸点，导致壁温急剧增加。微通道中流体变化特性可通过可视化观察得到，图6为距离入口35 mm处微肋阵通道内流体在不同流态下的图片，入口温度Tin=80℃，质量流速G=128 kg·m−2·s−1。其中发生 CHF 时出口通道现象如图6（e）所示，此时通道内已发生干涸，出口处凝聚一片汽团。

 

如图13所示，关联式预测值与实验值比较吻合，实验值大都在 20%的误差范围内。其中圆形、菱形和椭圆微肋阵通道的实验值与预测值整体的平均绝对误差分别为3.9%、5.3%和17.3%。圆形和菱形微肋阵通道的预测误差很小，椭圆形微肋阵预测误差稍大，但也在误差所允许范围内。这表明该微通道的关联式适用于本实验，可以很好地预测微肋阵通道内CHF，进一步验证了本实验的结果。

  

图13 CHF预测值与实验值对比曲线Fig. 13 Comparison curve of CHF between experimental value and predictions of correlations

4 结 论

本文对菱形、椭圆以及圆形微肋阵微通道流动沸腾CHF特性进行了实验研究，结合可视化方法对微肋阵通道内 CHF的物理机制和影响因素进行了分析，并结合现有预测关联式进行了对比验证。主要结论如下。

（1）随着热通量的增大，肋柱周围气膜破裂，汽团阻塞通道，致使壁温飞升、压降骤降，从而导致微肋阵通道出现CHF。

qe ——有效热通量，W·cm−2

（3）椭圆形微肋阵通道的CHF在相同工况下最大，菱形微肋阵通道次之，圆形微肋阵通道的CHF最小。微肋阵通道的CHF随着质量流速和入口过冷度的增加而增加，随着出口热力学干度的增加而减小。

（4）通过比较微肋阵通道的 CHF实验值与Kosar预测关联式，发现二者较为吻合。该关联式计算值与椭圆、菱形和圆形微肋阵通道实验值的平均绝对误差分别为17.3%、5.3%和3.9%。

符 号 说 明

A ——壁面换热面积，m2

健康评估实训报告评价：采用自行设计的健康评估实训报告学生评价调查问卷对两组学生进行调查，问卷主要包括实训报告课堂完成情况、利于课前预习课后复习、重难点突出、合理分配课堂时间4个条目，每个条目的选项为好、一般、差，学生匿名填写。教学结束后，发放调查问卷222份，问卷有效回收率为100%。

Acfin ——单个肋片截面面积，m2

图7为热通量与出口局部沸腾传热系数的曲线，从图中可以看出，沸腾传热系数随着热通量的增大而下降。在低热通量下，沸腾传热系数随着热通量的增加而急剧下降；热通量进一步增加，传热系数趋于稳定，传热系数曲线较为平缓；当热通量增加达到CHF时，传热系数急剧减小。Lu等[25]、Lee等[26]在微通道流动沸腾实验中也发现了相似的下降趋势。结合图6可视化观察，作者分析认为，当沸腾开始时，由于肋柱轴向的传热以及自身的结构特点，在肋根处更容易形成气化核心，气泡产生速率较大且互不干扰，传热效果良好；随着沸腾进一步扩展，气泡数量增多，气泡间会发生碰撞与合并形成较大气泡，由于肋柱的阻滞作用，大气泡随流体流动速度变小，成块的气泡与通道底层之间形成一层微小夹层，对气泡的产生和脱离造成了影响，导致传热恶化；随着热通量进一步增大，沸腾扩展到整个通道，由于肋柱间距较小且通道中肋柱分布密集，对气泡有很大阻滞效应，相邻两肋片产生的气泡相互影响，在肋片周围形成了一层稳定的膜层，此时气泡的产生与脱离较为稳定，传热系数曲线较为平缓；随着热通量继续增加，聚集在肋柱周围的膜层破裂，当达到CHF时，通道中形成汽团且逐步向上游扩展形成堵塞，出口壁面处来不及补液，出现干涸点，导致壁温飞升，传热系数急剧减小。

A1 ——通道底面面积，m2

a ——菱形、椭圆截面长轴长度，mm

b ——菱形、椭圆截面短轴长度，mm

cp ——比定压热容，kJ·kg−1·K−1

根据式(7)各实验变量参数相对误差计算结果如表2所示。

参考俞晟、马俊等人[16-17]的游憩活动分类方法,将目前游客在百米林带中进行的游憩项目按照活动特征分为观赏风光类、静态游憩类、动态游憩类以及群体活动类4种。79%的游客选择在林带中进行观赏风光及静态游憩类的活动项目,动态及群体活动进行的频率较低。造成此类现状的原因之一是林带的主要使用人群为老年人,没有精力进行对体力消耗较大的动态游憩活动; 另一个原因是由于林带中植物种植方式多以成片群植为主,幽闭空间较多,空旷的大草坪非常少,限制了游人的活动类型。

G ——质量流速，kg·m−2·s−1

H ——肋高，mm

hfg ——汽化潜热，kJ·kg−1

htp ——局部沸腾传热系数，W·m−2·K−1

地球上怕冷的植物有很多，但植物界也有不少勇士。它们不仅不怕北极的极寒天气，而且还在极地生活得有滋有味，比如苔藓和地衣。

BIM模拟分析的优势在于BIM模型承载了建筑的基本信息，当前很多建筑性能分析软件支持BIM模型格式（如IFC等），可实现一模多用，降低了专业分析软件的门槛，减少了建模的时间和复杂程度，更容易将诸多功能集成到运维平台上来，进行综合评价和分析，满足运维管理的需求。

L ——通道长度，mm

出口干度x[17]可由有效热通量计算为

在汪宗星的心里一直认为，民营企业不仅仅是一个经济实体，更是一个社会肌体，履行社会责任不是“补偿”，也不仅仅是回报，而是企业立足社会的根本需要，是企业发展的动力。同样，回报社会、奉献社会更是企业的神圣使命，也是企业家自身价值的根本所在。

n ——肋个数

扁平疣也叫做千日疮，瘊子等。是病毒引起的以细胞增生反应为主的一类皮肤浅表性良性赘生物，好发于青少年的病毒感染性疾病。临床表现为皮色或粉红色的扁平丘疹，多见于面部和手背，无明显的自觉症状，病程慢性1。可通过直接或间接的接触传染，部分患者的扁平疣随着时间的推移变大，不仅影响面貌且随着皮损的范围扩大，也给周围的的人带来传染的威胁。火针疗法通过对病灶的定位，准确无误的进行刺入，火针具有针刺和疚疗的双重作用，古医术针对火针有诸多的记录，流传至今已经累积了无数先人的经验，术者手法熟练的情况下，能够几针快速消除病症，相较于其他的治疗形式简便快捷，受到了本次参与研究的50例患者的推崇。

P ——微肋片湿周，mm

qchf ——临界热通量，W·cm−2

（2）微肋阵通道相比光滑微通道具有更高的CHF，椭圆、菱形和圆形微肋阵通道较光滑通道CHF计算值分别增大了67.9%、48.2%和40.2%。

SL ——微肋片纵向间距，mm

ST ——微肋片横向间距，mm

S1 ——底部到侧壁上层热电偶距离，mm

S2 ——侧壁下层到上层热电偶距离，5 mm

T ——壁面温度，℃

晚期史诗所表现的人物与情节都具有很强的现实性。例如，著名的法兰西史诗《罗兰之歌》，产生于十一世纪初叶，是以现实中的帝王将相武功为内容的叙事体诗歌，在欧洲被称为“纪功歌”，叙述的是九世纪流传的查理大帝和他的勇将罗兰的事迹。众所周知，查理一世(公元742—814年)，或称查理大帝、查理曼，是法兰克国王矮子丕平的儿子，公元769年继承王位，后通过征略成为伦巴德人、托斯卡纳人、萨克森人的国王，公元800年受罗马教皇利奥三世加冕做了皇帝，统治了欧洲大部地区，建立起罗马帝国之后的又一大帝国。史诗中所描写的诸多战役，大都见诸史料记载。例如，诗的开篇写道：

Tin ——进口温度，℃

Tsat ——工质饱和温度，℃

T1,T2 ——分别为实验段侧壁上层、下层平均温度，℃

ΔTsub ——入口过冷度，℃

Δti ——5对上下测温孔的差值

W ——通道宽度，mm

We ——Weber数

x ——出口热力学干度

ηf ——肋效率

λ ——紫铜热导率，取 393 W·m−1·K−1

所谓的智能原理，就是设计师在充分考虑建筑设计要求的基础上，研究和掌握智能设计编程技术。主要是在信息技术数据存储中使用存储方式，使我们能够保证所创建的通信设备更加合理可靠，同时也能利用所发现的具体问题，大致清除故障类型，故障，并能有效地解决这些问题，为一些小故障能自动修复.

ρ ——工质密度，kg·m−3

σ ——表面张力系数，N·m−1

References

[1] HITT D L, ZAKRZWSKI C M, THOMAS M A.MEMS-based satellite micro propulsion via catalyzed hydrogen peroxide decomposition[J]. Smart Mater. Struct., 2001, 10: 1163-1175.

[2] 过增元. 国际传热研究前沿——微细尺度传热[J]. 力学进展, 2000,1: 1-6.GUO Z Y. Frontier of heat transfer—microscale heat transfer[J].Advances in Mechanics, 2000, 1: 1-6.

[3] 魏进家, 张永海. 柱状微结构表面强化沸腾换热研究综述[J]. 化工学报, 2016, 67(1): 97-107.WEI J J, ZHANG Y H. Review of enhanced boiling heat transfer over micro-pin-finned surfaces[J]. CIESC Journal, 2016, 67(1): 97-107.

[4] 郭亚军, 徐应坤, 毕勤成, 等. 竖直方管内两相流动临界热通量的实验研究[J]. 西安建筑科技大学学报(自然科学版), 2013, 45(1) :126-129.GUO Y J, XU Y K, BI Q C, et al. Experimental study on critical heat flux of two-phase flow in a vertical square tube[J]. J. Xi’an Univ. of Arch. & Tech.(Natural Science Edition), 2013, 45( 1): 126-129.

[5] 刘振华, 杨荣华, 秋雨豪. 倾斜管内自然对流沸腾临界热通量的研究[J]. 航空动力学报, 2004, 19( 3): 342-345.LIU Z H, YANG R H, QIU Y H. Critical heat flux during natural convective boiling in inclined tubes[J]. Journal of Aerospace Power,2004, 19(3): 342-345.

[6] 彭劲枫, 徐建军, 黄彦平, 等. 竖直圆形通道周向均匀和非均匀加热临界热通量实验研究[J]. 核动力工程, 2016, 37(1): 38-42.PENG J F, XU J J, HUANG Y P, et al. Experimental research of critical heat flux under uniform heating and circumferential nonuniform heating in vertical circular channel[J]. Nuclear Power Engineering,2016, 37(1): 38-42.

[7] 彭云康, 陈炳德. 管内竖直向上流动水的临界热通量研究[J]. 核动力工程, 1995, 16(1): 51-54.PENG Y K, CHEN B D. Investigation for critical heat flux in upflow vertical tubes[J]. Nuclear Power Engineering, 1995, 16(1): 51-54.

[8] VANDERVORT L, BERGLES A, JENSEN M. An experimental study of critical heat flux in very high heat flux subcooled boiling[J]. Heat Mass Transfer, 1994, 37: 161-173.

[9] 周继军, 徐进良, 甘云华, 等. 微通道中临界热通量的实验研究[J].自然科学进展, 2005, 15(5): 585-590.ZHOU J J, XU J L, GAN Y H, et al. Experimental investigation of critical heat flux in micro channels[J]. Progress in Natural Science,2005, 15(5): 585-590.

[10] 陈志静, 罗小平. 竖直微槽道内沸腾换热 CHF 实验研究[J]. 低温与超导, 2012, 40(3): 40-44.CHEN Z J, LUO X P. Experimental study of the critical heat flux on boiling heat transfer in vertical micro channel[J]. Cryo.&Supercond.,2012, 40(3): 40-44.

[11] WOJTAN L, REVELLIN R, THOME J R. Investigation of saturated critical heat flux in a single, uniformly heated microchannel[J].Experimental Thermal and Fluid Science, 2006, 30: 765-774.

[12] BASU S, NDAO S, MICHNA G J, et al. Flow boiling of R134a in circular microtubes(Ⅱ): Study of critical heat flux condition[J].Journal of Heat Transfer, 2011, 133: 051503-1-051503-9.

[13] 张瑞达, 罗小平, 王维. 微槽道纳米流体饱和沸腾 CHF 特性研究[J]. 低温与超导, 2013, 41(6): 75-80.ZHANG R D, LUO X P, WANG W. Study on the saturated boiling critical heat flux characteristics of nano-fluids in micro channels[J].Cryo.&Supercond., 2013, 41(6): 75-80.

[14] 罗小平, 唐杨. 矩形微槽道纳米流体饱和沸腾临界热通量特性[J].低温与超导, 2010, 38(9): 76-80.LUO X P, TANG Y. Properties of saturated flow boiling critical heat flux through rectangular micro-channel[J]. Cryo.&Supercond., 2010,38(9): 76-80.

[15] CHEN T, GARIMELLA S V. A study of critical heat flux during flow boiling in microchannel heat sinks[J]. Journal of Heat Transfer, 2012,134: 011504-1-011504-9.

[16] KOSAR A, KUO C J, PELES Y. Boiling heat transfer in rectangular micro-channels with reentrant cavities[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2005, 48: 4867-4886.

[17] KOSAR A, PELES Y. Boiling heat transfer in a hydrofoil-based micro pin fin heat sink[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer,2007, 50: 1018-1034.

[18] GUO D, WEI J J, ZHANG Y H. Enhanced flow boiling heat transfer with jet impingement on micro-pin-finned surfaces[J]. Applied Thermal Engineering, 2011, 31: 2042-2051.

[19] RAINEY K N, LI G, YOU S M. Flow boiling heat transfer from plain and microporous coated surfaces in subcooled FC-72[J]. Journal of Heat Transfer, 2011, 123: 918-925.

[20] WANG L S, KHANA A R, ERKANB N, et al. Critical heat flux enhancement on a downward face using porous honeycomb plate in saturated flow boiling[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2017, 109: 454-461.

[21] DENG D X, CHEN R X, HE H, et al. Effects of heat flux, mass flux and channel size on flow boiling performance of reentrant porous microchannels[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2015, 64:13-22.

[22] WEI J J, ZHAO J F, XUE Y Y. Boiling heat transfer enhancement by using micro-pin-finned surface for electronics cooling[J]. Microgravity Sci. Technol., 2009, 21: S159-S173.

[23] 杨世铭, 陶文铨. 传热学[M]. 4版. 北京: 高等教育出版社, 2006:5-7.YANG S M, TAO W Q. Heat Transfer[M]. 4th ed. Beijing: Higher Education Press, 2006: 5-7.

[24] MOFFAT R J. Describing the uncertainties in experimental results[J].Exp. Thermal Fluid Sci., 1988, 1: 3-17.

[25] LU C T, PAN C. Convective boiling in a parallel microchannel heat sink with a diverging cross section and artificial nucleation sites[J].Experimental Thermal and Fluid Science, 2011, 35: 810-815.

[26] LEE J, MUDAWAR I. Two-phase flow in high-heat-flux micro channel heat sink for refrigeration cooling applications(Ⅱ): Heat transfer characteristics[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2005, 48: 941-955.

[27] 谢鸣宇, 罗小平, 胡丽琴. 微通道内 R22 制冷剂流动沸腾的压降特性[J]. 化学工程, 2016, 44(1): 38-42.XIE M Y, LUO X P, HU L Q. Pressure drop of flow boiling R22 in microchannel[J]. Chemical Engineering(China), 2016, 44(1): 38-42.

[28] QU W, MUDAWAR I. Measurement and correlation of critical heat flux in two-phase microchannel heat sinks[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2004, 47: 2045-2059.

[29] PRAJAPATI Y K, PATHAK M, KALEEM K M. A comparative study of flow boiling heat transfer in three different configurations of microchannels[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer,2015, 85: 711-722.

[30] PRAJAPATI Y K, PATHAK M, KALEEM K M. Transient heat transfer characteristics of segmented finned microchannels[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2016, 79: 134-142.

[31] BOWERS M B, MUDAWAR I. High flux boiling in low flow rate, low pressure drop mini-channel and micro-channel heat sinks[J]. Int. J.Heat Mass Transfer, 1994, 39: 321-334.