泡沫銅孔密度對池沸騰換熱性能的影響及氣泡行為特性分析

黃程剛， 陳 卉， 王 會

(東華大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院， 上海 201620)

電子元器件的集成度越來越高，致使微電子設(shè)備因局部溫度過高而使工作性能及穩(wěn)定性大大降低，急需提高電子設(shè)備的換熱性能[1]。池沸騰換熱是一種具有高熱流密度的換熱方式，其不需很高的過熱度就能達到極高的熱流密度，在高效換熱器中有重要作用。池沸騰換熱性能由表面過熱度、氣泡成核點位置、總換熱面積、沸騰工質(zhì)決定。傳統(tǒng)增強池沸騰換熱的方法包括調(diào)整操作壓力及溫度差[2]、加熱面粗糙化處理[3]、增大換熱面積[4-5]、使用新型工質(zhì)改變表面潤濕性[6-7]以及制成金屬多孔表面[8-10]等。泡沫金屬是一種新型的多孔介質(zhì)，具有孔隙率高、導(dǎo)熱系數(shù)大、比表面積大等優(yōu)點[11]，可為池沸騰換熱提供更多的氣泡成核點，是一種能夠有效增強池沸騰換熱的途徑。

目前很多研究者對泡沫金屬表面的池沸騰傳熱特性進行了研究。Zhu等[12]研究了油和制冷劑的混合物在泡沫金屬上的池沸騰換熱特性，結(jié)果表明，泡沫金屬表面的沸騰換熱系數(shù)相比光滑表面最多可提高160%。Manetti等[13]研究發(fā)現(xiàn)，相比普通光滑表面，泡沫銅表面可以更好地吸收和擴散流體，強化池沸騰換熱。Moghaddam等[14]研究發(fā)現(xiàn)沸騰工質(zhì)會影響池沸騰換熱性能：以水為沸騰工質(zhì)時，孔密度為30 PPI(1 PPI=0.39個孔/cm)的泡沫銅能夠強化池沸騰換熱，而孔密度為80 PPI的泡沫銅和石墨泡沫不能強化池沸騰換熱效果；以氟化液為沸騰工質(zhì)時，孔密度為30和80 PPI的泡沫銅和石墨泡沫均能強化換熱效果。Xu等[15]研究丙酮在泡沫銅中的池沸騰換熱特性時發(fā)現(xiàn)，低孔密度的泡沫銅在低熱流密度區(qū)的換熱效果更好，高孔密度泡沫銅在中高熱流密度區(qū)的換熱效果更好。賈曦[16]對孔密度為10～50 PPI的泡沫銅強化池沸騰換熱性能做了詳細探究，結(jié)果顯示，在沸騰初期，孔密度為10和20 PPI的泡沫銅強化換熱效果較好，隨著過熱度增大，孔密度為30和40 PPI的泡沫銅強化換熱效果變得越來越好，但當(dāng)孔密度增大至50 PPI時，強化沸騰效果反而減弱。Liu等[17]研究發(fā)現(xiàn)，在孔密度為10、30、60、90 PPI 4種孔密度的泡沫銅中，孔密度為60 PPI的泡沫銅強化池沸騰換熱效果最好，其最大傳熱系數(shù)相比光滑表面提高了1倍，且不同孔密度泡沫銅的強化換熱效果差異很大。

池沸騰換熱的強弱與氣泡行為特性密不可分。姚遠等[18]對乙烷在水平銅表面池沸騰的氣泡行為特性進行研究，結(jié)果顯示，氣泡的脫離直徑與頻率隨熱流增大而增大，氣泡脫離過程常伴隨合并、軌跡改變現(xiàn)象。Yuan等[19]采用Botlzmann方法模擬了池沸騰過程中氣泡成核、聚結(jié)、生長和分離的過程，研究發(fā)現(xiàn)，典型的沸騰周期包括單個氣泡的成核和成長、兩個氣泡的合并，以及合并氣泡的振蕩和分離。Huang等[20]研究發(fā)現(xiàn)，泡沫金屬池沸騰過程中氣泡脫離泡沫金屬骨架時存在均勻分裂脫離和滑移分裂脫離兩種形式，并提出了氣泡的受力模型。

然而，由于泡沫金屬結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，不同泡沫金屬孔密度對池沸騰換熱的影響不同，對應(yīng)的氣泡行為特性和換熱機理尚不明確。本文將泡沫銅的孔密度劃分為低孔密度(10～40 PPI)和高孔密度(50～90 PPI)，通過搭建可視化試驗臺，研究不同孔密度泡沫銅表面的強化池沸騰換熱特性，并對氣泡的動態(tài)行為和液體補充方向進行理論分析。

1 試驗設(shè)計

1.1 試驗系統(tǒng)

圖1為泡沫銅強化池沸騰換熱試驗系統(tǒng)的示意圖，其由加熱系統(tǒng)、玻璃腔體、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)以及電源系統(tǒng)組成。其中：加熱系統(tǒng)由3個功率為150 W的干燒加熱棒以及輔助加熱器、調(diào)壓器、功率計組成。玻璃腔體尺寸(長×寬×高)為100 mm×100 mm×250 mm，腔體外壁由4塊10 mm厚的有機玻璃組成，底板為聚四氟乙烯板，底板中央開有邊長為21 mm的方形小孔，供加熱銅塊穿過底板與試驗工質(zhì)(去離子水)接觸。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由數(shù)據(jù)采集儀、計算機、K型熱電偶、高清攝像頭組成。試驗共布置6個熱電偶，其中H1～H5置于加熱銅塊上，相鄰兩個熱電偶間距6 mm，如圖2所示。H6置于腔體內(nèi)，用于測試工質(zhì)的飽和溫度Ts。

圖1 試驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the experimental system

圖2 加熱銅塊上的熱電偶布置(單位：mm)Fig.2 Thermocouple arrangement on the heating copper block (unit: mm)

1.2 試驗樣件與步驟

試驗樣件。為探究不同孔密度泡沫銅對池沸騰換熱性能的影響，選取9種不同孔密度(10～90 PPI)，長、寬均為20 mm，厚度為5 mm的泡沫銅(昆山廣嘉源新材料公司)作為試驗樣件。不同泡沫銅的孔隙率(94.6%～96.6%)存在微小偏差，可以忽略孔隙率、生產(chǎn)工藝對試驗結(jié)果的影響。

試驗步驟。①接通輔助加熱器電源，加熱試驗工質(zhì)至沸騰，持續(xù)20～30 min，確保除去溶解在試驗工質(zhì)內(nèi)的不冷凝氣體；②關(guān)閉輔助加熱器，冷卻2～3 h后再打開輔助加熱器，加熱并使腔體內(nèi)工質(zhì)維持沸騰狀態(tài)，接通加熱棒的電源，用調(diào)壓器調(diào)節(jié)輸入功率至10 W；③打開數(shù)據(jù)記錄儀記錄溫度，待熱電偶收集到的溫度波動低于0.1 K/30 min時，認定池沸騰達到穩(wěn)定狀態(tài)，記錄該階段熱電偶的溫度，并用計算機導(dǎo)出；④使用相機拍攝腔體內(nèi)工質(zhì)的沸騰現(xiàn)象，然后用調(diào)壓器將輸入功率調(diào)大5 W，輸入功率每上升5 W后，重復(fù)步驟③，直至輸入功率調(diào)至100 W；⑤根據(jù)計算機導(dǎo)出的數(shù)據(jù)計算泡沫銅表面池沸騰的熱流密度和換熱系數(shù)。熱流密度和換熱系數(shù)隨過熱度增大的變化情況能夠反映泡沫銅的池沸騰換熱性能，且熱流密度與換熱系數(shù)越大，池沸騰換熱性能越強。

1.3 參數(shù)計算與不確定度分析

1.3.1 總換熱面積

根據(jù)均勻泡沫金屬模型[21]，泡沫金屬總換熱面積可由式(1)計算得出。

(1)

式中：n為梯度泡沫金屬的層數(shù)，n取1；V和dp分別為每層泡沫金屬的體積、泡沫金屬孔徑，計算公式如式(2)和(3)所示。

V=0.02×0.02×H

(2)

dp≈0.025 4/ω

(3)

式中：H為泡沫金屬厚度；ω為泡沫金屬孔密度。將式(2)和(3)代入式(1)中計算得到泡沫金屬的總換熱面積，如式(4)所示。

(4)

1.3.2 熱流密度、過熱度和換熱系數(shù)

熱流密度q的計算公式由傅里葉定律得出,如式(5)所示。

(5)

式中：λ為銅塊的導(dǎo)熱系數(shù)。由于加熱銅塊的導(dǎo)熱系數(shù)遠大于保溫材料，因此可近似認為加熱銅塊為豎直方向的一維導(dǎo)熱。則銅塊加熱面的溫度Tw可由熱電偶測得的T1～T5和對應(yīng)熱電偶測點到銅塊底部的距離x1～x5線性擬合得到，如式(6)所示。

Tw=T=f(xw,T)

(6)

式中：xw為導(dǎo)熱銅柱頂面高度，xw=40 mm。

過熱度ΔT計算公式如下：

ΔT=Tw-Ts

(7)

表面換熱系數(shù)h由牛頓冷卻公式得出：

(8)

1.3.3 不確定度分析

在計算試驗系統(tǒng)熱流密度誤差和換熱系數(shù)誤差時，按照標(biāo)準(zhǔn)的誤差分析，誤差的主要來源為熱電偶測量誤差和熱電偶間距誤差。根據(jù)Moffat[22]的方法得到計算熱流密度q和表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)h的相對誤差公式[23]，如式(9)和(10)所示。

(9)

(10)

式中：ΔT1為熱電偶測溫誤差；ΔTw為銅塊加熱面測溫誤差；ΔTs為試驗工質(zhì)測溫誤差；L為垂直方向相鄰熱電偶間距；ΔL為熱電偶間距誤差。

結(jié)果顯示：熱流密度與加熱面溫度的計算相對誤差均小于10%；熱電偶的測溫相對誤差為±0.5%，熱電偶測量間距相對誤差為0.4%；熱流密度最大不確定度為1.07%，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的最大不確定度為13.80%。

2 結(jié)果與討論

2.1 孔密度對泡沫銅總換熱面積的影響

不同孔密度泡沫銅的總換熱面積如圖3所示。由圖3可知，泡沫銅的總換熱面積隨孔密度增大而增大，兩者呈線性關(guān)系。在不考慮其他因素的前提下，增大換熱面積將增強泡沫銅的換熱性能。因此，如果只考慮換熱面積，孔密度的增大對于池沸騰換熱有促進作用，但由于泡沫金屬結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，其強化沸騰換熱效果與換熱面積增長是否成正相關(guān)關(guān)系，需進一步做研究。

圖3 泡沫銅孔密度對其換熱面積的影響Fig.3 Effect of copper foam pore density on heat transfer area

2.2 孔密度對池沸騰熱流密度及換熱系數(shù)的影響

池沸騰的熱流密度及換熱系數(shù)可正向反映其換熱性能的強弱程度。圖4和5為不同孔密度泡沫銅的池沸騰熱流密度及換熱系數(shù)。由圖4和5可知：泡沫銅表面池沸騰換熱性能要強于普通光滑表面，沸騰在泡沫銅表面更易進行，沸騰起始點溫度平均前移1～2 K。不同孔密度泡沫銅的強化池沸騰換熱性能的結(jié)果也不同。隨孔密度增大，低孔密度泡沫銅的強化換熱性能增強，而高孔密度泡沫銅則先增強后減弱。

圖4 低孔密度(10～40 PPI)下泡沫銅對池沸騰換熱的影響Fig.4 Effect of copper foam on pool boiling heat exchange at low pore density (10 to 40 PPI)

圖5 高孔密度(50～90 PPI)下泡沫銅對池沸騰換熱的影響Fig.5 Effect of copper foam on pool boiling heat exchange at high pore density(50 to 90 PPI)

在低孔密度泡沫銅表面，泡沫銅的內(nèi)部構(gòu)造對于沸騰產(chǎn)生的氣泡的吸附能力較低，氣泡可以非常順利地脫離泡沫銅，增大泡沫銅的孔密度可有效增大總換熱面積、增加氣泡成核點位置，從而增強沸騰換熱的能力。其中，孔密度為10 PPI的泡沫銅強化沸騰換熱效果最差，在沸騰初期其強化效果甚至不如光滑表面，孔密度為40 PPI泡沫銅強化沸騰換熱效果最佳。對高孔密度泡沫銅而言，泡沫銅內(nèi)部的構(gòu)成變得更加錯綜復(fù)雜，工質(zhì)流動阻力變大并且難以及時補充到泡沫銅內(nèi)部，氣泡脫離阻力較大，沸騰氣泡脫離泡沫銅的路徑更加復(fù)雜，增大孔密度反而會弱化沸騰傳熱。總體而言，孔密度為70 PPI的泡沫銅強化沸騰換熱效果最佳，最大表面換熱系數(shù)可達45 753.03 W/(m2·K)，而孔密度為90 PPI泡沫銅強化換熱效果最差?？酌芏葹?0～70 PPI泡沫銅強化沸騰換熱效果增強是由于孔密度的增大，導(dǎo)致氣泡成核點位置的增多與總傳熱面積的增大，當(dāng)氣泡成核點位置的增多與總傳熱面積的增大不能抵消孔密度提高所導(dǎo)致的阻力越來越大的負面影響時，換熱性能將有所減弱。

此外，在沸騰初期，部分泡沫銅尤其是高孔密度泡沫銅表面的沸騰換熱性能弱于普通光滑表面。這是因為：在沸騰起始階段，泡沫銅內(nèi)部只有少量氣泡成核點被激活，此時沸騰氣泡受到的熱流驅(qū)動力很小，泡沫銅骨架對氣泡逃脫過程有較大的阻礙作用。隨著過熱度的增大，沸騰氣泡的逃脫驅(qū)動力增強，泡沫銅傳熱面積更大，高孔密度泡沫銅的氣泡成核點位置更多的優(yōu)勢得以體現(xiàn)，此時其強化沸騰換熱性能優(yōu)于低孔密度的泡沫銅。

孔密度為70、80、90 PPI的泡沫銅強化沸騰換熱效果依次減弱，說明當(dāng)泡沫銅孔密度過高時，孔密度的提高對強化沸騰換熱性能是不利的。這種現(xiàn)象在孔密度為80、90 PPI泡沫銅沸騰初期已經(jīng)出現(xiàn)。計算相同過熱度下孔密度為70、80、90 PPI泡沫銅表面的換熱系數(shù)與光滑表面換熱系數(shù)的比值，即強化換熱倍數(shù)，結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，當(dāng)過熱度較低時，孔密度為80、90 PPI泡沫銅表面強化換熱倍數(shù)低于1，此時加入泡沫銅反而阻礙沸騰換熱的進行。

圖6 不同孔密度泡沫銅強化池沸騰換熱倍數(shù)Fig.6 Boiling heat transfer multiplier of copper foam reinforced cell with different pore density

2.3 沸騰氣泡的動態(tài)行為探究

2.3.1 低孔密度泡沫銅氣泡行為分析

圖7為兩種典型低孔密度(10和30 PPI)泡沫銅表面的氣泡動態(tài)行為，紅框內(nèi)數(shù)據(jù)為沸騰氣泡的尺寸。由圖7可知，當(dāng)熱流密度逐漸增大時，泡沫銅表面逃逸氣泡的尺寸與數(shù)量隨之增加。然而，由于低孔密度泡沫銅產(chǎn)生的沸騰氣泡在其逃逸過程中受到骨架的阻力很小，氣泡可以順利地脫離泡沫銅表面且很少發(fā)生氣泡合并現(xiàn)象，氣泡尺寸變化不明顯。泡沫銅表面強化池沸騰換熱性能的強弱由逃脫氣泡的數(shù)量變化體現(xiàn)。

圖7 去離子水在孔密度為10和30 PPI泡沫銅中的沸騰氣泡行為過程Fig.7 Boiling bubble behavior of deionized water in copper foam with pore density of 10 and 30 PPI

在低熱流密度區(qū)，很多沸騰氣泡在泡沫銅內(nèi)部相互接觸、合并，氣泡的逃逸速度非常緩慢。隨著熱流密度的增大，提供給逃逸氣泡的驅(qū)動力變大，氣泡逃脫路徑呈直上直下形式，其逃脫時不會發(fā)生橫向干擾，很難觀察到氣泡橫向合并的現(xiàn)象。在高熱流密度區(qū)，逃逸氣泡數(shù)量越來越多，逃逸速度越來越快。逃逸氣泡的平均尺寸比低熱流密度時大，但也有很多小氣泡的產(chǎn)生。此時，泡沫銅內(nèi)的成核位置幾乎全部被激發(fā)，在不同位置被激發(fā)的成核點脫離的路徑與路程均不相同，也就導(dǎo)致出現(xiàn)了不同尺寸的沸騰氣泡，而且小氣泡的產(chǎn)生正是沸騰換熱得到增強的明顯表現(xiàn)。當(dāng)泡沫銅內(nèi)部的氣泡成核點被全部激發(fā)時，泡沫銅表面會吸附一些細小氣泡。

2.3.2 高孔密度泡沫銅氣泡行為分析

圖8為高孔密度(70 PPI)泡沫銅表面的氣泡動態(tài)行為。相比低孔密度的泡沫銅，高孔密度泡沫銅的表面逃逸氣泡的數(shù)量明顯增加，逃逸氣泡的尺寸波動更大，這充分體現(xiàn)了高孔密度泡沫銅氣泡成核點多的優(yōu)勢，逃逸氣泡的尺寸和數(shù)量的變化直觀地反映了池沸騰換熱性能的強弱程度。

圖8 去離子水在孔密度為70 PPI泡沫銅中的沸騰氣泡行為過程Fig.8 Boiling bubble behavior of deionized water in copper foam with pore density of 70 PPI

在低熱流密度區(qū)，氣泡脫離的數(shù)量及速率很小，氣泡被大量堵塞在泡沫銅內(nèi)部，此時部分高孔密度泡沫銅表面換熱效果甚至不如光滑平面。在高熱流密度區(qū)，氣泡的逃逸尺寸波動很大，逃逸路徑呈混亂趨勢，多個氣泡在逃逸路徑上互相作用、影響，氣泡縱、橫向合并現(xiàn)象時有發(fā)生。由此可見，當(dāng)孔密度進一步增大時，氣泡脫離阻力變得更大，氣泡堵塞現(xiàn)象會更加明顯，大部分氣泡被堵塞在泡沫銅內(nèi)部，阻礙沸騰換熱的進行。

2.4 氣泡逃逸與液體補充的理論分析

2.4.1 氣泡脫離形式

觀察不同孔密度泡沫銅表面的沸騰氣泡動態(tài)行為，發(fā)現(xiàn)4種氣泡脫離泡沫銅表面的方式，如圖9和10所示,并對沸騰氣泡進行簡略的受力分析，其中，F(xiàn)a為氣泡生長力。Fb為熱流驅(qū)動力，F(xiàn)i為浮力，F(xiàn)cp為泡沫銅骨架的接觸壓力，F(xiàn)s為表面張力，F(xiàn)σ為泡沫金屬骨架帶來的氣泡逃逸阻力。

在低孔密度泡沫銅表面，氣泡逃逸時泡沫銅骨架的阻力Fσ很小，氣泡可以輕松地脫離泡沫銅表面。在低熱流區(qū)中，氣泡的生長力Fa、熱流驅(qū)動力Fb都很小，氣泡主要依靠浮力Fi的作用逃離表面，故氣泡多以圖9(a)的形式脫離泡沫銅表面。此時沸騰氣泡在泡沫銅內(nèi)部相互影響，部分氣泡先合并再從泡沫銅表面逃逸。當(dāng)熱流密度足夠大時，氣泡的生長力和驅(qū)動力也相應(yīng)增大，氣泡脫離形式多為圖9(b)所示的形式。這時骨架阻力Fσ對氣泡的影響很小，氣泡呈直上直下形式逃逸。在圖7(a)后3幅圖中，這種脫離形式表現(xiàn)得較為明顯，逃逸氣泡因間距大而互不影響，脫離軌跡穩(wěn)定，不會發(fā)生橫移。

圖9 低孔密度泡沫銅中的氣泡脫離形式Fig.9 Forms of bubble detachment in low-porous density copper foam

圖10 高孔密度泡沫銅中的氣泡脫離形式Fig.10 Forms of bubble detachment in high-porous density copper foam

在高孔密度泡沫銅表面，泡沫銅骨架對氣泡逃脫的阻力Fσ變得很大，而低熱流區(qū)氣泡的生長驅(qū)動力與浮力不足，導(dǎo)致出現(xiàn)氣泡堵塞現(xiàn)象，如圖10(a)所示。此時大部分氣泡會在泡沫銅內(nèi)部相互接觸、合并，只有小部分氣泡從泡沫銅表面逃逸。在高熱流區(qū)，氣泡的驅(qū)動力足夠大，堵塞現(xiàn)象減弱，沸騰氣泡可以脫離泡沫銅。在高熱流區(qū)，堵塞在泡沫銅內(nèi)部的大量氣泡接觸合并，故而此時脫離泡沫銅表面的氣泡尺寸很大，大尺寸氣泡在經(jīng)過骨架時會發(fā)生破裂，整體從一側(cè)滑移逃出，如圖10(b)所示。與低孔密度泡沫銅中氣泡直上直下的逃離趨勢不同，高孔密度泡沫銅中的氣泡發(fā)生滑移從而逃離表面后，由于滑移造成其左右受力不均，導(dǎo)致氣泡逃逸路徑十分混亂，多個氣泡會在逃逸過程相互接觸、影響，氣泡行為非?；靵y(見圖8)。

2.4.2 液體補充分析

通過分析氣泡的動態(tài)行為，得到不同孔密度泡沫銅的氣液流動模型，如圖11所示。池沸騰過程包括氣泡的成核、生長、分離、再潤濕和再成核。外部液體的補充是池沸騰過程中氣泡成核位置再潤濕、再成核的前提，是影響池沸騰換熱性能的重要因素。因此外部液體補充的量和位置可以直接影響沸騰換熱性能。由圖11可知，氣泡逃逸位置的增多會對液體補充位置造成影響，使得高孔密度泡沫銅表面的外部液體補充變得非常困難。

沸騰氣泡受熱流驅(qū)動力、浮力影響向上脫離，而外部液體從側(cè)部補充，這是大部分池沸騰換熱的氣液流動方向。當(dāng)泡沫銅的孔密度增大時，氣泡逃脫阻力增大導(dǎo)致氣泡脫離形式發(fā)生改變，影響泡沫銅內(nèi)部新鮮液體的補充。如圖11所示，高孔密度泡沫銅表面氣泡脫離位置十分混亂，部分氣泡從側(cè)部脫離泡沫銅。由此可知，這將壓縮液體的補充空間，減小進液空間，也有部分氣泡堵塞在泡沫金屬內(nèi)部，氣泡的堵塞會阻礙泡沫銅內(nèi)部正常的液體流動，使得補充液更難進入泡沫銅內(nèi)部。因此泡沫銅孔密度過高反而不利于池沸騰換熱。

圖11 低孔密度和高孔密度泡沫金屬的氣液流動方向Fig.11 Gas-liquid flow direction in low-porous density and high-porous density metal foam

3 結(jié) 語

通過可視化試驗研究不同孔密度(10～90 PPI)泡沫銅對池沸騰換熱性能的影響，并對氣泡動態(tài)行為和液體補充方向進行理論分析,得出以下結(jié)論：

(1)隨孔密度的增大，低孔密度泡沫銅池沸騰強化換熱性能增強，而高孔密度泡沫銅先增強后減弱?？酌芏葹?0 PPI泡沫銅強化池沸騰換熱效果最差，孔密度為70 PPI泡沫銅強化池沸騰換熱性能最佳。

(2)在沸騰初期，低孔密度泡沫銅強化換熱性能強于高孔密度泡沫銅。隨過熱度的增大，高孔密度泡沫銅強化換熱的性能逐漸強于低孔密度泡沫銅。

(3)隨著熱流密度增大，泡沫銅表面逃逸氣泡的尺寸和數(shù)量均增加。低孔密度泡沫銅表面逃逸氣泡尺寸變化不大，其沸騰氣泡逃脫路徑呈直上直下形式，不發(fā)生橫向干擾。高孔密度泡沫銅表面逃逸氣泡尺寸波動范圍更大，表面氣泡逃脫路徑雜亂無序，氣泡橫、縱向合并現(xiàn)象較為常見。在高熱流密度區(qū)，大小氣泡交替逃出泡沫銅表面。小尺寸氣泡的產(chǎn)生表明沸騰換熱性能得到增強。

(4)通過氣泡脫離形式和液體補充模型，直觀解釋了沸騰氣泡逃脫阻力的增大和外部液體補充空間的減小是限制泡沫銅表面沸騰換熱性能進一步增強的原因。