超疏水/親水性結構表面流動沸騰傳熱實驗研究

姜洪鵬，白敏麗，高棟棟，高林松，呂繼組

（大連理工大學能源與動力學院，遼寧大連 116024）

引 言

隨著電子元器件、航天器、發動機等各類高功率設備不斷向高功率、低能耗方向發展，對冷卻系統提出越來越高的要求以保障設備的綠色、高效運行[1-3]，因此微尺度傳熱[4]近期引起了大量學者的關注。以典型的高功率設備內燃機為例，將具有微納結構的親水和疏水表面合理地分布在內燃機冷卻水腔壁面可以控制傳熱，即采用局部強化或削弱的措施，達到既保證燃燒室部件的熱強度，又減少不必要的熱損失，提高內燃機的有效功率，是冷卻水腔研究領域極具挑戰性的重要問題。因此充分探究親水/疏水微納米結構表面的特點與內燃機冷卻系統結合在工程應用中具有重大意義[5]。

近年來，機械加工與材料科學的快速發展促進了材料與傳熱領域的融合[6]，已經有如微孔、微槽道、微坑、微柱等[7-10]多種復雜微結構表面用于沸騰傳熱實驗研究。Maddox等[11]發現沸騰傳熱性能隨著微柱高度單調遞增。He等[12]指出微納米復合多孔結構有利于核態沸騰，汽化核心數量更多，分布更均勻。Zhao等[13]研究了不同幾何參數微柱表面對池沸騰傳熱性能的影響，發現結構表面相比光滑表面傳熱系數(heat transfer coefficient,HTC)提高了32%～203%，較高微柱的表面在低熱通量下增強傳熱，在高熱通量下則會降低沸騰傳熱性能。Wang等[14]對光滑表面與規則陣列微結構表面進行流動沸騰實驗研究，指出在單相對流階段熱傳遞受過冷度與流速的影響很大，在兩相流動沸騰階段對流傳熱與沸騰傳熱同時起作用。杜保周等[15]研究發現微肋陣肋間形成的次級通道越寬，氣泡越容易脫離。同時許多學者從表面改性角度對表面強化沸騰傳熱機理進行研究，Hu等[16]采用正十二烷基硫醇涂層對泡沫銅進行疏水改性，并開展池沸騰研究，結果表明疏水改性可以使初始沸騰過熱度降低0.4～1.4 K，池沸騰傳熱系數最大提高了36%。Sadaghiani等[17]在硅基微孔表面上涂覆了一層約50 nm厚的聚四氟乙烯疏水涂層，將接觸角從71°提高到121°，對其進行池沸騰實驗發現，親水結構表面的傳熱系數提高了100%，臨界熱通量(critical heat flux density,CHF)在親水性表面和疏水性表面的增幅分別為100%和48%。鞏子琦等[18]將不銹鋼板的表面涂覆成接觸角138.4°的疏水表面并使用粒子圖像測速法(PIV)對表面氣泡生長行為進行觀測，發現過冷度越大，氣泡的生長周期越長，氣泡的脫離半徑越小。Lee等[19]制備了納米線親水表面并進行池沸騰研究，指出過冷工質通過抑制表面氣泡聚集使臨界熱通量有所提高。Kim等[20]通過實驗發現接觸角是決定疏水表面臨界熱通量的唯一主導因素，而表面微觀特性通過改變接觸角間接影響表面的臨界熱通量。

目前對于微結構表面與浸潤性表面的沸騰傳熱研究已經取得了較為豐富的成果，但已有研究往往將微結構幾何形貌與浸潤性分開研究，或是使用光滑金屬基底加涂層的方式實現親水/疏水改性，而涂層的抗沖刷性、耐久性并不強；通過微結構一步實現超疏水/親水表面改性并探究其流動沸騰傳熱特性研究較少。因此本文采用激光燒蝕方法一步加工出無需改性即可獲得不同浸潤性的紫銅表面，以去離子水為工質，在不同表面以及過冷度的條件下開展了宏觀流道的流動沸騰換熱研究。之后通過觀測結構表面上的氣泡行為進一步探究了親水性與疏水性對流動沸騰傳熱的影響機理，驗證了不同浸潤性結構表面在調控內燃機冷卻系統應用上的可行性。

1 流動沸騰實驗系統

1.1 實驗系統

圖1(a)為微納結構壁面流動沸騰實驗平臺系統示意圖，實驗系統由恒溫水箱、高溫離心泵、渦輪流量計、測試段、冷凝器順次連接而成。工質在恒溫水箱中經煮沸除氣后加熱到指定溫度，打開離心泵使工質循環流動。實驗過程中，通過控制加熱塊功率改變熱通量；通過高速攝像機對表面氣泡進行拍照；使用差壓變送器測量測試段進出口壓力差；使用自制并校準好的T型熱電偶測量測試段進出口流體的溫度以及加熱塊各點溫度；使用渦輪流量計測量工質流量；溫度與壓力信號均通過數據采集儀(Agilent 34970A)記錄并儲存到計算機。根據發動機冷卻水腔的模擬結果[21]，設計了如圖1(b)所示的矩形可視化冷卻通道測試段，流道截面尺寸為10 mm×10 mm，底面開矩形通孔用于放置實驗試樣，其余三個面均嵌入80 mm×20 mm的石英玻璃窗口以便可視化研究。考慮到表面需經常更換的原因，加熱塊頂面開槽尺寸與微結構試樣底面一致，為10 mm×50 mm，試樣表面為凸臺結構。在加熱塊側面三個不同高度布置3排9列共27根熱電偶，其中熱電偶1～9距離加熱塊頂部4 mm、10～18距離加熱塊頂部14 mm，熱電偶19～27距離加熱塊頂部24 mm。

圖1 實驗系統示意圖Fig.1 Schematic diagramof experimental device

1.2 實驗表面設計及表征

為了能夠通過調控微納結構一步制備出疏水表面，本節將根據Cassie浸潤模型對有序微結構進行設計。首先將微結構進行簡化處理，圖2(a)、(b)為Cassie模型俯視圖與側視圖，微結構為微凸臺結構，凸臺形狀通過凸臺側面與底面夾角ω控制，x、y、z分別為凸臺頂面長度、凸臺間距和凸臺高度，h0為水滴底部最低點距離凸臺頂端的高度，θ為微結構與水的接觸角。超疏水表面還需滿足凸臺最小高度條件，即當z小于h0時，水與微結構底面接觸，Cassie狀態會向Wenzel狀態進行轉變，從而形成親水表面。根據表面與水接觸角預測模型式(1)求出接觸角θc[22-23]：

圖2 Cassie界面微結構模型示意圖Fig.2 Micro model of Cassie interface

在得出的各個參數范圍中[24]，設計了四種微陣列結構并通過激光燒蝕方法獲得四種不同浸潤性的表面，結構示意圖以及具體尺寸如圖3。

圖4為四種表面的靜態接觸角與不同放大倍數下的表面微觀結構圖。接觸角用去離子水測量，液滴體積5μl，測量方法為五點擬合法，角度數據取4次不同位置測量的平均值，測量誤差為±1°。由微觀結構圖可以看出整個銅片試樣表面形成了規則的微陣列結構，微陣列結構與圖3所設計的形貌基本相符。微陣列結構構成了基體表面的一級結構，在微結構的側邊以及頂部由于激光燒蝕熔融產生了大量微米級的小團簇二級結構顆粒，顆粒粒徑基本在10μm以下。圖4(a)中30μm的微柱高度失去了Cassie浸潤狀態的最小高度條件，導致液體浸入凹穴內，從而使表面轉變為親水性。圖4(b)各參數都在式(1)的范圍內(50μm80μm)，微凸臺一級結構和微米級團簇二級結構共同作用，保證了優異的疏水性，接觸角為153°。圖4(c)中微凸臺的ω為50°，已在疏水條件范圍(55°<ω<80°)之外，液滴滴落后在表面完全鋪展開，表面呈現超親水性質。圖4(d)中將微柱更換為微孔，表面同樣獲得了一定的疏水性(145°)。

圖3 四種表面形貌結構設計圖（單位:μm）Fig.3 Geometry dimensions of micro structure

圖4 四種結構表面靜態接觸角與表面微觀形貌對比Fig.4 Contrast of copper surfaces in contact angles(CA)and micro structure

1.3 微納結構表面流動沸騰傳熱實驗方法

為了研究微結構表面與裸銅表面的流動沸騰傳熱特性差異，在壓力0.1 MPa，Reynolds數9416條件下，通過調節恒溫水箱溫度設置三組不同的過冷度，分別為10、20、30 K。采用CCD高速攝像機，確定幀數為5000幀/秒，儲存數目為2000張，對結構表面上的氣泡行為進行追蹤。在每一組實驗中，當熱電偶溫度波動小于0.3℃時即認為進入穩態，此時記錄溫度數據，同時使用高速攝像機對氣泡行為進行抓拍，調節加熱塊電壓以5 V為間隔從20 V增加到125 V并重復上述步驟。每次更換表面后，使用5%的稀鹽酸對試樣進行去氧化處理并真空封存。每個工況重復3次取算數平均值記錄以確保實驗穩定性。

1.4 數據處理及不確定度分析

加熱塊被高隔熱性能的氣凝膠包裹，故加熱表面熱通量q由傅里葉一維導熱定律計算：

式中，加熱銅塊熱導率λCu=391 W·m-1·K-1；縱向兩相鄰熱電偶的排布間距Δx=10 mm；Tup、Tmid、Tdn分別代表豎直三個方向上相鄰9個熱電偶的平均值。根據誤差傳遞公式計算q誤差為0.78%。

為減小加熱塊與測試表面之間的接觸熱阻，在銅加熱塊頂部凹槽內涂覆高溫無鉛錫膏，再根據傅里葉一維導熱定律推算出表面溫度Tw：

式中，錫膏厚度δ1=0.2 mm；熱導率λs=69 W·m-1·K-1；實驗表面厚度與Tup到凹槽頂面距離的和δ2=7 mm；Tw的不確定度為0.6%。

傳熱系數h根據牛頓冷卻公式計算：

式中，Tin、Tout分別為測試段進、出口溫度；Tf為流體主流溫度；h的不確定度為1.2%。

通過Image-Pro Plus對高速攝影拍攝的氣泡圖片進行計數測量，每個試樣表面長度均為46 mm，占1029個像素，將單個像素寬度(0.044 mm)作為標尺。氣泡當量直徑通過識別氣泡面積作為等效圓面積，表面上的氣泡尺寸并非固定值，故在每個工況下選取5張照片進行處理，并求算數平均值（圖5）。氣泡系統識別邊緣誤差不超過1個像素，實際氣泡越大，相對誤差越小。實驗中氣泡直徑大于0.1 mm時，氣泡面積占約5個像素，氣泡等效直徑相對誤差約小于45%。

圖5 氣泡的二值化處理示例Fig.5 Binarization of bubbles image

2 傳熱特性

2.1 不同浸潤性結構表面對流動沸騰傳熱的影響

圖6(a)給出了四種表面在ΔTsub=0 K工況下，不同浸潤性結構表面與裸銅表面流動沸騰曲線對比，其中裸銅為打磨并使用W1研磨膏拋光后的紫銅。在沸騰起始點(onset of nucleate boiling,ONB)前各條曲線沒有明顯差異，但進入核態沸騰后，結構表面的流動沸騰曲線相比裸銅表面整體向左方偏移。在相同熱通量下疏水表面的壁面過熱度較裸銅表面有明顯降低，且隨著熱通量與疏水性的提高，壁面過熱度降低得越顯著。另外發現微孔疏水表面曲線在q=26.9 W·cm-2后斜率變小，同時觀察到表面膜態沸騰現象。兩種疏水表面都使沸騰起始點提前，微柱超疏水表面與微孔疏水表面的沸騰起始點比裸銅表面分別提前了約1.3 K和3.5 K，原因是疏水結構表面在工質流過時在表面上已有大量小氣泡覆蓋在表面，為達到沸騰起始狀態提供了大量汽化核心。微柱超親水表面與微柱親水表面的沸騰起始點相比裸銅表面分別滯后了2.8 K和3.9 K，這是由于親水表面的微結構無法支撐工質導致被工質浸沒，微結構無法貯存空氣，抑制了汽化核心形成。

圖6(b)為過冷度ΔTsub=20 K工況下，不同浸潤性結構表面與裸銅表面流動沸騰曲線對比。在單相對流階段，相同熱通量下微柱超親水表面相比裸銅表面有效降低了壁面過熱度，其原因是微柱超親水表面的微柱尺寸在結構表面中最大，增大了對流傳熱的接觸面積，故在對流傳熱中超親水表面體現出優異的傳熱特性。兩種超疏水表面均沒有起到降低壁面過熱度的效果，甚至微孔疏水表面表現出惡化壁面傳熱的效果。由于過冷狀態對汽化核心生成起到了抑制作用，五種表面的沸騰起始點均有了不同程度的延遲。

圖6 不同浸潤性表面的流動沸騰曲線Fig.6 Boiling curves on surfaces of different wettabilities

圖7(a)為五種表面在ΔTsub=0 K工況下，不同浸潤性結構表面與裸銅表面傳熱特性曲線對比。結果顯示，具有微結構的表面均起到不同程度的強化流動沸騰傳熱效果，其中兩種疏水表面最大傳熱系數相比裸銅提高了34.5%和75.5%。一方面，由于疏水表面形成的微凹穴能夠捕捉氣體，在疏水表面未加熱時，工質流過表面后已經形成了一層氣膜，為沸騰傳熱提供了一定的汽化核心點，且隨著微結構尺寸的減小，表面氣泡密度越大。另一方面，在不斷升高的熱通量下，疏水表面與工質之間產生了足夠的溫差，使氣泡不斷逸出從而增強傳熱系數。超親水表面在低熱通量下一直處于對流傳熱階段，直到q=11.75 W·cm-2時才發生沸騰，甚至在高熱通量下有低于裸銅表面的趨勢。通過觀察實驗結束后的表面形貌分析，這是由于裸銅表面在高過熱度下表面被燒毀從而形成了許多成核點進而增強了傳熱。

圖7 不同浸潤性表面傳熱系數曲線Fig.7 Heat transfer coefficients for hydrophilic/hydrophobic surface

圖7(b)為五種表面在ΔTsub=20 K工況下，不同浸潤性結構表面與裸銅表面傳熱特性曲線對比。過冷條件下的傳熱系數整體下降了約30%～40%，但不易進入傳熱惡化狀態，其中微孔疏水表面最大傳熱系數下降了42.7%。在沸騰起始前，傳熱系數主要受對流傳熱面積及Reynolds數影響，疏水表面由于被難以脫離的氣泡覆蓋，導致有效傳熱面積減小，且空氣的熱導率極低，惡化了其對流傳熱特性。在進入核態沸騰后，沸騰傳熱起到主導作用，傳熱系數隨著結構表面提供的汽化核心數目提高而增大。

2.2 過冷度對沸騰傳熱的影響

為進一步探究過冷度對親水/疏水表面的具體影響，選取具有顯著傳熱特性差異的微孔疏水表面與微柱親水表面進行對比。圖8給出了兩種浸潤性表面在不同主流溫度下壁面流動沸騰曲線變化趨勢。通過對比圖8(a)、(b)可以發現，在單相對流傳熱階段，對親水表面與疏水表面提高過冷度均可以有效減少壁面過熱度，其中微孔疏水表面在q=4.5 W·cm-2時，過冷度10、20、30 K條件下相比過冷度0 K分別降低過熱度1.9、7.9、20.2 K。這是由于在單相對流傳熱階段高過冷度可以提供較大的傳熱溫差，從而使對流傳熱系數增大。從圖中還能看出提高過冷度推遲了兩種表面的沸騰起始點。在兩相流動沸騰階段，親水表面的沸騰曲線基本重合，可見過冷度對親水表面的沸騰階段影響不大。觀察圖8(a)發現，過冷度為30 K時的臨界熱通量最大，過冷度20、10、0 K的情況依次排在其后，過冷度為30 K時臨界熱通量比過冷度0時提高了1.8倍，表明提高過冷度可以有效延緩疏水表面的臨界熱通量。

圖8 不同過冷度下親水/疏水表面的流動沸騰曲線Fig.8 Boiling curves under differentΔTsub for hydrophilic/hydrophobic surface

圖9所示為親水/疏水表面在不同主流溫度下的傳熱系數曲線。由圖可知，無論是親水表面還是疏水表面均呈現傳熱系數隨過冷度的提高而減小的特點，但相鄰曲線間距隨著過冷度增加而減小，即過冷度越高對傳熱系數的影響越小。原因是主流溫度過低對氣泡產生冷凝作用，當過冷度提高到一定程度后表面已經沒有氣泡產生，傳熱變為以單相對流傳熱為主的換熱模式。圖9(a)中q=37 W·cm-2時過冷度10 K的最大傳熱系數為過冷度30 K的1.65倍，遠高于q=4.6 W·cm-2時的1.2倍，根據Chen[25]提出的疊加模型假設，表明隨著熱通量升高，沸騰傳熱所占比例相比對流傳熱有著顯著提升。

圖9 不同過冷度對親水/疏水表面傳熱系數的影響曲線Fig.9 Heat transfer coefficients under differentΔTsub for hydrophilic/hydrophobic surface

3 氣泡行為特性

3.1 氣泡直徑分布規律

結構表面相對于裸銅表面在傳熱性能上有了極大的提升，但親水表面與疏水表面在傳熱特性上又有一定的差異。進一步對氣泡行為進行具體統計分析，可以更好地觀測親水/疏水表面結構上的流動沸騰現象并揭示傳熱特性差異的內在機理。

圖10為ΔTsub=20 K時不同熱通量下受熱壁面上氣泡等效直徑及數目統計圖。氣泡處于不斷從表面生長脫離的動態過程，但氣泡脫離后表面上原位置會繼續成核，故對表面上尚未脫離的氣泡進行統計分析，以此來估計氣泡尺寸與汽化核心數目。從圖10(a)中可以觀察到，過冷流動沸騰狀態下的氣泡尺寸比池沸騰研究[26]中的氣泡尺寸要小很多，裸銅表面氣泡尺寸在0.5 mm左右，而另外四種表面的尺寸約在0.2 mm左右。圖10(b)中可以看出氣泡數目隨著熱通量的升高而增加，結構表面氣泡數目始終比裸銅表面數目多，其中疏水表面氣泡數目最多可達裸銅表面氣泡數目的5倍以上。這也從一定程度上印證了圖7中疏水表面傳熱系數較親水表面與裸銅表面強的結果。為了完整地研究親水/疏水性表面的流動沸騰特性，進一步對氣泡生命周期的變化特征進行分析。

圖10 不同熱通量下表面上的氣泡直徑及數目Fig.10 Diameter and number of bubbles under different heat flux

3.2 氣泡生命周期

在高速攝像采集的圖片中選取壁面剛生成氣泡時作為起始時刻，并從此刻開始每隔5 ms逐幀提取圖片，直至氣泡冷凝消失時為氣泡的完整生命周期，其中從氣泡生成到脫離壁面之前的時間為生長時間，氣泡脫離表面到在主流中湮滅的時間為脫離時間。由于超疏水表面氣泡脫離是在不斷匯聚的氣泡層上進行的，難以發現其最初的成核點，因此將上一個大氣泡剛脫離時刻作為下一個氣泡生命周期起點開始計算。圖11為三種表面在q=9 W·cm-2，ΔTsub=0 K時流動沸騰氣泡完整生命周期圖像。在流向上的氣泡尺寸與數量呈現遞增分布特性。進一步觀察發現，超疏水表面上氣泡數目最多，其次是超親水表面和裸銅表面。開始時小氣泡在壁面不斷生長匯聚但并未脫離，逐漸增大的體積增加了浮升力最終促使氣泡脫離壁面。超疏水表面生命周期比裸銅表面縮短40%，但二者的氣泡生長時間均占整個生命周期的80%左右，說明氣泡大部分時間用于生長匯聚。超親水表面氣泡生命周期最短，可見超親水表面的微柱群的間距較大，提供了氣泡充分發展的空間，加之親水表面的疏氣性質，使凹穴中的氣泡容易脫離。

圖11 q=9 W·cm-2三種表面的氣泡生命周期Fig.11 Bubble growth period at different surface in q=9 W·cm-2

圖12(a)、(b)為親水表面與疏水表面尾端氣泡脫離行為。顯而易見微孔疏水表面在受熱面尾端存在局部膜態沸騰現象，這使得傳熱容易惡化。一方面流動沸騰為沿流向具有溫度梯度的沸騰，表面尾端的沸騰現象更劇烈，而疏水表面的親氣性會使臨近的氣泡相互吸引團聚，增大氣泡的脫離阻力。另一方面微孔疏水表面各自孔洞之間不相互連通，導致表面孔洞內補液和排氣困難，因此出現了如圖6(a)中微孔疏水表面臨界熱通量極低的現象。親水表面的氣泡匯聚現象則是在氣泡脫離表面后發生的，并沒有如微柱疏水表面般出現局部膜態沸騰的現象，同時可以觀察到在脫離的大氣泡下面不斷生成相互獨立的微小氣泡，這與Yuan等[27]觀察到的流動沸騰氣泡行為相一致。

圖12 親水/疏水表面尾端流動沸騰現象Fig.12 Flow boiling at the end of hydrophobic/hydrophilic surface

3.3 氣泡行為分析

從圖10可以得出，四種具有微結構的表面氣泡尺寸相差不大，但表面上的氣泡數目差距較明顯，故將本實驗表面上統計的氣泡數目近似為汽化核心密度并與實驗條件相關文獻[28-30]的流動沸騰汽化核心密度預測模型進行對比分析。三種預測模型的計算公式及來源見表1，對比結果見圖13。

表1 三種汽化核心密度關聯式Table 1 Three correlations for active nucleation site density

以往的研究往往是在光滑金屬基底表面上進行的，汽化核心密度僅為壁面過熱度的函數。Basu等[28]和Paz等[29]考慮到了表面接觸角因素，但只適用于接觸角90°以下的表面，Paz等[29]在Hibiki等[31]的工作基礎上增加了低流速下的修正系數Fv、Fsub。通過圖13中的數據對比可知，本實驗的汽化核心密度與關聯式數據均呈現隨過熱度升高而增大的關系，但本實驗數據基本處于106數量級，受過熱度影響不大。在過熱度10～20 K的范圍內本實驗的數據與關聯式的集中度較好，而在過熱度10 K以下關聯度較差。以往的汽化核心密度預測關聯式并沒有針對規則微陣列結構表面進行預測，本實驗中具有微結構陣列的極端浸潤性表面成核更容易，因此相比裸銅表面在低過熱度時就可以產生大量汽化核心。

圖13 實驗數據與經典預測關聯式對比Fig.13 Comparison of active nucleation site density between experimental data and predicted value inΔTsub=20 K

4 結 論

本實驗通過改變微觀結構一步制備了具有穩定浸潤性的表面，并采用溫度采集與高速攝像結合的方法，以去離子水為工質，對比分析了四種結構表面與裸銅表面在流動沸騰中的傳熱特性，得出如下結論。

（1）在單相對流階段，親水表面的微納結構增大了對流傳熱面積，增強了傳熱。疏水表面由于覆蓋在表面上的氣泡在低熱通量下難以脫離，增大了熱阻，導致傳熱惡化。在兩相流動沸騰階段，疏水表面提供了足夠的熱量，氣泡逐漸加速脫離從而增強傳熱；親水表面推遲了沸騰起始點，且汽化核心數目少于疏水表面，增強傳熱效果并不顯著。

（2）過冷度對親水表面與疏水表面的影響呈現單相對流階段影響較大，兩相流動沸騰階段影響較小的特點，高過冷度可以提高臨界熱通量，但并不會提高傳熱系數。故在實際應用中，對壁面適當采用較低過冷度能有效增強核態沸騰，提高沸騰傳熱系數。

（3）疏水表面有較低的臨界熱通量，但在低過熱度下具有很高的傳熱系數。疏水表面在單相對流階段可以削弱傳熱，兩相流動沸騰階段可以強化傳熱的特點，對于內燃機冷卻水腔精準分區冷卻控制以及減少能耗具有重要意義。

符號說明

D——氣泡直徑，mm

Fsub——過冷度修正系數

Fv——流速修正系數

h——傳熱系數，W·m-2·K-1

Na——汽化核心密度，#·m-2

q——熱通量，W·cm-2

Rc——臨界孔隙半徑，m

ΔTsat——壁面過熱度(ΔTsat=Tw-Tsat)，K

ΔTsub——過冷度(ΔTsub=Tsat-Tf)，K

t——氣泡生長及脫離時間，ms

δ——壁面上下表面間厚度，mm

λ——熱導率，W·m-1·K-1

ρ+——無量綱密度差

ω——微凸臺側面與底面夾角，(°)

下角標

dn——下排熱電偶

f——工質流體

g——氣體

in——測試段入口

l——液體

mid——中排熱電偶

out——測試段出口

sat——飽和狀態

sub——過冷狀態

up——上排熱電偶

w——壁面