表面微結構對陣列微射流沸騰換熱的影響

張超，楊鵬，劉廣林，趙偉，楊緒飛，張偉，宇波

（1 北京石油化工學院機械工程學院，深水油氣管線關鍵技術與裝備北京市重點實驗室，北京 102617；2 北京計算機技術及應用研究所，北京 100854；3 華北電力大學能源動力與機械工程學院，北京 102206）

半導體與微電子的發展遵循摩爾定律，單位面積上集成的晶體管數量每18個月翻一番[1]，使單位面積的發熱量大幅增加。當前，先進半導體芯片的表面熱流超過100W/cm2，局部熱點的熱流達到1000W/cm2量級[2]，如果不能進行有效散熱，會產生高溫導致燒毀。傳統基于風冷的散熱技術已無法滿足高熱通量散熱需求，采用基于單相對流的液冷技術進行高熱通量電子元器件冷卻時，需要較大的工質流量與泵功消耗[3]；與單相液冷相比，相變冷卻利用氣液潛熱換熱可在相對較小的流量和泵功消耗下滿足高熱通量散熱需求。因此，發展基于氣液相變的高性能電子冷卻技術對于高熱流電子器件的安全可靠運行具有十分重要的工程意義[4-5]。

陣列微射流沸騰冷卻是利用冷卻工質通過加熱表面上方的分布式微孔垂直向加熱表面進行射流沖擊，并且工質在受熱表面吸熱發生沸騰從而實現高效相變冷卻的技術。由于射流沸騰耦合了射流沖擊冷卻與相變冷卻兩種高效冷卻模式，在高熱通量器件散熱領域具有廣闊的應用前景。在射流沸騰冷卻技術中，換熱特性主要受到來流過冷度[6-7]、流速[8]、射距[9]以及換熱表面結構[10-11]等因素影響。已有研究表明，來流過冷度主要影響沸騰起始點溫度（ONB）以及臨界熱通量（CHF），較大的過冷度對單相對流到相變的轉換（沸騰起始）具有一定的抑制作用，但在高熱通量條件下會推遲CHF 的發生[12]。來流工質垂直沖擊加熱表面時，對加熱表面近壁區的熱邊界層產生壓縮效應，熱邊界層越薄換熱效果越強，來流速度較小時邊界層壓縮效應相對較弱，壁溫相對較高，容易達到沸騰起始所需要的過熱度從而發生單相到相變的轉換，當沖擊流速較大時則會抑制這種轉變；此外換熱表面的氣泡動力學特性包括氣泡核化、生長、聚并、脫離等受加熱表面結構特征影響較大，從而改變其沸騰換熱特性，如具有凹穴的孔隙表面或粗糙表面由于提供了大量有效核化穴，具有相對較低的沸騰起始過熱度，并且在較低的熱流條件下產生大量氣泡核化，具有較高的傳熱系數；然而，熱通量較高時大量氣泡聚并形成蒸氣膜，液體無法及時補充到換熱表面，導致換熱表面溫度驟升。最新研究表明[13]，具有微納復合多尺度結構表面與單一尺度微結構表面相比，可以兼顧氣泡的核化、液體向加熱面的再補充以及蒸氣的溢出，可同時實現較低的沸騰起始過熱度、較高的傳熱系數和臨界熱通量。

為發展新型高效射流沸騰換熱技術，本文提出了一種基于浸沒式陣列微射流與微針肋陣列結構組合的新型相變換熱器設計，如圖1所示。在射流結構方面，創新性地通過將陣列式射流柱浸入射流腔，保持射流出流近距離沖擊換熱表面，同時射流柱起到擾流作用增強換熱［圖1(a)］；在換熱底面結構方面［圖1(b)］，采用數控雕刻機（CNC）在紫銅表面制備了微針肋陣列結構（MFA）作為陣列微射流相變換熱的基準表面，研究了工質過冷度、射流速度對陣列微射流換熱特性的影響規律，為進一步獲取微納復合結構對陣列微射流相變換熱影響規律，采用電刷鍍技術在紫銅微針肋陣列表面制備了鎳-石墨烯微納復合結構表面（Ni/Go-MFA）[14-15]，并與紫銅微針肋陣列基準表面的換熱特性開展了對比研究。

圖1 實驗射流結構

1 實驗系統

1.1 系統簡介

實驗系統如圖2 所示，主要設備包括過濾器、微型齒輪泵、流量計、預熱器、射流相變換熱實驗件、冷凝器、不銹鋼儲液罐和不銹鋼管等。實驗過程中，工質在微型齒輪泵的驅動下經質量流量計、預熱器進入實驗段加熱后進行相變換熱，然后經冷凝器冷凝后回流至不銹鋼儲液罐內，過濾器用于防止雜質進入齒輪泵，不銹鋼儲液罐內設置有比例微分積分（PID）智能溫控單元用于罐內液態工質的溫度控制。實驗時通過微型齒輪泵控制流量，利用微小橢圓齒輪流量計（上海基深M5SS）采集實時流量，通過預熱器控制實驗段入口的過冷度。

圖2 實驗系統

1.2 實驗段

實驗件由頂部的聚碳酸酯材料（PC）陣列射流構件和底部的紫銅材料陣列針肋換熱面裝配組成，如圖3 所示。頂部的陣列射流構件采用PC 材料CNC 加工制成，并用三氯甲烷做增透處理，射流構件主要包括靜壓腔、射流柱陣列、射流腔，其中靜壓腔幾何尺寸為20mm×10mm×5mm，射流柱為直徑D=2.4mm、高L=4mm 的圓柱，呈5×2 陣列排布，各射流柱的中心距為3.5mm，射流柱中心有射流孔，孔徑Djet=1mm。工質進出口位于射流構件兩端，進出口管路截面半徑均為2mm。入口管路上布置的測溫、測壓點與靜壓腔入口距離為3mm，出口管路上布置的測溫、測壓點與射流腔出口的距離為4.25mm。底部紫銅換熱面結構如圖4 所示，該換熱表面上加工微針肋陣列結構，微針肋為長寬高分別是0.5mm×0.5mm×0.8mm 的矩形微柱并呈9×19線性陣列排布，其陣列間距為0.5mm；在距換熱表面下方1mm 處沿程布置間距為3.5mm 的7 個測溫孔，使用直徑為1mm的K型鎧裝熱電偶測量壁溫。加熱功率由紫銅換熱表面背部的陶瓷電加熱片提供，其有效加熱面積為20mm×10mm，射流孔出口距離底部銅針肋陣列頂部的距離為0.7mm。

圖3 實驗件裝配結構

圖4 底部紫銅換熱面及微針肋陣列結構

為研究加熱表面上微納復合結構對陣列微射流相變的影響特性，采用電刷鍍工藝[14]在圖4所示的紫銅微針肋結構換熱表面上制備鎳/石墨烯微納復合結構。電刷鍍制備裝置如圖5(a)所示，主要包括電刷鍍電源、刷鍍筆、直線電機、鍍液槽和支架、管路等。電刷鍍工藝原理如圖5(b)所示，首先采用電凈去除紫銅微陣列表面的污漬，然后刷鍍鎳過渡層，最后在鎳過渡層上方刷鍍鎳/石墨烯微納復合結構。所有裝置安裝完畢后需進行實驗裝置的檢漏測試，將回路密封打壓，檢查裝置的氣密性，氣密性檢查完備后系統進行抽真空注液后開始實驗。

圖5 電刷鍍裝置及刷鍍工藝

2 數據處理、不確定度分析與重復性驗證

實驗過程中不銹鋼儲液罐內的工質溫度由智能溫控單元控制，由于工質沿程流動過程中存在熱損失導致溫降，在實驗段入口處設置預熱器進行入口過冷度的精確控制。實驗段的加熱功率由陶瓷電加熱片和加熱電源提供，電加熱功率Q可由功率計直接采集讀數，由于存在一定的散熱損失，需要計算有效加熱功率q′。由于實驗段出口為具有一定干度的氣液兩相流，難以直接確定出口焓值，因此基于式(1)單相對流條件下的熱平衡，測得加熱功率與熱效率的關系并外推得到本實驗工況范圍內的平均熱效率為94.3%[16]。

熱效率η由式(1)計算。

平均換熱系數h由式(2)計算。

式中，Tw為壁面平均溫度，由銅基板下的熱電偶測溫后經傅里葉導熱定律計算得到；Tf為工質進出口的平均溫度。

采用雷諾數Re評價不同射流速度ujet和工質流量qm對換熱性能的影響，如式(3)、式(4)。

式中，Djet為射流孔直徑；Ajet為射流孔的面積；qm為工質質量流量；qV為體積流量；N為射流孔數。

在相變換熱系統中，通常采用沸騰數Bo（boiling number）表示不同熱通量和質量流量耦合條件下的沸騰強度，其定義如式(5)。

式中，hfg為汽化潛熱，kJ/kg；G為質量流速，kg/(m2?s)，可通過式(6)計算。

式中，As為射流腔的平均截面積。

在本實驗工況范圍內，直接測量量包括溫度、壓力、尺寸等。不確定度如下：K型熱電偶測溫不確定度為±0.5℃，實驗段尺寸的不確定度為±1%，實驗使用功率計的不確定度為±1.5%，流量計測量的不確定度為±0.5%。

間接測量誤差通過Moffat[17]提出的誤差傳遞公式［式(7)］計算得到。

式中，S為標準誤差；xi為影響標準誤差的自變量；δxi為xi的相對誤差。本實驗工況范圍內，各物理量的最大不確定度見表1。

表1 實驗不確定度

為驗證實驗系統的可靠性和實驗數據的可重復性，在不同的時段內，對19 組實驗數據進行了重復性實驗，測得相同工況下傳熱系數的最大偏差和最小偏差分別為8.2%和0.1%，平均偏差為3.1%，表明實驗系統可靠，實驗數據具有較好的可重復性。

3 結果與討論

3.1 微針肋陣列表面換熱

3.1.1 過冷度的影響

圖6為不同入口溫度下的沸騰曲線，其中q′為熱通量，?tsat為壁面平均溫度與飽和溫度之差。當射流入口工質溫度Tin分別為38.0℃、48.0℃、58.0℃時，ONB 對應的熱通量分別為23.8W/cm2、21.2W/cm2、13.3W/cm2，并且在相同熱通量條件下，壁面過熱度隨著射流入口溫度的增大而增大。隨著熱通量的增大，3條沸騰曲線逐漸靠攏。在較高熱通量條件下，如圖6局部放大所示，隨著射流入口溫度的提高，沸騰曲線越陡峭并且當射流入口溫度為58.0℃時，沸騰曲線呈現出具有回折特性的S形狀，表明隨熱通量的增加，壁面過熱度出現了一定程度的降低，這是由于高熱通量條件下換熱表面的劇烈沸騰導致較高的換熱性能。

圖6 不同入口溫度下的沸騰曲線

圖7給出了不同射流入口溫度條件下傳熱系數隨熱通量的變化特性，每條曲線上的拐點表示不同工況條件下的ONB，當射流入口溫度為38.0℃、48.0℃、58.0℃時，相應的ONB 點對應的熱通量q′ONB分別為13.3W/cm2、21.2W/cm2、23.8W/cm2，即隨著入口過冷度的增大，ONB 點對應的熱通量逐漸增大，這是由于根據經典氣泡核化理論，壁面上的氣泡核化需要一定的液體過熱度和過熱液層厚度，較低的入口液體過冷度意味著需要更高的熱流使之達到氣泡核化所需的壁面過熱度及過熱液層厚度。當熱通量小于沸騰起始熱通量q′ONB時，換熱為單相射流對流主導，射流入口溫度以及熱通量對傳熱系數的影響相對較小，在ONB 點之后，不同射流入口溫度條件下傳熱系數均隨熱通量的增加而顯著增大，并且相同熱通量下的兩相傳熱系數隨入口射流溫度的增加而增大，表明較大的射流入口過冷度不利于兩相換熱。

圖7 入口溫度對換熱性能的影響

3.1.2 質量流速的影響

圖8為射流入口溫度為38.0℃時，不同質量流速下傳熱系數隨熱通量的變化曲線，在熱通量較小的單相對流換熱主導區，質量流速越大，相同熱流條件下的傳熱系數越高。當質量流速G=33.9kg/(m2?s)、68.0kg/(m2?s)、125.1kg/(m2?s)時，其單相對流傳熱系數（ONB之前）的最大值分別為6214.6W/(m2?K)、8816.3W/(m2?K)、12857.7W/(m2?K)，進入兩相區后隨熱通量的增大，傳熱系數顯著提升，并且質量流速越小，傳熱系數隨熱通量增加而增大的斜率越大。不同質量流速下的傳熱系數隨熱通量的變化曲線形成交叉，在充分發展的兩相區，質量流速越小，傳熱系數反而越大。與熱通量較小的單相對流區相比，質量流速對傳熱系數的影響趨勢正好相反，表明較大的射流速度對于沸騰具有一定的抑制作用。

圖8 質量流速對傳熱系數的影響

為綜合衡量熱通量以及質量流速對射流沸騰換熱的影響特性，采用量綱為1 的沸騰數Bo為關鍵參數分析了傳熱系數隨Bo數的變化特性，結果如圖9 所示。不同質量流速下傳熱系數均隨Bo數的增大而增大，傳熱系數隨Bo數的變化呈現出兩種不同的變化速度，進入兩相后變化劇烈，斜率變陡，在本文的實驗工況范圍內，最大Bo數為0.016時，傳熱系數最大達到24125.9W/(m2?K)。

圖9 傳熱系數隨Bo數的變化曲線

圖10 給出了Tin=48.0℃下不同質量流率下的沸騰曲線。可以明顯觀察到熱通量隨壁面過熱度增加而增大的速率不同，在Ⅰ區內熱通量隨壁面過熱度呈線性正相關變化，此時換熱以單相換熱為主，相同的熱通量下，流量越大時對應的壁面過熱度越低；隨熱通量的增加，壁面過熱度大于0℃后，沸騰曲線由單相換熱進入兩相換熱，且相變后沸騰曲線的斜率顯著增大，斜率的變化幅度隨流量的增加呈負相關；進入兩相換熱階段后，隨熱通量的增加，壁面過熱度的增幅減弱，并且不同質量流速下的沸騰曲線逐漸靠攏并趨于一致，表明高熱通量條件下質量流速對沸騰換熱的影響減弱。

圖10 不同質量流速下的沸騰曲線

圖11 給出了傳熱系數隨射流雷諾數的變化曲線。在熱通量q′=10.6W/cm2的相對較低熱流條件下，當Re從125 增加到470 時，傳熱系數從5208.0W/(m2?K)增加到10025.2W/(m2?K)，此時實驗件內的換熱為單相強制對流換熱，由于單相對流換熱系統中熱邊界層厚度δt∝Re1/n，流速變大時熱邊界層減薄，換熱能力增強；對于q′=45.1W/cm2的高熱通量條件下，Re從125增大到470時，傳熱系數從24980.9W/(m2?K)降到18657.4W/(m2?K)，此時實驗件內換熱為射流沸騰換熱，換熱特性由單相對流和核態沸騰共同主導，Re增大單相對流的同時，對沸騰也產生了抑制效應，導致整體換熱能力被削弱[18]。圖12 給出了當Tin=58.0℃、G=68.0kg/(m2?s)時，不同加熱功率下實驗段進出口壓降隨時間的脈動變化特性。引起脈動的因素包括通道內氣泡核化、生長、聚并、脫離等動力學行為導致的氣液界面振蕩、氣液體積分數動態變化以及實驗段上游存在可壓縮容積等。從圖12 還可以得出，當熱通量從39.8W/cm2增加到47.7W/cm2時，壓降脈動幅度顯著增大。

圖11 不同功率下雷諾數對傳熱系數的影響

圖12 不同加熱功率下進出口壓降的脈動特性

3.2 表面微結構對射流沸騰換熱影響

由于微結構表面通常具有豐富的核化穴，成為強化沸騰換熱的重要手段。換熱表面微結構的制備方法主要包括CNC精雕（銑削）、激光刻蝕、氣相化學沉積、電鍍、燒結、高溫氧化等[18-20]。不同方法制備的表面微結構在沸騰強化換熱方面性能迥異。對CNC 精雕加工的陣列微針肋表面與采用電刷鍍方法制備的鎳/石墨烯微納復合微針肋陣列結構表面的射流沸騰換熱特性進行對比，結果如圖13 所示。圖13(a)為相同工況下傳熱系數隨熱通量的變化特性曲線，電刷鍍后的Ni/Go-MFA 表面傳熱系數低于MFA，且Ni/Go-MFA 表面ONB 點較MFA 提前，ONB 對應的沸騰起始熱通量分別為16.0W/cm2、10.7W/cm2。在實驗工況范圍內，微納復合結構表面的傳熱系數與光滑陣列針肋表面傳熱系數的比值均小于1，表明在實驗工況范圍內，鎳/石墨烯微納復合結構并未起到強化沸騰換熱的作用。

圖13 電刷鍍表面對換熱性能的影響

圖13(b)為質量流速G=68.0kg/(m2?s)下光滑針肋表面與微納復合結構針肋表面的沸騰曲線，在相同的熱通量下，Ni/Go-MFA 表面相較MFA 表面有大的壁面過熱度。隨熱通量的增大，相同熱通量對應的Ni/Go-MFA 表面過熱度和MFA 表面過熱度的差值先增大后減小。當熱通量超過45.0W/cm2時，沸騰曲線甚至出現S形回折現象，即隨著熱通量的增加壁面過熱度反而減小［如圖13(b)局部放大］。

4 機理分析

為深入揭示電刷鍍微納結構對射流沸騰換熱的影響機理，采用掃描電鏡（SEM，JEOLJCM-700）對表面進行表征。圖14給出了具有鎳/石墨烯表面微納復合結構的兩個相鄰微針肋陣列的局部結構，肋頂部為較致密的多孔結構，相鄰肋間的底部區域微納結構較為稀疏，這是由于在采用電刷鍍制備鎳/石墨烯微納復合結構的過程中電刷與微針肋陣列表面的非均勻接觸導致的，由于刷鍍過程中首先要在微針肋表面刷鍍鎳過渡層，而鎳的熱導率小于紫銅，相當于在紫銅微針肋陣列表面增加了一層附加導熱熱阻。該附加導熱熱阻的存在阻礙了加熱熱源到流體的傳熱，使得相同熱通量下加熱表面溫度相對無鎳層覆蓋的紫銅表面較高［圖13(b)］。依據經典氣泡核化理論[21]，加熱表面的氣泡核化過程發生在近壁區的過熱液層內，較高的壁面溫度導致相對較高的近壁液層過熱度，因此鎳層導致的附加熱阻使得電刷鍍微納結構表面在相對較小的熱通量下產生氣泡核化。此外，電刷鍍微納復合結構表面豐富的孔隙提供了有效核化穴也是該表面具有較小沸騰起始熱流的原因。

圖14 微針肋陣列表面電刷鍍后形成的微觀結構

沸騰表面的傳熱系數可由式(8)給出[22]，表面傳熱系數（HTC）與物性（k、ρ、cp）、氣泡脫離直徑（d）、氣泡脫離頻率（f）以及有效核化穴數量（n）有關。本研究中盡管鎳/石墨烯微納復合結構表面具有相對較多的核化穴，但其傳熱系數仍比紫銅微針肋陣列表面低［圖13(a)］，這是由兩方面原因造成的：一方面是由于刷鍍過程中形成的鎳過度層增加了傳熱熱阻；另一方面刷鍍過程中微納復合結構生長的非均勻性導致微針肋上形成的蘑菇狀微納復合結構（圖15），這種蘑菇狀結構使得具有較高過熱度的肋間區域核化氣泡難以脫離。然而，隨著加熱熱流的不斷增大，針肋頂部微結構的核化穴逐漸被激活，導致鎳/石墨烯微納復合結構表面的傳熱系數逐漸接近紫銅針肋結構表面。

圖15 陣列微針肋電刷鍍表面

為驗證并消除鎳過渡層以及蘑菇狀微納復合結構的存在對換熱的不利影響，采用激光對具有鎳/石墨烯微納復合結構的微針肋結構表面（Ni/Go-MFA）進行局部刻蝕得到激光刻蝕微結構表面（L-Ni/Go-MFA）。采用掃描電鏡對刻蝕表面結構進行了表征，結果如圖16(a)、(b)所示，激光刻蝕一方面去除了微針肋上的蘑菇狀微納復合結構，并在微納復合結構表面形成了微孔陣列，另一方面實現了對鎳過渡層的部分去除。在Tin=58.0℃、G=68.0kg/(m2?s)條件下，對不同熱通量對應的換熱性能進行了對比實驗，發現MFA、Ni/Go-MFA以及L-Ni/Go-MFA 3種表面的傳熱系數均隨著熱通量的提升而增大，并且當熱通量大于35.0W/cm2時，激光刻蝕表面換熱性能在3個表面中達到最優，其性能的提升幅度隨著熱通量增大而增大［圖16(c)］，3種表面的最大傳熱系數在熱通量50.0W/cm2時分別達25702.7W/(m2?K)、21882.8W/(m2?K)、30787.0W/(m2?K)。值得一提的是，本文所提出的基于浸沒式陣列微射流與微針肋結構組合的新型相變換熱器，由于采用了浸入式射流柱陣列，使得射流更接近受熱壁面，與常規的射流腔體頂部射流相比[11,23]，一方面實現了射流腔體底部受熱面的近壁面沖擊射流，不僅強化了近壁區的冷熱流體更替，同時還可促進壁面核化氣泡的脫離；另一方面，浸入到射流腔體內的陣列式射流柱對腔體內宏觀氣液兩相對流產生強烈擾流效應，因此本文提出的浸入式陣列射流柱結構較常規的頂部射流結構具有更高的換熱性能。如崔付龍等[11]采用頂部陣列射流，研究了燒結多孔強化表面的分布式陣列射流沸騰換熱特性，在熱通量為50.0W/cm2、流量為6.7mL/s條件下，獲得不同燒結孔隙結構表面的最大傳熱系數約為26000.0W/(m2?K)；張添等[23]采用頂部射流結構研究了陣列射流沖擊不同肋化表面的沸騰特性，在熱通量為50.0W/cm2、流量為12.7mL/s條件下，其最大傳熱系數低于10000.0W/(m2?K)。而本研究中浸入式陣列射流柱耦合激光刻蝕表面的傳熱系數在相同的熱通量（50.0W/cm2）和更小的射流流量（1.7mL/s）條件下得到的傳熱系數高達30787.0W/(m2?K)，分別較文獻[11]和文獻[23]中的傳熱系數提高了18.4%和207.8%。

圖16 激光燒蝕表面結構特性及表面結構對換熱性能的影響

5 結論

提出了一種具有頂部浸入式陣列射流柱與底部微針肋陣列結構耦合的微射流沸騰換熱新結構，首先采用CNC 精雕工藝在紫銅表面制備了微針肋陣列結構，研究了入口過冷度、Re以及熱通量對其表面微射流沸騰換熱的影響，繼而采用電刷鍍工藝在微針肋陣列結構表面制備了鎳/石墨烯微納復合結構，研究了鎳/石墨烯微納復合結構對微針肋表面微射流沸騰換熱性能的影響，最后采用激光刻蝕對電刷鍍微針肋表面進行了結構修飾，并對微針肋陣列表面、鎳/石墨烯微納復合結構表面以及激光刻蝕修飾表面的射流沸騰換熱特性進行了對比實驗研究，主要結論如下。

（1）浸入式陣列射流柱結構與常規的頂部陣列射流結構相比，由于沖擊射流出口更接近受熱壁面，對近壁區冷熱流體更替以及氣泡脫離具有促進效應，同時陣列射流柱對射流腔體內宏觀氣液兩流產生擾流效應，是強化換熱的兩種主要機理。

（2）針對微針肋陣列結構表面，隨入口過冷度的減小，ONB 起始對應的熱通量減小；Re在不同熱流條件下對換熱影響顯著，在熱通量相對較低的單相對流主導區，傳熱系數隨Re的增大而增大；在熱通量相對較高的沸騰主導區，較大的Re對沸騰起到抑制作用，反而削弱了換熱。

（3）盡管鎳/石墨烯微納復合結構具有三維蜂窩狀多孔結構，可提供豐富的核化穴，但在本實驗工況范圍內并未強化換熱，其影響機理可歸結為兩個方面：一方面鎳/石墨烯制備過程中形成的鎳過渡層引入了附加熱阻，在相同熱通量下反而降低了壁面過熱度，大量的有效核化穴尚未被激活；另一方面，由于鎳/石墨烯刷鍍結構的非均勻性，形成了蘑菇狀微納復合結構針肋，阻礙了肋根部氣泡的脫離，減小了加熱表面的氣泡脫離頻率。

（4）為消除鎳過渡層附加熱阻以及蘑菇狀針肋對換熱的不利影響，采用激光刻蝕工藝對具有鎳/石墨烯微納復合結構表面的微針肋陣列進行局部刻蝕，發現其綜合換熱性能顯著提升，刻蝕后的表面較微納復合結構表面以及微針肋光滑表面的換熱性能分別提升了140.7%和119.8%。

本文的研究表明多尺度表面對射流沸騰換熱的影響與其表面結構形貌以及制備工藝密切相關，采用激光刻蝕消除了電刷鍍過程中引入的低熱導率鎳過渡層附加熱阻，在高性能微射流相變換熱表面的制備方面具有較好的應用前景，本研究可為陣列微射流沸騰換熱強化系統的設計、制備和運行提供科學參考。

符號說明