微重力下微结构表面流动射流复合沸腾：中国空间站实验研究

《International Journal of Heat and Mass Transfer》：Flow-jet composite boiling on microstructured surfaces in microgravity: An experimental study aboard the China Space Station

　　

• 在中国空间站上进行了长时间微重力流动沸腾测试。
• 在微重力纯流动沸腾条件下，微针翅增强了临界热流密度（CHF）和传热系数（HTC）。
• 射流冲击改善了蒸气去除效果和高热流稳定性。
• 地面对空间的比较揭示了表面依赖的重力效应。

1. 引言

随着人类太空探索的快速进展，航天器正朝着更大规模、更长寿命和更高功率密度的方向发展，对热管理系统提出了前所未有的挑战[1]。空间站、卫星和深空探测器上的大功率电子设备、科学载荷和生命保障系统会产生大量废热，必须高效散热以确保在轨安全稳定运行[2,3]。然而，传统单相液体冷却技术受工作流体热容的限制，散热能力不足以应对持续增长的热负荷[4,5]。此外，大多数现有研究是在地面重力条件下进行的。因此，开发适用于微重力环境的高效相变传热技术已成为太空热管理的关键科学问题[6]。

两相沸腾传热利用潜热，能够在相对较低的温差下实现比单相对流高数倍的散热速率，是未来空间应用主动热控系统的有前景的方法[7,8]。在实际航天器应用中，两相液体冷却技术已逐步应用于各种关键热控系统，如国际空间站（ISS）上的环路热管（LHP）和大功率电子设备的冷板沸腾冷却单元。然而，与地面条件相比，微重力下的沸腾传热机理存在本质差异[9,10]。在正常重力下，浮力是气泡脱离和向上迁移的主要驱动力，确保及时移除气泡并连续补充液体，从而维持高效传热。相比之下，在微重力下，缺乏浮力驱动的自然对流显著改变了气泡成核、生长、脱离和传输行为，导致更复杂的沸腾机理[11,12,13]。气泡往往在加热表面上停留更长时间，更容易形成局部蒸气毯，削弱热边界层扰动，可能引发过早干涸，从而降低传热性能[14,15,16]。这些挑战对太空两相热管理系统的可靠性和效率提出了严格要求，凸显了深入理解微重力条件下沸腾机理的迫切需求[17]。

为了增强微重力条件下的沸腾传热，已探索了各种被动和主动策略[18,19]。被动方法，如微结构强化表面、热管和毛细驱动回路，具有结构简单、高可靠性和无需额外功耗输入等优点。因此，它们是当前航天器中最广泛使用的热控解决方案。表面改性作为一种有效的被动方法被广泛采用，因为它能提供丰富稳定的成核点并形成毛细通道，实现不依赖重力的液体补充，从而显著改善沸腾性能[20]。例如，微针翅、微腔和纳米结构已被证明能通过增强毛细吸液和抑制蒸气合并来提高临界热流密度（CHF）和传热系数（HTC）[21,22,23]。然而，其传热能力主要受材料结构和界面润湿特性限制，存在性能提升的固有上限。相比之下，主动冷却技术，如泵驱动流动系统和射流冲击冷却[24,25]，可以显著增强传热性能并提供更高的可控性。然而，它们通常需要额外的功耗并增加系统复杂性。在加热表面上施加剪切流可促进气泡脱离并加速蒸气去除，从而增加液气相界面的更新频率[26]。此外，由于射流冲击能够产生局部高动量流场，被认为是一种进一步增强沸腾传热的有效技术[27]。射流可以破碎蒸气团簇并扰动热边界层，同时向加热表面持续供给新鲜液体并促进蒸气去除，从而部分补偿微重力下浮力的缺失[28,29,30]。值得注意的是，在实际空间应用中，热管理系统通常同时受到能耗和运行安全要求的限制。因此，在工程实践中通常优先考虑低速、低功率的流动调节策略。在此条件下，流体惯性和剪切效应相对较弱，使系统对重力水平变化更加敏感。

尽管一些研究通过抛物线飞行[31,32,33,34]或落塔实验[35,36,37,38,39]对微重力沸腾进行了初步探索，但这些实验受限于持续时间短和微重力水平波动（表1），导致对稳定微重力条件下气泡动力学行为的了解仍然有限。长时间、高质量微重力条件下的系统实验数据仍然稀缺，这已成为该领域理论发展和技术进步的关键瓶颈[40,41]。国际空间站已开展多项沸腾实验，获得了长时间微重力条件下的传热数据。然而，现有研究主要集中于池沸腾和常规流动沸腾模式[42,43,44,45]，大多数实验是在光滑表面上进行的。迄今为止，微重力下强化传热表面上的沸腾研究仍然非常有限，尚未有射流冲击复合沸腾的实验研究报告。因此，微结构表面、复杂流场和微重力之间的多场耦合机理仍缺乏充分理解。

表1. 不同微重力环境的比较。

| | 落塔 | 抛物线飞行 | 空间站 |
|---|---|---|---|
| 微重力持续时间 | ~3.6 s | ~22 s | 无限 |
| 微重力水平 | ~10?2-10?3g | ~10?3-10??g | <10??g |
| 重力转变特征 | 恒重力至微重力 | 超重力至微重力 | 持续微重力 |
| 实验限制和影响 | 1. 每次操作只能进行单一测试点。2. 沸腾过程难以达到稳态。3. 只能获得离散的沸腾曲线数据点。4. 受重力转变显著影响。 | 1. 每次操作只能进行单一测试点。2. 只能收集稳态沸腾阶段的数据。3. 只能获得离散的稳态沸腾数据点。4. 受重力转变显著影响。 | 1. 能够进行多次完整的沸腾实验。2. 能够获得和观察全周期沸腾演化过程。3. 整个过程处于微重力条件下，不受重力转变和残余重力干扰。 |

基于上述研究背景，作为中国空间站首批资助的科学实验之一，我们首次开展了长时间微重力条件下的流动射流冲击复合沸腾实验研究。通过将微针翅表面与低速剪切射流冲击复合沸腾相结合，系统研究了微重力和微尺度结构耦合作用下的沸腾现象和传热特性，并与地面结果进行了比较。利用这一长时间微重力实验平台，本研究获得了多种工况下热流密度逐步增加过程中全面的沸腾传热信息，覆盖了从单相传热、两相传热到临界沸腾的全过程。特别关注了不同表面上泡核沸腾起始阶段的传热特性采集与分析，这些特性与地面重力下观察到的不同。结合可视化系统，分析了不同工况下的气泡生长、脱离过程和运动轨迹，从而揭示了气泡动力学在不同重力环境下影响传热性能的机理。本研究为理解微重力下的沸腾机理提供了新的实验证据，并为未来空间应用先进两相热控系统的设计和优化提供了有价值的指导。

2. 实验装置与流程

2.1 实验装置

本研究使用中国空间站梦天实验舱中的两相系统实验柜进行。该平台提供工作流体输送、供电、信号传输和可视化功能，从而支持微重力条件下的标准化实验模块研究。如图1(a)所示，两相沸腾实验系统的工作流体回路由三个主要部件组成，包括大流量液体供给模块、沸腾传热实验模块和连接管道。这些模块协同工作，实现工作流体温度控制、流量调节、工况切换、数据采集和安全保护。

大流量液体供给模块的主要功能是为实验模块提供稳定温度和受控流量下的稳定液体工作流体。模块中集成有液体泵，将工作流体输送到实验模块。工作流体在实验模块中加热后返回流体供给模块，首先由热电冷却板冷却以维持稳定的供给温度，然后进入液体储罐。储罐中的液体由集成液体泵持续输送出模块。模块出口安装有孔径约为40 μm的不锈钢丝网过滤器，以确保供给工作流体的清洁度。一条旁路连接泵出口和液体储罐入口。通过调节该旁路中的阀门开度，可以调节流量分配，实现对供给实验装置的工作流体流量的精确控制。

开发了一个沸腾传热实验模块，以便在微重力条件下进行稳定的长时间流动沸腾实验。沸腾传热实验模块是实验的核心单元，提供实验环境，同时实现工况调节和测量。内部结构模型如图1(b)所示。实验模块的测试段结构简化，如图2(a)所示。

实验模块进行了集成和密封，工作流体、电力和信号仅通过快速断开耦合器和电气连接器与外部系统进行传输。进入模块后，部分工作流体通过主路径水平流经加热器，其余部分通过分支路径垂直导向加热器。两股流体在核心测试段汇合，然后在过滤后离开实验模块。模块下游端安装有稳压器和过滤器。稳压器采用波纹管结构，可根据内部压力被动膨胀或收缩，有效抑制压力波动，在整个实验过程中保持相对稳定的管道压力。

分支路径可以完全关闭以进行纯流动沸腾实验。根据实验要求，可以调节常闭阀的开合状态和分支路径中比例阀的开度，以调节剪切流和垂直射流之间的流量分配。模块内安装有两个涡轮流量计，用于监测主路径和分支路径中的工作流体流量。它们的测量值与在高流量流体供给模块中经过在轨校准的流量计进行交叉核对，以验证在轨测量性能的可靠性。

采用T型绝缘热电偶测量加热器温度和入口工作流体温度。使用差压变送器测量测试段两端的压差。测试段上安装有观察窗，允许使用相机实时成像气泡动力学。实验系统中使用FC-72作为工作流体，整个实验过程中管道保持完全充满状态。该流体通常用作正常重力和微重力沸腾传热研究中的两相传热工作流体，其热物性列于表2。

表2. 工作流体的热物性。

| 参数 | 数值 | 名称 |
|---|---|---|
| FC-72 | | |
| 液体密度 ρ? | 1680 kg/m3 | |
| 气体密度 ρ? | 13.2 kg/m3 | |
| 沸点 T_sat | 56 ℃ | |
| 汽化潜热 ΔH_vap | 88 J/g | |
| 液体比热容 c_p | 1100 J·kg?1·K?1 | |
| 液体导热系数 λ | 0.057 W·m?1·K?1 | |
| 液体热膨胀系数 β | 0.00156 K?1 | |
| 运动黏度 ν | 0.38 cSt | |
| 动力黏度 μ | 0.64 cP | |
| 表面张力 σ | 10 mN/m | |
| 水溶解度 | 10 ppm | |

实验装置的总供电由中国空间站两相系统研究柜通过100 V背板电气插座提供，并由模块内的电子控制盒转换为各部件所需的电压。

实验模块的电气控制系统由模块内部集成的控制盒和双相系统实验架中的外部主控制单元组成，两者通过RS422接口电缆进行通信。控制盒集中采集和记录实验数据，接收指令，并直接控制模块内部的组件；主控制单元主要负责指令传输和数据下行。实验平台在微重力环境下长期运行，微重力水平约为10?? g?，由空间站平台进行监测和管理。地面实验系统在结构、流道配置、测量方法和控制逻辑方面与在轨实验保持一致，不同之处在于加热面水平朝上布置，以确保地面传热有利于重力的配置。

2.2 测试段

图2(a)展示了实验模块中测试段的组成。测试段由多层叠放的板件构成，各部件根据功能需求选择不同的材料。芯片安装板采用PEEK材料，以满足热绝缘和电绝缘要求。观察板采用透明有机玻璃，以实现可视化。其余板件采用2A12铝合金，以确保整体机械强度。板件之间使用三元乙丙橡胶O型圈密封，并用螺栓紧固。

图2(b)展示了实验模块测试段中的液流通道。测试段内部主流道的截面尺寸为5 mm（l_sh）× 11 mm（l_sw）。射流孔口设置在加热面相对的顶壁上，射流通道直径为3 mm（d_j）。由大流量液体供给模块输送的工作流体经分流比例阀分配。一部分进入主流道，沿加热表面平行流动，形成剪切流。另一部分进入分支流道，通过射流通道垂直冲击加热表面中心，形成冲击射流。对于给定的实验工况，图中所示的四个射流通道中最多仅激活一个。

测试段沿流动方向串联布置了四个加热器，相邻加热器间距为34 mm。加热器沿流动方向依次编号。加热器2和3在本次分析中未使用，但在实验预热阶段和在轨实验的长期可靠性保障中发挥了特定作用。加热器1为光滑表面，加热器4为具有代表性的结构化表面PF30-60。该结构已在若干地面重力和短时间微重力条件下的沸腾传热被动增强研究中得到采用[20,27]，并显示出显著的增强效果。

可视化系统布置在测试段侧面。相机沿垂直于流动方向布置，视场中心对准加热器侧面中心。固定焦平面位于加热器沿流动方向的中心线上。LED光源放置在相机的正对面，为图像采集提供稳定照明。相机视场如图2(c)所示。由于遥测、跟踪和指令覆盖窗口的限制，在轨实验包含操作和监测不可用的时段。为确保能获取覆盖所有沸腾阶段的图像，综合考虑相机性能和数据下行速率后，选择了60 fps的帧率。该设置侧重于在长时间稳定微重力条件下观察宏观气液输运行为。

为了研究表面结构对沸腾传热的影响，制备了两类典型的加热表面，包括光滑硅表面（SS）和微柱针阵列结构硅表面（PF30-60）。测试表面的扫描电镜图像和详细结构示意图如图2(d)所示。两种表面均制备在磷掺杂的硅基加热器上，加热器尺寸为7 mm × 7 mm × 0.5 mm（边长l_wa × 边长l_wa × 厚度l_wh）。微柱针表面特征为通过刻蚀方法在基底上制备的均匀分布的微柱针阵列，特征尺寸为30 μm × 30 μm × 60 μm × 30 μm（长l_pa × 宽l_pb × 高l_ph × 节距l_pd）。光滑表面通过对同尺寸硅基底进行抛光获得。

在硅加热器两端焊接铜线形成供电回路。实验过程中，通过铜线施加电压，利用焦耳效应直接加热硅加热器，作为测试段中的模拟热源。为准确测量加热器温度，在硅加热器背面中心使用导热胶粘贴两根T型绝缘热电偶。硅加热器通过绝缘隔热胶固定在芯片板的对应凹槽中，确保硅加热器的结构化表面与芯片安装板齐平。热电偶和导线从芯片安装板的另一侧引出，连接至电子控制盒。

2.3 实验流程

为确保空间在轨实验的顺利执行和操作安全，在实验模块的电子控制盒中预装了全自动实验流程。一旦设置好关键实验参数，系统即可自动完成整个流程，包括液体供给调节、加热控制、稳态判定、数据采集和关键保护。实验测试工况列于表3。

表3 实验测试工况

实验参数 数值
表面结构 SS、PF30-60
工作流体 FC-72
过冷度 35 K
剪切速度 0.20-0.30 m/s
射流速度 0.35-0.70 m/s
环境压力 1 atm

实验启动后，系统首先启动大流量液体供给模块和内部液泵，并通过调节旁通阀开度精确控制输送至测试段的工作流体总流量，建立稳定的流动环境。液体供给条件稳定后，设置实验参数，包括加热器编号、目标过冷度和分支比例阀开度。

参数设置完成后，系统自动打开对应的分支阀门并调节至指定开度，同时向加热器施加稳定电压启动加热。加热电压采用阶梯递增收策略。初始电压为5 V。在加热器温度达到工作流体沸点（56 °C）之前，每次以2 V为增量递增电压。当加热器温度达到沸点时，步长减小为1 V，并启动高速相机以60 fps同步采集气泡动力学行为。实验模块实时监控加热器温度和工作流体温度等参数。当检测到加热器温度在连续10 s内波动保持在±0.5 ℃以内时，系统判定在当前热流密度下传热已达到稳态。维持该状态30 s后，系统自动升至下一电压等级。当加热器温度超过100 °C或在0.5 s内温升超过5 °C时，判定为临界热流密度（CHF）状态。此时系统立即切断加热功率，停止加热，同时终止图像采集和数据记录。

在数据处理中，本研究报告的CHF取热不稳定判据触发之前最后一个稳定加热状态对应的净热流密度。采用温度快速上升判据检测CHF热不稳定性并触发安全关断，而用于定量分析的CHF值则取自不稳定之前的最后一个可靠稳态数据点。由于加热电压采用阶梯递增方式，实际临界条件位于最后一个稳定加热状态和随后的不稳定加热状态之间。因此，本报告中的CHF值代表临界热流密度的保守估计。

2.4 数据处理与不确定度分析

本实验中，加热器电压和电流由电子控制盒直接测量。数据处理中使用的热损失比由专门的地面热损失标定实验确定。为避免潜热和气液两相流对能量平衡评估的影响，热损失标定采用稳态单相数据。在稳态单相条件下，工作流体吸收的显热由流量、比热容以及测试段进出口温度差确定，系统热损失由电输入功率与工作流体吸收的显热之差确定。

地面标定实验得到的热损失比范围为7.11%至9.59%，平均值为8.22%，标准差为0.71%。在所有实验工况的数据处理中，统一采用平均值8.22%作为热损失比，即η_loss = 0.0822。因此，净热流密度按以下公式计算：

(1) q = (Q_in - Q_loss) / A_w = U·I·(1 - η_loss) / A_w

其中，Q_in为电输入功率，Q_loss为系统热损失，U和I分别为电子控制盒测量的加热器电压和电流，A_w为加热面积，η_loss为热损失比。

平均传热系数h按以下公式计算：

(2) h = q / (T_w - T_in)

其中T_w和T_in分别为加热器温度和工作流体在测试段入口处的温度。

剪切流速度V_s定义为：

(3) V_s = G_s / A_s

其中G_s为涡轮流量计测量的主回路流量，A_s为主流道截面积（55 mm2）。

垂直射流速度V_j定义为：

(4) V_j = G_j / A_j

其中G_j为涡轮流量计测量的分支回路流量，A_j为射流通道截面积（7 mm2）。

本实验中的测量不确定度主要来源于温度测量、电压和电流测量、长度测量和流量测量。热电偶的测量不确定度为±0.5 K，电压和电流的不确定度分别为±0.05%和±0.1%。流量测量的不确定度为±0.2%。此外，地面标定实验得到的热损失比标准差（0.71%）也纳入了净热流密度的不确定度传递。

根据误差传递法[46]，净热流密度的相对不确定度计算如下：

(5) Δq/q = √[(ΔU/U)2 + (ΔI/I)2 + (ΔA_w/A_w)2 + (Δη_loss/(1-η_loss))2]

取η_loss = 8.22%和Δη_loss = 0.71%，评估得到净热流密度的相对不确定度为±0.9%。

对于式(2)定义的传热系数，考虑净热流密度、壁面温度和入口流体温度的不确定度，其相对不确定度评估如下：

(6) Δh/h = √[(Δq/q)2 + (ΔT_w)2 + (ΔT_in)2] / (T_w - T_in)

通过误差传递分析，评估得到传热系数的相对不确定度为±7.1%。

实验参数及其对应的不确定度汇总于表4。

(7) ΔV_s/V_s = √[(ΔG_s/G_s)2 + (Δl_sw/l_sw)2 + (Δl_sh/l_sh)2]

(8) ΔV_j/V_j = √[(ΔG_j/G_j)2 + 2×(Δd_j/d_j)2]

表4 实验参数不确定度

实验参数 不确定度 独立量
加热器供电电压 U ±0.05%
加热器供电电流 I ±0.1%
长度 l ±0.02 mm
温度 t ±0.5 K
压降 ΔP，量程：0-35 kPa ±0.075% FS
主通道体积流量，量程：5000 mL/min ±0.20% FS
分支通道流量，量程：1000 mL/min ±0.20% FS
依赖量
热流密度 q ±0.9%
传热系数 h ±7.1%
射流体积流量 ±1.6%
剪切流体积流量 ±1.7%

为验证实验系统能否在微重力下保持实际工况与规定工况的一致性，并检验加热器在经历一系列CHF测试后是否出现明显的性能退化，对选定工况进行了重复性实验，结果如图3所示。重复实验中CHF值和壁面温度变化趋势吻合良好。主要实验结果均得到一致再现，表明实验结果具有良好的可靠性和重复性。

图3 在轨重复性实验的沸腾曲线

2.5 无量纲参数分析

为进一步表征微重力条件下剪切流、射流惯性和毛细效应的相对重要性，引入了雷诺数、韦伯数、毛细数和邦德数等无量纲参数进行分析。

雷诺数定义为：

(9) Re = ρ_l·V·L / μ

其中V为工作流体速度，L为通道水力直径。

对于圆形支通道，水力直径可直接取为 $d_j$，而矩形主通道的水力直径 $D_h$ 可表示为：

(10) $D_h = \frac{2 \cdot l_{sh} \cdot l_{sw}}{l_{sh} + l_{sw}}$

为评估流动惯性与表面张力之间的竞争关系，引入韦伯数（Weber number）：

(11) $We = \frac{\rho_l V^2 L}{\sigma}$

为评估粘性力与表面张力之间的相对贡献，引入毛细数（Capillary number）：

(12) $Ca = \frac{\mu V}{\sigma}$

为评估微重力条件下浮力的重要性，引入邦德数（Bond number）：

(13) $Bo = \frac{(\rho_l - \rho_V) g L^2}{\sigma}$

这些无量纲参数的计算范围列于表5中。计算所得雷诺数表明，在本实验中剪切流和射流流均表现出显著的惯性效应。计算所得韦伯数随射流速度增大而显著增加，表明在当前的射流孔配置下，相对于表面张力，射流惯性变得更强。这有利于气泡脱落、气泡簇 breakup 以及对气泡聚并的抑制。

表5. 实验条件下的无量纲参数。

| 实验参数 | 参数范围 |
|---|---|
| 剪切流雷诺数，$Re_s$，$(L = D_h)$ | 3610–5414 |
| 射流雷诺数，$Re_j$ | 2756–5513 |
| 剪切流韦伯数，$We_s$，$(L = D_h)$ | 46.2–104.0 |
| 射流韦伯数，$We_j$，$(L = d_j)$ | 61.7–246.9 |
| 剪切流毛细数，$Ca_s$ | 0.0128–0.0192 |
| 射流毛细数，$Ca_j$ | 0.0224–0.0448 |
| 邦德数，$Bo_s$，$(L = D_h)$ | $7.79 \times 10^{-4}$ |
| 邦德数，$Bo_j$，$(L = d_j)$ | $1.48 \times 10^{-4}$ |

所有毛细数均远小于1，表明尽管外部施加的流动惯性强烈影响气泡输运，表面张力仍在汽液界面演化、液体补充以及微结构内的毛细润湿过程中发挥着重要作用。在微重力水平 $1 \times 10^{-5}g_0$ 下，所有邦德数均远小于1。这表明浮力相对于表面张力可以忽略不计，气泡脱落和蒸汽输运主要受外部施加的剪切流、射流动量和界面毛细效应的共同作用所支配。

### 3. 结果与讨论

#### 3.1 微重力下的流动沸腾传热性能

为研究柱状微结构表面和低速剪切流对微重力条件下沸腾传热的影响，在液体过冷度为35 K、不同剪切流速度（$V_s = 0.2$、$0.25$ 和 $0.3$ m/s，对应的雷诺数分别为3610、4512和5414）下，开展了对比光滑表面和微针翅表面沸腾传热特性的实验研究。

图4展示了不同表面在微重力流动沸腾条件下的沸腾曲线。随着热流密的增加，两种表面均表现出典型的核态沸腾特性。壁面过热度首先逐渐增加，在核态沸腾开始后明显下降，导致沸腾曲线向后偏移。与光滑表面相比，微针翅表面表现出更高的起始过热度以及更显著的温度过冲。

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图4. 不同剪切流速下光滑表面和微针翅表面的沸腾曲线。

这种行为主要与微针翅结构对单相传热和沸腾成核的共同影响有关。一方面，微针翅结构显著增加了实际传热面积，增强了单相对流传热，使得更多的热量以液体显热形式被带走。因此，需要更高的壁面过热度才能达到稳定的成核条件。另一方面，微针翅表面包含大量微尺度角部、侧壁和结构间隙，提供了丰富的潜在成核点。一旦壁面达到起始条件，大量成核点迅速被激活，气泡生成速率急剧增加，导致壁面温度迅速下降，沸腾曲线出现明显的后移。

随着热流密的进一步增加，两种表面的差异愈发显著。对于光滑表面，壁面过热度上升得更快。相比之下，微针翅表面维持着较低的壁面过热度并实现了更高的临界热流密。这表明微针翅结构不仅在沸腾开始后改善了局部传热，还有效延迟了局部干烧和沸腾危机。例如，在剪切流速为0.20 m/s时，微针翅表面的临界热流密达到67.7 W/cm2，相比光滑表面的44.6 W/cm2提高了51.8%。随着剪切流速的增加，两种表面的临界热流密均有所提高，微针翅表面达到了最高的绝对临界热流密72.6 W/cm2。

图5展示了相应条件下传热系数的变化。在低热流密区域，两种表面的传热系数差异相对有限。随着热流密的增加，微针翅表面的传热系数逐渐超过光滑表面，并在高热流密区域表现出更显著的优势。值得注意的是，在相同热流密下，微结构表面的传热系数仅表现出适度改善，而主要差异出现在高热流密区域和临界状态附近。这表明微针翅结构对局部传热系数的直接增强并非其主要贡献，其更为重要的作用在于维持稳定的核态沸腾状态并延迟传热恶化的发生。因此，微针翅表面获得更高的最大传热系数，并非仅仅源于瞬时传热能力的增强，而是源于该表面在更高热流密下维持有效汽液接触和持续蒸发的能力，从而将高效的核态沸腾区间扩展到了更高的热流密范围。

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图5. 不同剪切流速下光滑表面和微针翅表面的传热系数曲线。

为进一步理解上述传热行为差异，通过对典型条件下的气泡动力学行为进行可视化分析，如图6所示。需要注意的是，由于在轨实验条件的限制，目前的图像分析主要基于可识别的气泡尺寸和汽液分布。可以观察到，在相同热流密下，微针翅表面的表观沸腾强度低于光滑表面，尽管其传热性能明显更优。根据可视化信息，微针翅表面形成的大气泡簇的投影尺寸小于光滑表面（图6c）。这一现象表明，增强的微重力流动沸腾并不一定对应更为剧烈的可见气泡活动。在微重力条件下，决定传热性能的关键因素并非可见气泡数量本身，而是加热面附近的汽液分布和液体补充能力。即使在表面上可见的气泡较少，只要维持了较高的润湿面积比和稳定的液体补充，仍可实现优异的传热性能。

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图6. 不同热流密下的气泡动力学行为（$V_s = 0.20$ m/s）。（a）光滑表面；（b）微针翅表面PF30-60；（c）图像参数对比。

为进一步分析微重力条件下气泡运动的控制机制，对代表性气泡进行了受力分析，如图7所示。根据表5中的无量纲分析结果，在当前工况下韦伯数大于1，而毛细数远小于1。这表明气泡动力学主要受流动惯性和表面张力共同作用支配。同时，邦德数远小于1，表明浮力不再是主导因素。因此，对于本微重力强制对流沸腾过程，气泡生长、输运和脱落主要由流动诱导效应与表面张力效应之间的竞争所决定。

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图7. 纯流动过程中单个气泡的受力分析。

在水平方向上，液体拖曳力 $F_D$ 是驱动气泡沿流动方向输运的主要驱动力，而接触线表面张力 $F_{R,x}$ 和水平剪切阻力 $F_\tau$ 则限制气泡在壁面上的滑动和铺展。因此，气泡沿流动方向的运动主要由流动惯性与接触线约束之间的平衡所决定。当流体惯性克服界面约束时，气泡可沿主流方向滑动和拉长，随后向下游迁移。随着气泡尺寸增大，气泡与主流之间的有效作用面积和动量交换一般会增加，从而增强液体拖曳力。

相比之下，垂直于壁面方向的力平衡直接决定了气泡能否从加热表面脱离。促进气泡远离壁面运动的力主要包括流体动力学压力 $F_H$、浮力 $F_B$、蒸发诱导的界面力 $F_E$ 以及由近壁速度梯度产生的壁面升力 $F_{WL}$。相反，马兰戈尼力 $F_M$、表面张力的壁面法向分量 $F_{\sigma,y}$ 以及壁面法向剪切阻力 $F_L$ 则倾向于维持气泡与壁面的附着。在微重力下，$F_B$ 大幅减弱，气泡脱落因此不再主要依赖于浮力，而是更大程度地受流动诱导的壁面法向力和界面约束所支配。换言之，施加的剪切流不仅通过拖曳力 $F_D$ 沿壁面方向输运气泡，还通过非均匀近壁速度场产生壁面法向流体动力 $F_{WL}$，从而促进气泡脱附和离开。

由于沸腾气泡通常经历显著的非球形变形，升力的大小还受气泡纵横比、界面曲率和接触线约束的影响。当气泡被剪切流拉长或压扁时，其正面投影面积以及上下界面的压力分布发生改变，产生不对称的流场，从而显著改变壁面法向流体动力。因此，气泡形状的演化不仅决定了流动方向的拖曳响应，还调节了壁面升力及其导致的脱落行为。

在垂直方向上，流体动力学压力 $F_H$、浮力 $F_B$ 和界面蒸发力 $F_E$ 是促进气泡脱离壁面的主要驱动力，而马兰戈尼力 $F_M$、表面张力 $F_{\sigma,y}$ 以及垂直剪切阻力 $F_L$ 则倾向于维持气泡与壁面的接触。因此，在微重力条件下，气泡脱落不再依赖浮力，而是主要受流动诱导力和界面力的共同效应所控制。流体动力学压力源于液流与气泡之间的相互作用，而界面蒸发力则与当地蒸发强度密切相关。

需要注意的是，在微重力环境中，浮力的显著减弱可能使得由温度梯度引起的表面张力梯度触发马兰戈尼对流，从而影响局部界面流动和液体补充。然而，无量纲分析表明，剪切流的雷诺数达到3610–5414，剪切韦伯数最大值达到104，说明施加的流动和射流冲击提供了强烈的惯性动量。因此，马兰戈尼效应可能作为次要机制参与局部界面流动，而整体气泡输运和蒸汽移除过程仍主要由施加的流动惯性所支配。

综合沸腾曲线、传热系数曲线、可视化结果和受力分析，可以得出结论：微针翅表面提供的增强作用并非主要源于促进大气泡的脱落，而是源于其调节加热面附近汽液分布的能力。相比之下，马兰戈尼效应主要通过界面温度梯度修改局部表面张力分布，其影响主要局限于汽液界面附近的局部流动区域，因此对整体传热性能的影响相对有限。

首先，微针翅结构提供了大量均匀分布的潜在成核点，使蒸汽能够以更分散的方式产生。其次，相邻微针翅之间形成的连续微尺度间隙可产生显著的毛细液体补充作用，持续向加热面输送液体并维持局部润湿区域。Ma等人[47]在微针翅表面流动沸腾的研究中指出，毛细液体补充是实现高临界热流密的重要原因之一。同时，微针翅结构可增加实际传热面积并提供更多成核点，从而显著增强临界热流密和传热系数。

在微重力环境中，毛细液体补充的重要性进一步凸显，因为浮力驱动的环流大幅减弱。

# 微重力下微针翅面沸腾强化传热综合分析

## 1. 微针翅面强化机制

### 1.1 毛细网络效应

微针翅结构的核心优势在于其毛细网络能够：

| 功能 | 机制 | 效果 |
|------|------|------|
| 维持润湿状态 | 毛细力持续补充液体 | 防止局部干涸 |
| 抑制蒸汽团聚 | 约束蒸汽横向扩展 | 蒸汽以分散气泡形式存在 |
| 优化汽液分布 | 分散气泡替代连续蒸汽层 | 均匀汽液分布 |

### 1.2 协同增强机制

微针翅面的强化传热来自以下协同效应：

```
传热面积增大 ─┐
├─→ 更高的核态沸腾稳定性
丰富汽化核心 ─┤
毛细补液增强 ─┤ → 更高CHF和近临界HTC
汽液分布优化 ─┘
```

在微重力条件下，毛细补液和润湿性维持的重要性进一步放大，因为浮力驱动的蒸汽移除大幅减弱。

---

## 2. 流动-射流复合沸腾传热性能

### 2.1 实验条件

| 参数 | 数值 |
|------|------|
| 液体过冷度 | 35 K |
| 剪切流速 (Vs) | 0.20 m/s (Re = 3610) |
| 射流速度 (Vj) | 0.35, 0.5, 0.7 m/s |
| 主通道截面积 | 55 mm2 |
| 支通道截面积 | 7 mm2 |

### 2.2 宏观流动特征

```
射流方向
↓
┌─────────────┼─────────────┐
│ ↓ │
│ 剪切流 → → → → │ 主流动方向
│ ↑ │
│ 回流区 ← ← ← ← │
└─────────────┼─────────────┘
↓
加热器表面
```

关键特征：
- 射流撞击后沿壁面径向扩散
- 部分液体沿主流方向运动，部分逆流运动
- 撞击反弹产生垂直于加热面的液体运动
- 尽管射流速度更高，但剪切流质量流量更大，主导整体流动方向

### 2.3 沸腾曲线分析

#### CHF 对比

| 条件 | 光滑面 CHF | 微针翅面 CHF | 相对于纯剪切流的增幅 |
|------|-----------|-------------|-------------------|
| Vs = 0.20 m/s (纯剪切流) | 44.6 W/cm2 | 67.7 W/cm2 | 基准 |
| Vs = 0.20, Vj = 0.35 m/s | 51.4 W/cm2 (+15.2%) | 80 W/cm2 (+18.2%) | — |

#### HTC 特征

```
HTC
↑ 微针翅面
│ ╱
│ ╱
│ ╱ ← 高热流区差异显著扩大
│ ╱
│ ╱
│ ╱ 光滑面
│ ╱
│╱
└────────────────→ 热流密度
低热流区 高热流区
(差异较小) (差异快速扩大)
```

**关键发现**：射流引入后的增强并非简单来自更强的局部对流传热，而是与高热流下的汽液交换改善和稳定核态沸腾区域的进一步扩展密切相关。

### 2.4 气泡动力学分析

#### 纯流动条件 vs. 流动-射流复合条件

| 特征 | 纯剪切流 (Vs=0.20 m/s) | 流动-射流复合 (Vj=0.7 m/s) |
|------|------------------------|---------------------------|
| 气泡运动轨迹 | 稳定弧形边界 | 轨迹角度显著增大 |
| 运动方式 | 主要沿流动方向滑动 | 同时具有水平和垂直分量 |
| 三维输运特征 | 不明显 | 显著 |
| 气泡脱离尺寸 | 较大 | 进一步减小 |

#### 气泡轨迹对比

```
纯流动条件: 流动-射流复合条件:

───────────── 蒸汽-液体 ─────╱─────── 蒸汽-液体
╱ ╱ ╱ ╱
╱ 气泡轨迹 ╱╱ 气泡轨迹(角度增大)
╱ (沿流动方向) ╱
───────────── 加热面 ───────────── 加热面
```

### 2.5 射流增强的物理机制

```
射流撞击
│
├──→ 形成滞止区
│
├──→ 沿壁面扩散（水平+垂直速度分量）
│ │
│ ├──→ 持续刷新近壁液体
│ │
│ └──→ 增强气泡脱离和蒸汽移除
│
└──→ 对气泡群的影响
│
├── 低热流: 促进小气泡群在长大团聚前脱离
│
└── 高热流: 破坏近壁液层，促使大蒸汽团破裂
```

**微重力下的特殊意义**：由于浮力引起的蒸汽移除大幅减弱，射流提供的额外动量输入在缓解蒸汽积聚方面发挥更为重要的作用。

### 2.6 三效应协同循环

```
┌─────────────────────────┐
│ 微针翅结构 │
│ • 持续液体补充 │
│ • 维持润湿状态 │
└───────────┬─────────────┘
│
▼
┌───────────────────────────────┐
│ 加热面附近稳定循环 │
│ │
│ 液体补充 → 蒸发 → 蒸汽移除 │
│ ↑ │ │
│ └───────────────┘ │
└───────────────────────────────┘
▲ ▲
│ │
┌───────────────┘ └───────────────┐
│ │
│ 射流撞击: 强化液体更新和蒸汽移除 │
│ │
│ 主流: 持续向下游输运蒸汽 │
│ │
└──────────────────────────────────────────┘
```

---

## 3. 地空对比分析

### 3.1 实验对比结果

| 表面类型 | 微重力CHF vs. 地球重力CHF | RCHF | 变化 |
|---------|--------------------------|------|------|
| 光滑面 (SS) | 微重力 > 地球重力 | 1.349 | +34.9% |
| 微针翅面 (PF30-60) | 微重力 < 地球重力 | 0.984 | -1.6% |

#### 引入射流后的变化 (Vs=0.20, Vj=0.35 m/s)

| 表面类型 | RCHF | 变化 |
|---------|------|------|
| 光滑面 (SS) | 1.250 | +25.0% (从1.349降至1.250) |
| 微针翅面 (PF30-60) | 0.984 | -1.6% (保持不变) |

### 3.2 重力影响的物理机制

#### 光滑面：微重力下CHF更高

```
地球重力环境:
• 浮力驱动蒸汽向上移除
• 但蒸汽积聚在近壁处可能导致早期干涸
• 重力引起的自然对流可能干扰流动边界层

微重力环境:
• 无浮力驱动的蒸汽聚集
• 蒸汽分布更均匀
• 剪切流主导蒸汽输运，效率更高
```

#### 微针翅面：微重力下CHF略低

```
地球重力环境:
• 浮力辅助蒸汽移除
• 与毛细补液协同作用

微重力环境:
• 浮力缺失
• 但毛细力主导的补液机制已经足够有效
• 微重力下CHF略低可能由于蒸汽移除完全依赖流动和射流动量
```

### 3.3 Saffman型壁面升力标度关系

对于具有显著速度梯度的近壁剪切流，作用在气泡上的壁面升力可用Saffman型关系描述：

$$F_{WL} = C_s d_b^2 \left(\rho_g \mu_g\right)^{1/2} (u_g - u_l) \left|\frac{du_g}{dy}\right|^{1/2}$$

其中：
- $C_s$: 与气泡形状、流动条件和界面性质相关的经验系数
- $d_b$: 特征气泡直径
- $u_g - u_l$: 汽液相对速度
- $du_g/dy$: 速度梯度

**物理意义**：在微重力条件下，壁面升力（由速度梯度产生）成为气泡脱离的主要驱动力之一，而浮力贡献可以忽略。

### 3.4 重力响应分析总结

```
CHF对重力的响应

┌──────────────────────────────────────────────┐
│ │
│ 光滑面: 高度依赖重力 │
│ • 地球重力: 浮力辅助蒸汽移除但可能加剧积聚 │
│ • 微重力: 剪切流主导，蒸汽分布更均匀 │
│ • 射流引入后: 重力敏感性部分降低 │
│ │
├──────────────────────────────────────────────┤
│ │
│ 微针翅面: 对重力不敏感 │
│ • 毛细力主导液体补充 │
│ • 结构本身优化了汽液分布 │
│ • 微重力下仍能维持接近地球重力的性能 │
│ │
└──────────────────────────────────────────────┘
```

---

## 4. 综合结论

### 4.1 强化策略评估

| 强化策略 | 优势 | 适用场景 |
|---------|------|---------|
| 微针翅结构 | 毛细补液、汽化核心丰富、汽液分布优化 | 微重力核心强化手段 |
| 流动-射流复合 | 液体更新、蒸汽移除、气泡运动三维化 | 进一步扩展稳定核态沸腾区域 |
| 微针翅+流动-射流 | 协同效应最大化 | 空间热管理的最佳方案 |

### 4.2 微重力环境下的关键洞察

1. **浮力缺失的双重影响**：
- 对光滑面：减少浮力驱动的蒸汽聚集，可能有利于CHF
- 对结构化表面：失去浮力辅助的蒸汽移除，需要其他机制补偿

2. **结构化表面的不可替代性**：
- 微针翅面通过毛细力独立于浮力实现液体补充
- 即使在最不利条件下（微重力），性能下降也仅1.6%
- 证明该结构具有优异的微重力适应性

3. **复合强化策略的优越性**：
- 有效补偿浮力缺失的不利影响
- 在更高热流密度下维持稳定核态沸腾
- 同时提高CHF和HTC

### 4.3 对空间热管理的应用意义

```
空间热管理需求

┌─────────────────────────┐
│ 高功率电子设备散热 │
│ 燃料蒸发系统 │
│ 生命保障系统 │
└───────────┬─────────────┘
│
▼
┌─────────────────────────┐
│ 微针翅+流动-射流复合方案 │
│ │
│ ? 不依赖浮力 │
│ ? 宽范围稳定核态沸腾 │
│ ? 高CHF (80 W/cm2) │
│ ? 高HTC (近临界区) │
│ ? 结构紧凑 │
└─────────────────────────┘
```

该研究为中国空间站等微重力环境下的热管理系统设计提供了重要的理论基础和实验数据支持。

该关联式表明，壁面升力与气泡形态及汽液相对运动之间具有强耦合关系，因此气泡尺寸的变化会显著影响微重力条件下气泡的迁移。沸腾气泡通常经历显著的椭球变形，其纵横比、界面曲率和三相接触线约束可以进一步改变周围的速度场和压力分布。因此，重力可以通过调节气泡形态及其与近壁剪切流的耦合，显著改变壁面升力对气泡脱落的相对贡献。

对于PF30–60表面，微钉齿结构限制了气泡沿壁面的横向铺展，并抑制了相邻气泡之间的持续合并，从而使汽相保持在相对较小的尺度上并处于更为分散的状态。在正常重力下，气泡在生长过程中经历显著的浮力作用，这促进了气泡在壁面法向的拉伸，使其竖直尺寸更大而沿壁面方向的尺寸相对较小。在此条件下，气泡与近壁高剪切区域之间的有效相互作用面积有限，因此流动诱导的壁面升力对气泡脱落的相对贡献较小。浮力可以代替壁面升力，与主流剪切协同促进气泡从微钉齿尖端和齿间区域脱落。同时，相邻微钉齿之间的毛细通道持续向局部蒸发区域补充液体，在蒸汽移除与液体再润湿之间建立了协同相互作用。因此，PF30–60表面在正常重力下表现出略高的临界热流密度（CHF）和换热系数（HTC）。

在微重力下，浮力显著减弱，气泡失去了正常重力下持续的壁面法向拉伸力。从原理上讲，浮力的减小有利于气泡沿壁面铺展。然而，对于PF30–60表面，这种形态演变受到微钉齿几何结构的约束。一方面，微结构抑制了单个气泡的持续横向扩展，使其保持相对较小的尺寸并空间上分散分布。另一方面，齿边缘和齿间隙增强了三相接触线的钉扎效应，进一步限制了气泡的大面积铺展和扁平化。因此，尽管气泡在微重力下表现出横向拉长的趋势，但其与高剪切区域的有效近壁相互作用尺度及耦合范围的增加仍然有限，从而限制了相应的壁面升力增强。换言之，对于PF30–60表面，微重力下增强的壁面升力可以部分补偿因浮力减小而导致的壁面法向驱动力的损失。然而，由于气泡变形受到微结构的约束，这种补偿不足以完全替代正常重力下浮力的贡献。因此，就壁面法向气泡移除的总体效果而言，在正常重力下由浮力、壁面升力及其他水动力效应共同作用产生的有效脱落力，仍然大于微重力下以流动诱导的壁面法向力为主的情况。因此，PF30–60表面在微重力下的CHF和HTC略低于地面实验中测得的相应值。

相比之下，光滑表面缺乏微结构对气泡横向扩展的几何约束。因此，重力的变化可以引起更为显著的气泡形态变化以及气泡与近壁流场之间的耦合变化。在正常重力下，气泡经历显著的浮力作用，在生长过程中被拉伸至壁面法向方向，然后在离开加热表面之前完成脱落。因此，其近壁驻留时间相对较短，限制了气泡沿壁面的铺展。在微重力下，浮力的显著减小使得光滑表面上的气泡无法像正常重力下那样经历持续的壁面法向拉伸和快速脱落。相反，它们倾向于在壁面附近停留更长时间，并在主流剪切作用下沿表面滑动。随着气泡继续生长，其形态从正常重力下以壁面法向伸长为主，逐渐转变为显著的壁面平行铺展、拉长甚至扁平化。这种形态转变显著增加了气泡的有效近壁相互作用尺度，并扩大了汽液界面与高速度梯度的近壁区域之间的耦合范围。同时，气泡的扁平化和非对称变形改变了气泡上下两侧的液体旁路流动和压力分布，进一步增强了壁面法向水动力。根据式(15)所表示的标度关系，气泡形状系数、特征气泡尺寸和局部速度梯度的组合变化均可以促成壁面法向升力的增加。因此，尽管微重力削弱了光滑表面的浮力，但由气泡横向铺展和非球面变形引起的壁面升力增强可以部分补偿相应的壁面法向驱动力损失。在某些局部条件下，这种流动诱导的壁面法向力甚至可能达到或超过正常重力下的浮力。与此同时，较大的近壁气泡在沿表面滑动过程中不断扰动热边界层，并促进其尾流区域的液体再入和再润湿。在当前的低流速条件下，这种由形态增强的流动诱导汽相移除机制可以有效地补偿浮力减小的不利影响，使得光滑表面在微重力下的CHF和HTC高于正常重力下。这两种表面相反的响应表明，重力并非仅仅通过浮力的大小来主导CHF，而是通过调节气泡纵横比、近壁相互作用尺度和界面形态，改变浮力与形态依赖的壁面升力之间的相对贡献，最终重构了汽相移除机制。

图12c和d进一步展示了在复合流动-射流沸腾条件下（Vs = 0.20 m/s，Vj = 0.35 m/s），微重力与地面重力的对比情况。总体而言，其趋势与纯流动沸腾条件下基本一致：微钉齿表面在地面重力下的性能仍然优于微重力，而光滑表面在微重力下的性能仍然优于地面重力。然而，对于两种表面，两种重力环境之间的性能差异均有所减小。结合第3.2节的分析，这一结果表明，射流冲击产生的局部高动量流场可以显著增强液体更新和汽相移除。在这种情况下，气泡脱落和汽相输运不再主要依赖于浮力，而是更强烈地由流动动量输运所主导。因此，重力和气泡形态差异对整体汽相移除过程的影响逐渐减弱。射流冲击部分替代了浮力在气泡输运中的作用，使不同重力环境下的汽液输运机制更加相似，从而削弱了重力对换热性能的影响。

综合而言，这些结果表明，在当前的低流速条件下，尚未达到与重力无关的换热区间。对于微钉齿表面，浮力仍然促进气泡脱落和汽相移除，使得其在地面重力下表现出更好的性能。然而，对于光滑表面，微重力下形成的近壁顺流向汽相输运模式有利于汽液界面更新和汽相排出，从而产生更高的CHF和HTC。此外，在引入射流后，流动动量输运机制显著增强，重力对换热性能的影响被部分削弱。这些结果表明，微钉齿表面本身在CHF方面表现出相对较弱的重力敏感性，而引入射流冲击进一步降低了光滑表面对重力的CHF响应。然而，在当前实验流速范围内，尚未达到完全的重力无关区间。需要进一步增大流速或改变流动组织方式，以探索实现重力无关换热的临界条件和内在机制。

## 4. 结论

本文在空间环境中利用中国空间站上的两相系统研究支架（Two-Phase System Research Rack）开展了长时程微重力沸腾换热实验，并将结果与地面正常重力条件下获得的实验数据进行对比。首次系统研究了不同重力环境下光滑表面和微钉齿表面在纯剪切流动和流动-射流复合沸腾条件下的换热特性。通过结合沸腾曲线、换热系数和气泡动力学可视化分析，揭示了表面微结构、复杂流场和重力环境对沸腾换热过程及其内在机制的影响。主要研究结论如下：

（1）与光滑表面相比，微钉齿表面在长时程微重力条件下显著增强了流动沸腾换热，CHF和HTC分别提高了51.8%和60.7%。微钉齿阵列不仅提供了大量稳定的气泡成核点，还在结构之间形成了毛细通道，持续向加热表面补充液体并抑制干斑的形成。同时，剪切流动加速了气泡的脱落，从而维持了较高的界面更新频率。因此，微钉齿表面在较宽的热流密度范围内维持了稳定的核态沸腾，显著提高了HTC并延迟了CHF的发生。

（2）引入射流进一步改善了换热性能。与光滑表面相比，微钉齿表面的CHF和HTC分别提高了56%和61.1%。此外，与纯剪切流动（Vs = 0.20 m/s）相比，在流动-射流复合沸腾条件下（Vs = 0.20 m/s，Vj = 0.7 m/s），微钉齿表面实现了更高的CHF和HTC绝对值（分别为80 W/cm2和1.56 W·cm?1·K?1）。剪切流与射流的组合，通过强制冲击破碎大气泡，显著增强了汽液两相之间的动量和热量交换，在高热流密度下维持了加热表面的动态干涸-再润湿平衡。

（3）地面与空间对比揭示了重力效应的显著表面结构依赖性。在微钉齿表面上，气泡横向扩展受到限制且分散的汽相形态得以维持，使得地面重力下的浮力进一步促进了气泡脱落和汽相移除，从而产生了略高于微重力下的CHF和HTC。相比之下，在光滑表面上，微重力下浮力的减小促进了更为显著的气泡近壁面铺展、拉长和滑动，从而增强了气泡-剪切流耦合、壁面法向水动力以及近壁液体更新。因此，CHF和HTC均高于地面重力下。这些结果表明，重力通过调节气泡形态并改变浮力与流动诱导的壁面法向升力之间的相对贡献，重构了汽相移除和液体再润湿过程。

综上所述，本策略为空间微重力应用的高效能相变换热技术的开发提供了基础数据和可靠的技术储备与理论支撑。

## CRediT作者贡献声明

Yilong Yan：撰写——审阅与编辑、撰写——初稿、监督、方法论、调查研究、数据整理、概念构思。
Zhuye Jiang：撰写——审阅与编辑、撰写——初稿、可视化、验证、监督、软件、方法论、调查研究、形式分析、数据整理、概念构思。
Haotian Hu：调查研究、数据整理。
Yonghai Zhang：监督、项目管理、方法论、形式分析、概念构思。
Xinyu Ji：监督、方法论、形式分析、概念构思。
Jinjia Wei：监督、资源获取、项目管理、资金获取、形式分析、概念构思。

Yilong Yan | Zhuye Jiang | Haotian Hu | Yonghai Zhang | Xinyu Ji | Jinjia Wei