馬譽(yù)高，張英楠，余紅星，黃善仿,*

(1.清華大學(xué) 工程物理系，北京 100084；2.中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610041)

堿金屬熱管是一種利用毛細(xì)力驅(qū)動(dòng)的高效非能動(dòng)傳熱元件，主要應(yīng)用于核能、航空航天等領(lǐng)域[1-4]。由于特種用途對(duì)于幾何尺寸和重量的嚴(yán)格限制，堿金屬熱管管徑通常較小(小于20 mm)，在該尺寸下一般采用金屬絲網(wǎng)芯結(jié)構(gòu)。絲網(wǎng)芯提供的毛細(xì)力是熱管內(nèi)工質(zhì)自然循環(huán)的最終動(dòng)力來(lái)源。

毛細(xì)力由絲網(wǎng)內(nèi)的液膜形態(tài)決定，而液膜形態(tài)受絲網(wǎng)幾何構(gòu)型及工質(zhì)與絲網(wǎng)的潤(rùn)濕特性影響。其中，絲網(wǎng)芯的幾何構(gòu)型由絲徑、孔徑等參數(shù)決定，工質(zhì)與絲網(wǎng)的潤(rùn)濕特性受絲網(wǎng)與工質(zhì)間分子作用力、界面形態(tài)、粗糙度和運(yùn)行溫度等因素影響。

在理論方面，已有大量學(xué)者針對(duì)毛細(xì)孔內(nèi)蒸發(fā)薄液膜的傳熱傳質(zhì)過(guò)程開(kāi)展了研究，其難點(diǎn)在于液膜與固體接觸線的微觀形態(tài)描述。當(dāng)前的主流理論認(rèn)為，在宏觀的三相接觸點(diǎn)處吸附有納米級(jí)厚度的前驅(qū)膜。前驅(qū)膜理論解決了三相點(diǎn)直接相交帶來(lái)的應(yīng)力奇異性問(wèn)題(Huh-Scriven佯謬[5])，該理論已在實(shí)驗(yàn)上得到了證實(shí)[6-11]。1976年，Wayner等[12]基于前驅(qū)膜理論，提出了相變傳熱中接觸線上的吸附和毛細(xì)管冷凝模型，并系統(tǒng)性地建立了一維液膜傳熱傳質(zhì)本構(gòu)方程。Wayner將液膜分為3個(gè)區(qū)域，包括平衡液膜區(qū)、蒸發(fā)薄液膜區(qū)和本征液膜區(qū)。在平衡液膜區(qū)，存在納米級(jí)厚度的靜止液膜；在蒸發(fā)薄液膜區(qū)，液膜開(kāi)始流動(dòng)導(dǎo)熱，并在氣液界面發(fā)生相變，液膜厚度上升，液膜受分離壓力和毛細(xì)力的共同作用；在本征液膜區(qū)，液膜的曲率趨于定值，液膜主要受毛細(xì)力的作用。Wang等[13-14]、寇志海[15]、金鑫[16]以及Hanchak等[17]基于Wayner模型進(jìn)行了進(jìn)一步研究，針對(duì)非極性工質(zhì)，發(fā)展了一維毛細(xì)孔蒸發(fā)彎月面液膜理論，對(duì)氨、甲醇、戊烷和正辛烷等非極性工質(zhì)進(jìn)行了分析，考慮過(guò)熱度、孔徑、蒸發(fā)冷凝系數(shù)和固液界面滑移等因素對(duì)液膜的傳熱傳質(zhì)和潤(rùn)濕特性的影響，對(duì)初始液膜厚度進(jìn)行了敏感性研究。在這一階段的研究中，由于非極性工質(zhì)熱導(dǎo)率低(一般低于絲網(wǎng)芯材料2個(gè)數(shù)量級(jí))，傳熱過(guò)程通常簡(jiǎn)化為一維導(dǎo)熱模型。Tipton等[18-19]在Wayner理論的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步考慮了分離壓力的電子分量(電場(chǎng)力)，對(duì)圓柱孔內(nèi)的鈉液膜進(jìn)行了計(jì)算。分析表明，在液態(tài)金屬薄膜的傳熱傳質(zhì)與潤(rùn)濕過(guò)程中，電場(chǎng)力的作用不可忽略。

為進(jìn)一步研究堿金屬工質(zhì)在絲網(wǎng)芯中的毛細(xì)和浸潤(rùn)特性，本文以前驅(qū)膜理論和蒸發(fā)液膜理論為基礎(chǔ)，考慮鈉工質(zhì)的高導(dǎo)熱率特性與絲網(wǎng)芯的圓柱幾何結(jié)構(gòu)，基于廣義Young-Laplace方程、Hertz-Knudsen-Schrage方程、Kelvin方程和穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱方程，建立液態(tài)鈉在絲網(wǎng)芯內(nèi)的蒸發(fā)薄液膜傳熱傳質(zhì)與鋪展模型，對(duì)液態(tài)鈉工質(zhì)在絲網(wǎng)芯表面的浸潤(rùn)現(xiàn)象和毛細(xì)現(xiàn)象進(jìn)行分析，并探究不同運(yùn)行參數(shù)對(duì)鈉液膜傳熱傳質(zhì)與毛細(xì)特性的影響。

1 模型與方法

本文基于前驅(qū)膜理論和蒸發(fā)液膜理論建立微觀液膜模型。計(jì)算模型包括廣義Young-Laplace方程、Hertz-Knudsen-Schrage方程、Kelvin方程和穩(wěn)態(tài)傳熱方程。

在對(duì)純液態(tài)金屬工質(zhì)分析中，考慮其分子特性對(duì)分離壓力的影響，以及高熱導(dǎo)率對(duì)液膜和壁面橫向傳熱的影響。同時(shí)考慮絲網(wǎng)芯幾何形狀對(duì)液膜分布的影響，在一維平板模型的基礎(chǔ)上建立一維圓柱模型。使用Bond數(shù)(Bo)衡量重力與表面張力的相對(duì)效應(yīng)：

Bo=ρgL2/σ

(1)

其中：ρ為液相密度；g為重力加速度；L為特征尺寸，取絲網(wǎng)孔徑；σ為表面張力。

當(dāng)絲網(wǎng)孔徑達(dá)到100 μm以下時(shí)，Bo降低至10-3量級(jí)，此時(shí)表面張力σ遠(yuǎn)大于重力，因此忽略絲網(wǎng)內(nèi)液膜所受重力。本文采用的基本假設(shè)為：1)工質(zhì)和壁面熱物性參數(shù)為常數(shù)；2)氣相工質(zhì)為飽和蒸汽；3)液相工質(zhì)的流動(dòng)狀態(tài)為不隨時(shí)間變化、不可壓縮層流流動(dòng)；4)忽略熱毛細(xì)力對(duì)傳熱傳質(zhì)的影響以及馬蘭戈尼對(duì)流效應(yīng)。

1.1 壓力控制方程

毛細(xì)蒸發(fā)薄液膜模型需要首先建立氣液界面兩側(cè)的壓強(qiáng)關(guān)系。Young和Laplace在1805年提出了Young-Laplace方程，認(rèn)為氣液界面兩側(cè)的壓強(qiáng)差為毛細(xì)壓強(qiáng)[5]。隨著研究的深入，廣義Young-Laplace方程考慮了分離壓強(qiáng)，認(rèn)為氣液界面兩側(cè)的壓強(qiáng)差是由毛細(xì)壓強(qiáng)pc和分離壓強(qiáng)pd共同決定的：

pv-pl=pc+pd=pc+pd,vdw-pd,ele

(2)

式中：pv為氣相壓強(qiáng)；pl為液相壓強(qiáng)；pd,vdw為范德華分量；pd,ele為電子分量。式(2)表明，在常物性的假設(shè)下，毛細(xì)壓強(qiáng)pc和分離壓強(qiáng)pd只與液膜厚度的0～2階導(dǎo)數(shù)有關(guān)。對(duì)于液態(tài)鈉工質(zhì)，毛細(xì)壓強(qiáng)pc與氣液界面的曲率有關(guān)；分離壓強(qiáng)pd與液膜的厚度有關(guān)，包括范德華分量pd,vdw和電子分量pd,ele。

對(duì)于任意的氣液界面，毛細(xì)壓強(qiáng)pc的表達(dá)式為：

pc=σ(K1+K2)

(3)

其中，K1和K2為曲面上任意兩個(gè)互相垂直平面的曲率，兩個(gè)曲率之和為定值[20]。在不同的曲面和維度下，曲率的取值也不完全相同。如在毛細(xì)管中，毛細(xì)管半徑為r，若假設(shè)曲面為球面，則K1=K2=cosθ0/r；若曲面不為球面，則K1=δ′/(1+δ2)1.5、K2=δ/(r-δ)(1+δ2)0.5，其中δ1為液膜厚度。在一維模型下，K1=K=δ′/(1+δ2)1.5、K2=0。

在一維模型下，分離壓強(qiáng)的范德華分量和電子分量具體表達(dá)式為：

(4)

1.2 蒸發(fā)質(zhì)量通量

在液膜中所傳導(dǎo)的熱量，除少部分用于提供工質(zhì)在流動(dòng)中升溫所需的焓變，絕大部分用于工質(zhì)在氣液界面發(fā)生蒸發(fā)相變。計(jì)算氣液界面上凈蒸發(fā)質(zhì)量通量最常用的方程為Hertz-Knudsen-Schrage方程[15]：

(5)

其中：m″為蒸發(fā)質(zhì)量通量；α為蒸發(fā)冷凝概率；M為液相原子質(zhì)量；Rg為氣體常數(shù)；p為壓強(qiáng)；T為溫度，下標(biāo)v表示氣體，lv表示氣液交界面；pv_equ為氣液界面平衡蒸汽壓；psat為氣相飽和壓強(qiáng)。

若氣液界面存在曲率，且滿(mǎn)足薄液膜的假設(shè)，則毛細(xì)壓強(qiáng)和分離壓強(qiáng)對(duì)氣液界面平衡蒸汽壓的影響不可忽略?；贙elvin方程對(duì)氣液界面平衡蒸汽壓進(jìn)行修正[5]：

(6)

其中氣相飽和壓強(qiáng)可通過(guò)相應(yīng)的熱物性方程進(jìn)行計(jì)算。可見(jiàn)，當(dāng)毛細(xì)壓強(qiáng)與分離壓強(qiáng)之和越大，越傾向于使液膜脫離壁面時(shí)，對(duì)工質(zhì)蒸發(fā)的抑制程度越強(qiáng)；反之，則促進(jìn)工質(zhì)的蒸發(fā)。若已知參考溫度和相應(yīng)的參考飽和壓，當(dāng)氣液界面溫度與參考溫度差異較小時(shí)，也可通過(guò)Clausius-Clapeyron方程[5]計(jì)算：

pv_equ(Tlv)=psat_ref(Tsat_ref)·

(7)

蒸發(fā)質(zhì)量通量不僅與毛細(xì)壓強(qiáng)和分離壓強(qiáng)有關(guān)，同時(shí)也與液相壓強(qiáng)的1階導(dǎo)數(shù)有關(guān)?；诓豢蓧嚎s層流流動(dòng)的假設(shè)，同時(shí)假設(shè)固液界面無(wú)滑移、氣液界面無(wú)剪切力，液相壓強(qiáng)與蒸發(fā)質(zhì)量通量可通過(guò)如下表達(dá)式計(jì)算：

(8)

其中：ν為液體黏度；θ為接觸角。

對(duì)式(8)求導(dǎo)，可得到：

(9)

基于上述分析，式(2)～(9)在液相壓強(qiáng)、毛細(xì)壓強(qiáng)和分離壓強(qiáng)與蒸發(fā)質(zhì)量通量之間建立了聯(lián)系，從而實(shí)現(xiàn)液膜潤(rùn)濕特性與傳熱傳質(zhì)的耦合計(jì)算。

1.3 傳熱模型

在對(duì)水和有機(jī)物等非極性工質(zhì)進(jìn)行薄液膜分析計(jì)算時(shí)，往往將壁面邊界假設(shè)為定壁溫邊界條件，不考慮橫向傳熱[14]。這是因?yàn)榕c金屬材質(zhì)的壁面相比，水和有機(jī)物等非極性工質(zhì)的熱導(dǎo)率非常小，熱量幾乎全部通過(guò)壁面?zhèn)鲗?dǎo)，壁面溫度的變化在計(jì)算中可忽略，因此定壁溫的假設(shè)合理。但對(duì)于液態(tài)堿金屬工質(zhì)，液膜熱導(dǎo)率與壁面熱導(dǎo)率相當(dāng)，甚至高于壁面熱導(dǎo)率。在這一工況下，液膜和壁面的橫向傳熱不能忽略，溫度梯度的主方向?yàn)橛?jì)算方向，定壁溫邊界條件也不再適用，需要建立新的傳熱方程。

忽略厚度方向上的溫度梯度，則在xi處，壁面和液膜的溫度均為定值，即：

(10)

本文模型中，不同的傳熱路徑對(duì)應(yīng)不同的熱阻，從而建立工質(zhì)液膜的熱傳導(dǎo)模型。

1.4 接觸角

在絲網(wǎng)芯熱管中，影響絲網(wǎng)芯抽吸能力的一個(gè)重要指標(biāo)是接觸角。確定不同工況下接觸角的大小、分析接觸角的影響因素，是微觀液膜模型實(shí)現(xiàn)的主要任務(wù)之一。趙亞博[5]提出了兩種計(jì)算接觸角θ0的方法，第1種為微觀方法，設(shè)分離壓強(qiáng)pd的不定積分為Π，即Π′=pd，通過(guò)修正的Frumkin-Derjaguin方程計(jì)算接觸角：

(11)

第2種為宏觀方法，即選取蒸發(fā)液膜區(qū)和本征彎月面交界處位置的斜率作為接觸角。

這兩種方法均存在一定缺陷，微觀方法的缺陷在于難以確定合適的平衡液膜厚度以及在平衡液膜厚度下液膜所受到的力的種類(lèi)和具體表達(dá)式；而在宏觀方法中，對(duì)于判別液膜進(jìn)入本征彎月面的標(biāo)準(zhǔn)尚未統(tǒng)一，通過(guò)主觀判斷會(huì)引入較大的不確定性。

因此，本文提出了第3種計(jì)算接觸角的方法，即假設(shè)在距離平衡液膜區(qū)足夠遠(yuǎn)的位置，氣液界面曲率為定值，沿圓弧對(duì)氣液界面進(jìn)行延伸，直至與壁面相交，認(rèn)為氣液界面與壁面在這一點(diǎn)的夾角為接觸角。若二者相切或相離，則認(rèn)為接觸角為0。

2 模型驗(yàn)證

本文對(duì)微觀液膜模型進(jìn)行校核。Hanchak等[17]使用顯微反射法測(cè)量了正辛烷蒸發(fā)薄液膜在毛細(xì)孔內(nèi)的液膜厚度變化，測(cè)量精度為±1 nm。實(shí)驗(yàn)中，正辛烷為非極性有機(jī)工質(zhì)，因此分離壓力只需考慮范德華分量；其熱導(dǎo)率較小，不考慮橫向傳熱，采用定壁溫模型。正辛烷工質(zhì)的物性參數(shù)列于表1，通過(guò)式(7)計(jì)算氣液界面溫度的飽和壓強(qiáng)。

表1 正辛烷工質(zhì)物性參數(shù)

利用微觀液膜模型計(jì)算不同工況時(shí)所使用的運(yùn)行參數(shù)列于表2，其中蒸發(fā)冷凝系數(shù)、運(yùn)行溫度和過(guò)熱度均與Hanchak等[15]的結(jié)果保持一致。不同工況下微觀液膜模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)案例的液膜厚度分布示于圖1，實(shí)驗(yàn)誤差棒高度為±10 nm。在微觀液膜模型中，固定初始液膜厚度為20 nm，通過(guò)調(diào)節(jié)初始液膜厚度2階導(dǎo)數(shù)，得到不同的液膜厚度分布。Hanchak等也對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了數(shù)值模擬，其模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)比對(duì)的最大誤差為35 nm，平均誤差在10 nm以?xún)?nèi)。本文所構(gòu)建的微觀液膜模型最大誤差為35 nm，平均誤差在10 nm左右，基本達(dá)到相同水平，驗(yàn)證了本文模型的穩(wěn)定性與準(zhǔn)確性。

圖1 正辛烷工質(zhì)微觀液膜模型與實(shí)驗(yàn)案例液膜厚度分布對(duì)比

表2 正辛烷工質(zhì)運(yùn)行參數(shù)

在模型層面，液態(tài)鈉和正辛烷的差異性主要體現(xiàn)在工質(zhì)熱物性和分子作用力種類(lèi)上，但控制方程的形式并未改變。

3 蒸發(fā)薄液膜參數(shù)敏感性分析

本文將對(duì)影響液態(tài)鈉薄膜的傳熱傳質(zhì)與潤(rùn)濕特性的運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行逐個(gè)分析，包括運(yùn)行溫度、過(guò)熱度、蒸發(fā)冷凝系數(shù)、絲網(wǎng)芯尺寸和液膜位置。其中過(guò)熱度的定義為三相接觸線處液膜溫度和運(yùn)行溫度(即氣相溫度)的差值。本文的敏感性分析將基于基準(zhǔn)運(yùn)行參數(shù)(表3)展開(kāi)。

表3 基準(zhǔn)運(yùn)行參數(shù)

3.1 運(yùn)行溫度、過(guò)熱度和蒸發(fā)冷凝系數(shù)的影響規(guī)律

首先在一維平板模型下，對(duì)運(yùn)行溫度、過(guò)熱度和蒸發(fā)冷凝系數(shù)進(jìn)行分析。在其他學(xué)者[13-17]的研究中，這3個(gè)參數(shù)已被廣泛分析，結(jié)論也較統(tǒng)一，且普遍適用于目前已知工質(zhì)。在不同運(yùn)行溫度、過(guò)熱度和蒸發(fā)冷凝系數(shù)的工況下，計(jì)算得到的熱流總量列于表4，液膜厚度和蒸發(fā)質(zhì)量通量分布示于圖2?？梢?jiàn)，在不同運(yùn)行溫度、過(guò)熱度和蒸發(fā)冷凝系數(shù)下，液膜厚度分布趨勢(shì)基本一致；蒸發(fā)質(zhì)量通量分布趨勢(shì)相似，但數(shù)值相差較大。計(jì)算的運(yùn)行溫度區(qū)間為800～1 200 K，接觸角從7.5°上升至9.5°，熱流總量從10 W/m上升至2 090 W/m；過(guò)熱度區(qū)間為0.1～10 K，接觸角從7.5°上升至9.0°，熱流總量從7.5 W/m上升至805 W/m；蒸發(fā)冷凝系數(shù)區(qū)間為0.001～1，接觸角從7.5°上升至8.0°，熱流總量從0.05 W/m上升至155 W/m。

表4 不同運(yùn)行溫度、過(guò)熱度、蒸發(fā)冷凝系數(shù)工況下的熱流總量

圖2 運(yùn)行溫度、過(guò)熱度和蒸發(fā)冷凝系數(shù)對(duì)液膜厚度和蒸發(fā)質(zhì)量通量分布的影響

綜上，運(yùn)行溫度、過(guò)熱度和蒸發(fā)冷凝系數(shù)對(duì)接觸角基本無(wú)影響，對(duì)熱流總量有量級(jí)上的影響，即運(yùn)行溫度越高，熱流總量越高；過(guò)熱度越大，熱流總量越高；蒸發(fā)冷凝系數(shù)越大，熱流總量越高。這一結(jié)論也可從液態(tài)鈉工質(zhì)的熱物性[23]及式(6)中得到體現(xiàn)。

3.2 絲徑、孔徑和液膜位置的影響規(guī)律

對(duì)上述一維平板模型參數(shù)分析的結(jié)論同樣適用于一維圓柱模型。在一維圓柱模型中，除絲徑和孔徑外，液膜位置(即三相接觸點(diǎn)在弧上的位置，液膜位置減小代表液膜后退)也會(huì)對(duì)計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生影響，這在一維平板模型中無(wú)法考慮。如在一維平板模型下，曲率半徑R和孔徑Rc、接觸角θ0的關(guān)系為：

R=Rc/cosθ0

(12)

而在一維圓柱模型下，還要考慮水平傾角φ和絲徑Rw，如圖3a所示。

(13)

可見(jiàn)，曲率半徑很大程度上取決于液膜位置。對(duì)于簡(jiǎn)單方形毛細(xì)孔模型，其俯視圖是密接正方形。假設(shè)三相接觸線的高度相同，且曲率半徑R1=R2=R，則單孔毛細(xì)力F的表達(dá)式為：

(14)

液膜在絲網(wǎng)內(nèi)后退的過(guò)程如圖3b所示?？梢?jiàn)，在液膜后退的過(guò)程中，氣液界面在計(jì)算方向上的投影面積先下降后上升，曲率半徑變化趨勢(shì)與具體的接觸角和水平傾角有關(guān)。當(dāng)水平傾角大于90°時(shí)，液相工質(zhì)力學(xué)平衡穩(wěn)定性差，液膜難以在這一幾何下維持穩(wěn)定。400目不銹鋼絲網(wǎng)下單孔毛細(xì)力隨接觸角和豎直角(豎直角為水平傾角與接觸角之和，反映三相接觸點(diǎn)在圓柱截面上的位置)的變化示于圖4，運(yùn)行參數(shù)與基準(zhǔn)工況參數(shù)相同。圖4中，實(shí)線位置的水平傾角小于90°，液膜穩(wěn)定性較好，接觸角越大，毛細(xì)力越大；虛線位置的水平傾角大于90°，液膜穩(wěn)定性較差，接觸角越大，毛細(xì)力越小?？梢?jiàn)，在不同的接觸角下，隨著豎直角的增加，毛細(xì)力均出現(xiàn)先上升后下降的變化趨勢(shì)，且接觸角越大，極值點(diǎn)出現(xiàn)的豎直角越大，數(shù)值也越大。如果只考慮水平傾角小于90°的工況，則當(dāng)接觸角相同時(shí)，毛細(xì)力隨著豎直角單調(diào)上升。從前文分析可知：在運(yùn)行溫度較高的工況下，液態(tài)鈉工質(zhì)的潤(rùn)濕性較好，接觸角較小，因此毛細(xì)力隨液膜接觸線位置的變化存在拐點(diǎn)。因此在一定范圍內(nèi)，液膜在絲網(wǎng)內(nèi)回退將提升毛細(xì)力，但當(dāng)液膜進(jìn)一步在絲網(wǎng)芯內(nèi)部回退時(shí)，便有可能發(fā)生液膜接觸線位置下降同時(shí)毛細(xì)力下降的正反饋現(xiàn)象，導(dǎo)致局部干涸。

圖3 一維圓柱模型(a)和液膜后退過(guò)程(b)示意圖

圖4 單孔毛細(xì)力分布

不同絲徑、孔徑和液膜位置下計(jì)算得到的熱流總量列于表5?？梢?jiàn)，這些參數(shù)對(duì)液膜厚度分布和蒸發(fā)質(zhì)量通量分布產(chǎn)生了影響。絲徑區(qū)間為10～50 μm，熱流總量從120 W/m下降至15 W/m；孔徑區(qū)間為40～80 μm，熱流總量從35 W/m上升至175 W/m；液膜位置區(qū)間為3～-1 μm，熱流總量從65 W/m上升至225 W/m。

表5 絲網(wǎng)芯尺寸工況

對(duì)于不同的絲徑和孔徑，從孔隙率角度考慮，孔隙率越大，氣液界面的面積越大，從而影響蒸發(fā)質(zhì)量通量分布和熱流總量。因此，絲徑越大，熱流總量越低；孔徑越大，熱流總量越高；液膜越后退，熱流總量越高。不同絲徑、孔徑和液膜位置下的液膜厚度和蒸發(fā)質(zhì)量通量分布示于圖5。在其他條件不變的前提下，液膜朝著絲網(wǎng)芯內(nèi)部后退，接觸角上升的同時(shí)，傳熱面積增大，傳熱傳質(zhì)能力上升，毛細(xì)孔能提供的毛細(xì)力先上升后下降。因此在輸入熱流的一定變化范圍內(nèi)，液膜能通過(guò)調(diào)整自身的位置，在一定范圍內(nèi)契合絲網(wǎng)芯所需的蒸發(fā)量和力學(xué)平衡，體現(xiàn)了液膜的動(dòng)態(tài)調(diào)整能力。但動(dòng)態(tài)調(diào)整能力存在范圍，而范圍的大小取決于工質(zhì)種類(lèi)與絲網(wǎng)芯尺寸。

圖5 絲網(wǎng)芯尺寸對(duì)液膜厚度和蒸發(fā)質(zhì)量通量分布的影響

4 結(jié)論

本文基于前驅(qū)膜理論和蒸發(fā)液膜理論建立了微觀液膜模型。通過(guò)對(duì)運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行敏感性分析，研究了各參數(shù)對(duì)液膜傳熱傳質(zhì)與潤(rùn)濕特性的影響。運(yùn)行溫度、過(guò)熱度和蒸發(fā)冷凝系數(shù)對(duì)接觸角基本沒(méi)有影響，但對(duì)熱流總量有量級(jí)上的影響。運(yùn)行溫度越高，熱流總量越高；過(guò)熱度越大，熱流總量越高；蒸發(fā)冷凝系數(shù)越大，熱流總量越高。絲徑越大，熱流總量越低；孔徑越大，熱流總量越高。

液膜接觸線位置與絲網(wǎng)芯的動(dòng)態(tài)調(diào)整能力有關(guān)。在液膜在絲網(wǎng)內(nèi)回退的過(guò)程中，毛細(xì)力呈先上升后下降的變化趨勢(shì)。因此在一定熱流范圍內(nèi)，液膜在絲網(wǎng)內(nèi)回退將提升毛細(xì)力，從而具有動(dòng)態(tài)調(diào)整能力，隨輸入熱流的變化來(lái)改變液膜接觸線位置，能自動(dòng)適應(yīng)所需的蒸發(fā)量和力學(xué)平衡。但由于毛細(xì)力隨液膜接觸線位置的變化存在拐點(diǎn)，因此在熱流較高的工況下，有可能發(fā)生液膜接觸線位置下降的同時(shí)毛細(xì)力下降的正反饋現(xiàn)象，導(dǎo)致液膜脫離絲網(wǎng)芯，并發(fā)生干涸。

值得指出的是，文獻(xiàn)中堿金屬薄液膜蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)研究稀缺，因此本文模型采用正辛烷蒸發(fā)薄液膜實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了初步驗(yàn)證。后續(xù)將開(kāi)展液態(tài)鈉液膜相關(guān)的實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)合理論模型進(jìn)一步探索由于工質(zhì)變化帶來(lái)的特殊現(xiàn)象。