Al2O3微纳米流体对向下加热面沸腾传热的影响

周 喆，谢怀恩，缪惠芳，高 远，张智博

(厦门大学能源学院，福建 厦门 361102)

核电站的安全问题一直是公众关注的重点.在我国最为常见的堆型是压水式反应堆，它设置了3道安全保护屏障[1]，但在涉及超出设计基准事故[2]的极端情况下，很可能会发生燃料芯块的破裂和包壳的熔化，堆芯熔融物会在重力的作用下向下移动到反应堆压力容器(reactor pressure vessel,RPV)的下封头处.如果无法获得及时充分的冷却，在RPV底部的熔融物可能会导致RPV融穿，存在放射性物质外泄的风险.为应对该风险，AP1000和CAP1400等先进核电厂采用反应堆压力容器外部冷却以实现堆内熔融物滞留(in-vessel retention through external reactor pressure vessel cooling, IVR-ERVC)的策略[3]，即通过RPV外表面向下沸腾传热将熔融物中的衰变热移除.

近年来，随着核电机组的装机容量不断增大，IVR-ERVC策略面临着安全裕度不足的问题.IVR-ERVC策略成功的关键在很大程度上取决于沸腾危机，它限制了水在压力容器外表面向下沸腾时散热的速率，而沸腾危机附近的最大传热速率为临界热流密度(critical heat flux, CHF)，因此提升CHF可以有效提升IVR-ERVC策略的安全裕度.

关于RPV外壁面的CHF研究，已经有实验团队按照核电站的真实尺寸建立了RPV完整的下封头模型，例如韩国的SBLB[4]、美国的ULPU[5]和SULTAN[6]实验台架.然而，这类实验模型不适用于对沸腾局部现象的观察、微观机理的研究以及加热表面产生影响的强化传热实验研究，相比之下小型的池沸腾实验台架在这几个方面的研究中更有优势.很多学者通过实验证明，相比于传统的冷却剂水，纳米流体对CHF有一定的提升作用[7]，但已有研究主要是针对向上加热面[8]开展的实验，并且关于纳米流体对传热的影响还存在争议.例如Shoghl等[9]的实验结果表明纳米颗粒会使得热传递恶化，但纳米流体对沸腾传热的影响机理尚不明确.关于向下加热面的传热强化，部分学者进行了纳米涂层、纳米流体以及纳米颗粒沉积对CHF影响的研究[10]；还有学者采用喷砂、电镀、拉丝工艺对加热表面进行处理，研究加工工艺对CHF的影响[11]；也有学者针对流动沸腾进行相关实验，研究冷却剂含气率、流速[12]等因素对CHF的影响.各种强化方法都展现出一定的传热增强能力，其中纳米技术具有较好的传热增强效果，并且经济性更高.然而，关于纳米流体对向下加热面沸腾传热的影响数据和规律研究还比较少，并且纳米流体对沸腾传热的影响机理还尚不明确，需要进一步探讨.

本研究利用两种粒径的Al2O3纳米材料，分别制备不同浓度的微纳米流体对向下加热面进行池沸腾实验，在考察Al2O3的质量浓度和粒径对CHF影响的同时，分析微纳米流体对沸腾传热的影响机理，为进一步提升IVR-ERVC策略的安全裕度提供数据支持.

1 实验设计和方法

1.1 实验装置

本研究搭建了池沸腾可视化实验台，如图1所示，包括长方体加热设备及其吊装装置、内部尺寸为300 mm×300 mm×150 mm的亚克力透明水槽、可以提供功率范围为0～900 W的直流电箱、由温度采集设备和两台摄像机组成的数据采集系统.吊装装置可根据需要上下移动加热设备，也能改变加热角度.两台摄像机分别从水槽的底面和侧面进行拍摄，能够完整地记录整个实验过程中加热表面的气泡状态.

图1 池沸腾实验台

本研究所用加热设备是在Hsieh等[12]设计的加热设备的基础上改进的.如图2所示，加热设备内部包含3根不锈钢(SS-304)加热棒、1个不锈钢的梯形体结构、1根K型热电偶和1个不锈钢壳.为了减少热损失，让热量更好地传递到加热表面，将表面与加热棒之间的连接结构设计成梯形体结构，在其内部垂直安装1个K型热电偶进行温度测量，热电偶与实际加热表面间的距离为14 mm；3根不锈钢加热管固定在梯形结构中，每根加热棒的额定加热功率为300 W.一个尺寸为30 mm×5 mm×1.8 mm的不锈钢薄板焊接在梯形体结构和不锈钢盖之间，不锈钢盖的厚度为1.2 mm.梯形体结构与不锈钢盖之间的空间填充陶瓷棉，形成保温层，用于包裹加热部件，确保大部分热量通过受热面传递.整个加热设备的外部尺寸为150 mm×150 mm×100 mm.为了观察气泡在加热中心两侧放置两片玻璃，在加热表面设置1个T型热电偶来测量受热面的温度，另外在水槽内设置2个T型热电偶来测量槽内冷却剂的温度.

图2 加热设备结构图(单位：mm)

1.2 微纳米流体的制备

本研究所用的Al2O3纳米材料购自杭州智钛净化科技有限公司，具体的参数指标见表1.将纳米颗粒或分散液分散到反渗透(reverse-osmosis,RO)水中制备质量浓度分别为5，8，12 mg/L的微纳米流体：首先使用顶置搅拌器以1 500 r/min的转速搅拌30 min，然后用超声波振动器超声处理1 h.利用大粒径纳米Al2O3颗粒制备的微纳米流体在5 h之内稳定性较好，观察不到明显的纳米颗粒沉积现象；利用小粒径纳米Al2O3分散液制备的纳米流体的稳定性更好，可以稳定8 h左右.实验前后，利用紫外分光光度计进行波长扫描、检测微纳米流体浓度，确保整个实验过程中微纳米流体状态稳定.为观察纳米颗粒的形貌和尺寸，分别对两种粒子进行SEM与TEM表征，结果见图3.可以看出：α-Al2O3纳米颗粒呈不规则的球状，其粒径约为100 nm，小于供应商给出的数据，可能是因为经过超声处理后较大的颗粒破碎了；Boehmite-Al2O3是片层结构，其尺寸数据与供应商提供的数据相吻合.

表1 Al2O3纳米颗粒的参数指标

1.3 实验流程与数据处理

为模拟核电站发生严重事故后的真实场景，冷却剂在室温25 ℃左右时即开始实验，不对冷却剂进行预热处理.具体实验步骤如下：1)将冷却剂倒入水槽中并确保每次注入的冷却剂体积相同；2)调整加热设备吊装装置，确保加热设备每次的浸没深度相同，避免压力对沸点造成影响；3)打开电箱电源并调至设定值，同时开启数据采集系统，记录整个实验过程；4)当观察到受热面温度急剧上升(5～20 ℃/s)，且温度持续上升后不下降时，就认为是发生了沸腾危机，此时立即切断电源，以保护加热设备；5)待加热设备冷却后，对加热表面进行表征.为了排除沉积效应对加热表面的影响，每次实验前依次用200，400和600目的碳化硅砂纸对其进行表面抛光处理，并依次用RO水、丙酮和95%(体积分数)乙醇进行清洗，然后测量表面粗糙度和水接触角，确保每次实验的加热表面状况大致相同.

利用傅里叶导热定律计算热流密度：

(1)

式中:q为热流密度，W/m2；t1为K型热电偶在加热器内部测得的温度，℃；tw为T型热电偶测得的加热表面温度，℃；λ为加热段的导热系数，根据t1和tw的平均温度查不锈钢导热系数表得到，W/(m·K)；Δx1是两个热电偶间的距离，m.对流传热系数由牛顿冷却定律计算得到：

(2)

式中:h为对流传热系数，W/(m2·K)；tf为水槽内2个T型热电偶测得的冷却剂的平均温度，℃.

实验误差包括3个方面：热电偶的测量误差、长度的测量误差和显示控制仪表的误差，实验各部分的不确定度列于表2.

热流密度和传热系数的不确定度根据ASME PTC 19.1—2005标准[13]可分别用式(3)和(4)计算：

(3)

(4)

式中，Δt是加热设备内部与加热表面的温度差，Rdau为数据采集系统的不确定性，Δt′是加热表面与冷却剂的温度差.计算得到热流密度和传热系数的不确定度分别为1.05%和1.15%.

1.4 实验可靠性分析

为确保实验数据的可靠性，由同一实验员依照相同的实验流程，在相同的实验环境进行5次RO水工况下的池沸腾实验.经过计算5次实验的CHF值分别为513.2，494.5，511.6，519.2，524.2 kW/m2，平均值为512.5 kW/m2，可以得出5次实验的相对误差分别是0.14%，3.51%，0.18%，1.31%和2.28%,均小于4%.因此，可以判断整个实验流程设计科学，数据采集系统稳定，实验的复现性较好，实验数据的可信度较高.

2 结果与讨论

2.1 向下加热面的沸腾传热现象

如图4所示，在RO水工况下记录了整个沸腾过程中的表面温度变化曲线和几个典型的气泡形态，由于气泡无法脱离表面，整个沸腾过程与向上加热有很大的不同.根据气泡的形态将加热表面与冷却剂之间的热交换划分成自然对流区、核态沸腾区和膜态沸腾区.

由图4可以看出:在自然对流区加热表面升温速度较快且没有波动，此时的壁面过热度较小，没有气泡生成，属于自然对流工况.然后，随着加热表面过热度的提高在个别点上开始产生气泡，即进入核态沸腾区.气泡生成的初期彼此互不干涉，称为孤立气泡区，在这个区域里表面温度略有降低并且开始产生小范围的波动，主要原因是发生了相变，水的传热能力增强.紧接着，表面温度突然快速升高到90 ℃左右，气泡不断地长大聚集，表面的气泡活动变得十分剧烈，气泡引起的各种扰动使得表面传热进一步增强，这使得表面温度在很长一段时间都维持在90 ℃左右.

在过冷沸腾的整个核态沸腾区气泡变化十分复杂，在核态沸腾的中期可以观察到表面的大气泡突然缩小，这是由于当热蒸汽接触到冷流体时会被瞬间液化，这一现象会造成表面温度的波动.从图4(A)可以看出，在核态沸腾区域内温度的波动随时间的延长而不断加剧，直至气泡在加热表面形成蒸汽膜.由于气泡被表面束缚无法及时脱离，不同于向上加热，向下加热观察不到明显的过渡沸腾区域，核态沸腾后就直接进入膜态沸腾区.在蒸汽膜刚形成时，表面温度升高到108 ℃左右并稳定了一段时间没有进一步升温.从图4(c)中可以看出此时的加热表面依然有一层薄薄的液膜存在，被冷却剂液化的湿蒸汽可以继续润湿表面.随着蒸汽膜不断增厚，加热表面的液膜逐渐消失，表面温度急剧升高，此时便达到CHF.

2.2 微纳米流体对沸腾过程的影响

高质量浓度的微纳米流体工况与RO水工况的对比最为明显，因此以12 mg/L微纳米流体工况下的实验结果为例进行分析.图5是RO水工况与12 mg/L的α-Al2O3微纳米流体和Boehmite-Al2O3纳米流体工况下沸腾表面气泡形态的对比图，其中图5(b)由于冷却剂透明度较差，其静态图片中显示效果较差，图中的白线是根据动态录像而确定的紊流大致边界.从图5可以看出：纳米颗粒的存在造成了更加剧烈的局部紊流，传热范围更广，进而增强沸腾传热；同时，纳米颗粒的粒径越大造成的紊流越剧烈.此外在实验中观察到，在微纳米流体工况下，加热表面的蒸汽膜形成的时间更早.

如图6所示：RO水工况下表面成膜时间为480 s左右，CHF发生在540 s；12 mg/Lα-Al2O3微纳米流体工况下，成膜时间为370 s左右，CHF发生在607 s；而12 mg/L Boehmite-Al2O3纳米流体工况下，成膜时间为425 s左右，CHF发生在676 s.微纳米流体工况下成膜时间提前，说明在纳米颗粒的影响下，沸腾过程中的气泡生成率提高了.然而，加热表面的蒸汽膜并没有使得传热立即恶化.实验过程中观察到：在微纳米流体工况下蒸汽膜形成的早期阶段，蒸汽膜厚度比较薄；而后蒸汽膜缓慢增加至一定厚度时，热蒸汽在冷却剂的作用下重新冷凝呈液滴，蒸汽膜厚度再次变小.

2.3 微纳米流体对加热面的影响

实验后对加热表面进行水接触角的测量，加热表面在RO水工况的实验前后水接触角几乎没有变化，均为90.4°，如图7(a)所示.由图7(b)～(d)可以看出，水接触角随α-Al2O3质量浓度的升高而增大，说明α-Al2O3纳米颗粒在加热表面沉积形成了一层疏水层，使得加热表面的浸润性变差.由图7(e)～(g)可以看出，水接触角随Boehmite-Al2O3质量浓度的升高而明显减小，说明Boehmite-Al2O3纳米颗粒在加热表面沉积形成了一层亲水层，使得加热表面的浸润性变好.

虽然两种纳米粒子都有很好的亲水性，但是由于其粒径和形貌的差异使得纳米粒子在加热表面的沉积状况有很大的不同.测量得到的表观水接触角会受到很多因素的影响，包括测量表面的平整度和微观形貌等.在本研究中引起固体表面粗糙度的微结构尺寸为纳米数量级，此时预先进入到微结构内的空气将不会被液体挤走，而是被液体包围而滞留在微结构内，起到填补微结构空域的作用，从而形成空气和固体表面相交叉的复合表面.α-Al2O3纳米颗粒的粒径较大且为球状，使得粒子间的间隙较大，表面存留的空气较多，因而使水接触角增大.

2.4 微纳米流体对CHF的影响

如图8所示，CHF随微纳米流体质量浓度的升高而不断增大.CHF增大有以下几个主要原因：1)冷却剂中的纳米颗粒增强了加热表面周围的局部紊流，增强了传热；2)加热表面产生的气泡使得微纳米流体局部质量浓度升高，使纳米颗粒在加热表面沉积，对加热表面的汽化核心数量有一定影响，从图5可以推测，纳米颗粒使得表面的汽化核心数量增多，在沸腾过程中气泡生成率不断提高，促进传热；3)沉积在表面的纳米颗粒影响了加热表面被冷却剂润湿的能力，从而对传热产生影响.

当使用大粒径α-Al2O3微纳米流体作为冷却剂时，随着其质量浓度的升高CHF的增幅逐渐变小，当其质量浓度从8 mg/L增加到12 mg/L时，CHF/CHF0的值仅提升了1.3个百分点.发生这一现象有如下原因：1)由于所用纳米颗粒的粒径较大，随着其质量浓度的升高，颗粒间距越来越小，在做布朗运动时易发生团聚，微纳米流体的稳定性变差；2)大粒径α-Al2O3纳米颗粒的沉积会使加热表面的亲水性变弱，不利于传热.

当使用小粒径Boehmite-Al2O3纳米流体作为冷却剂时，CHF呈现出持续增大的趋势，并且其对CHF的增幅高于大粒径α-Al2O3微纳米流体.纳米流体的质量浓度越高，纳米颗粒在表面的沉积效果越好，Boehmite-Al2O3纳米颗粒形成的亲水膜使得加热表面与水充分接触，极大地提升了传热效果.

图9是各工况下的q-h关系曲线，可以看出：除了质量浓度为5和8 mg/L的α-Al2O3微纳米流体工况外，在同一热流密度下，其余微纳米流体工况下的对流传热系数要高于RO水工况下的对流传热系数，并且对流传热系数在热流密度较高时依然持续升高直至达到CHF，但CHF增长幅度有减缓的趋势.当热流密度小于400 kW/m2时，q-h关系曲线存在一定的波动，这是由于此时正处于核态沸腾阶段，气泡运动较为剧烈，并且纳米颗粒在表面的沉积有一定的随机性.在α-Al2O3微纳米流体工况下，同一热流密度下的对流传热系数随其质量浓度的升高而升高；而在Boehmite-Al2O3纳米流体工况下，同一热流密度下的对流传热系数与纳米流体的质量浓度没有太大关系.微纳米流体工况下对流传热系数的升高主要是受流体流动状态的影响，在沸腾过程中纳米颗粒的存在加剧了加热表面附近的流体运动，进而增强传热.本研究中观察到在低质量浓度(5和 8 mg/L)的α-Al2O3微纳米流体工况下，对流传热系数的增强不明显甚至略低于RO水工况下.这是受加热表面Al2O3沉积层的影响，由于Al2O3导热系数要低于不锈钢表面的导热系数，所以沉积层不利于传热.本研究采用的α-Al2O3颗粒的粒径较大且有一定的疏水性，在加热表面形成的沉积层也较厚，当质量浓度低时，纳米颗粒对流体扰动影响较小，在几个因素的共同作用下，此时的对流传热系数略低于RO水工况下；但随着质量浓度的提升，纳米颗粒对流体的流动状态影响变大而对沉积层的影响有限，因此对流传热系数也不断提升.而Boehmite-Al2O3颗粒的粒径较小，形成的沉积层极薄，其影响几乎可以忽略不计，并且小粒径的纳米颗粒对流动状态的影响有限，因此对流传热系数随其质量浓度的升高变化不大.

3 结 论

本研究通过对向下加热面进行池沸腾实验，分析了α-Al2O3微纳米流体和Boehmite-Al2O3纳米流体对于沸腾传热的影响，得出如下结论：

1)相较于RO水，α-Al2O3微纳米流体和Boehmite-Al2O3纳米流体均有较大的CHF，并且在相同质量浓度下，Boehmite-Al2O3纳米流体对CHF有更好的增强效果；在质量浓度为12 mg/L时测得了最大的CHF，α-Al2O3微纳米流体的CHF增加了20.5%，Boehmite-Al2O3纳米流体的CHF增加了44.7%.

2)在整个沸腾过程中，纳米颗粒的存在造成了更加剧烈的局部紊流，使得传热范围更广，并且纳米颗粒的粒径越大造成的紊流越剧烈；同时，纳米颗粒可提高沸腾过程中的气泡生成率，进而增强沸腾传热.相较于RO水，在同一热流密度下，纳米流体工况下的沸腾传热系数较高.

3)在池沸腾的过程中，在加热表面附近由于气泡的生成，微纳米流体会发生局部浓度骤升的现象，这使得纳米颗粒在表面沉积.粒径较大的α-Al2O3颗粒会在加热表面形成疏水层，不利于传热，因此随着其质量浓度的升高，CHF的增长幅度越来越小；而粒径较小的Boehmite-Al2O3颗粒则会在加热表面形成亲水层，因此CHF随其质量浓度的升高不断大幅提升.