老化效應對涂層表面池沸騰傳熱性能的影響

鐘達文,廉學新,史昊鵬,韓昱程

(華北電力大學 北京市非能動核能安全技術重點實驗室,北京 102206)

壓力容器外部冷卻(ERVC)技術可極大程度地避免核反應堆堆芯熔化等嚴重事故的發生,現已廣泛應用于新一代先進壓水堆,如AP1000、CAP1400、HPR1000和APR1400等[1]。為了避免壓力容器外部冷卻失效,需確保壓力容器下封頭在經歷劇烈的沸騰換熱過程中始終不發生沸騰臨界。因此,提高壓力容器的CHF成為實現壓力容器外部冷卻的關鍵[2-3]。

針對壓力容器外部冷卻領域的強化沸騰換熱研究引起了廣泛關注,其主要研究思路為:1) 在下封頭外側優化保溫層結構以促進兩相流的流動[4-6];2) 在下封頭外表面設計強化結構[7-11];3) 采用納米流體[12-16]。國內外研究主要側重于下封頭外表面的強化結構設計和開發,其中涂層表面是重點研究方向之一。Sohag等[7]提出采用冷噴涂技術在壓力容器外表面制備多孔涂層,制備了不銹鋼下封頭-鋁顆粒多孔涂層,在去離子水中進行了瞬態淬火冷卻實驗研究,結果表明冷噴涂形成的多孔涂層相對于不銹鋼光表面能夠明顯提高CHF,增幅達31%～89%。Dizon等[8]利用SBLB實驗系統研究了基于鋁基體燒結均勻多孔鋁涂層表面在瞬態淬火及穩態沸騰換熱狀態下局部CHF的變化規律,與光表面相比,多孔鋁涂層表面的局部CHF并非從底部到頂部呈線性增長,整體CHF增幅為42%～112%。CHF增強的原因在于多孔涂層的毛細效應使得表面有連續的液體供給。Shi等[9]采用冷噴涂技術制備了銅基體的針翅結構與多孔涂層相結合的毫米-微米雙尺度結構表面,相對于銅光表面,毫米-微米尺度耦合的針翅涂層結構表面能明顯增強沸騰換熱并具有可觀的CHF增幅,CHF可提高45%～61%。Jo等[17-18]采用冷噴涂技術在銅基體表面分別構造梯臺結構和三角形截面結構開展了穩態池沸騰實驗,CHF獲得了不同程度的提高。Li等[19]實驗研究了TC4鈦合金多孔涂層孔隙率對SA508鋼表面CHF的影響,實驗發現CHF隨著孔隙率的增加而增大,當孔隙率為27.5%時,CHF增幅可達51.8%。上述研究表明,多孔涂層結構表面能夠明顯提高CHF。

SA508系列鋼具有優異的力學強度和沖擊韌性,其中SA508-3鋼的抗拉強度和屈服強度分別達到550 MPa和345 MPa以上[20],成為大功率反應堆壓力容器的首選材料。由于銅和鋁的熱導率較高,現有大部分強化沸騰換熱實驗基于銅表面和鋁表面,然而,不同材料換熱表面的表面特性各異,CHF性能差異較大[21-23]。部分實驗結果顯示,碳鋼表面的CHF較銅和不銹鋼表面的CHF更大,而且高溫氧化產生的氧化層導致表面粗糙度增加,汽化核心增多,潤濕性改善,以上因素都有利于CHF的增加[24-26]。然而,在核電站的整個壽命周期中,SA508鋼由于受熱、氧化、輻照等環境的影響會發生老化和腐蝕等物理和化學變化。長期處于高溫的SA508鋼會在其表面形成氧化層[27-28],氧化層的微觀結構非常復雜。SA508鋼上的氧化層通常由3層組成,最內層最靠近基體,為氧含量最低的鎢鐵礦(FeO),中間層為磁鐵礦(Fe3O4),最外層為薄富氧赤鐵礦(Fe2O3)[29]。因此,采用銅和鋁表面的實驗并未真實反映低碳鋼壓力容器外部冷卻的沸騰換熱性能。

鑒于表面材料對CHF性能有著重要的影響,而現有涂層強化沸騰換熱研究大多未考慮真實材料表面老化效應對表面沸騰換熱性能的影響,本文探討SA508鋼在高溫氧化后的沸騰

換熱性能,并進一步研究基于SA508鋼基體的均勻多孔涂層表面老化后的沸騰換熱性能,從而探討涂層表面應用于ERVC的可行性。

1 實驗裝置與方法

1.1 實驗裝置

本文采用可旋轉朝下平板表面沸騰換熱實驗裝置(圖1)對SA508鋼表面開展臨界沸騰換熱實驗研究。實驗裝置包括實驗水箱、可旋轉實驗體、冷凝器、輔助加熱水箱、功率控制系統和數據采集系統。其中去離子水在輔助加熱水箱內加熱至飽和狀態以消除不凝結氣體的影響。通過水泵將飽和水注入實驗水箱中進行沸騰實驗。實驗件包含銅基體、電加熱棒和實驗元件3部分,如圖2所示。電加熱棒嵌在銅基體內部提供沸騰換熱所需的熱源,實驗件安裝在可旋轉實驗體內,然后采用保溫措施將裝置的熱損失降低至最低,只有實驗元件的換熱表面與水接觸時發生沸騰。功率控制系統通過調節電加熱器功率控制換熱表面的熱流密度。在實驗元件兩側各有3個間隔5 mm、豎直排列的細孔,孔徑為1 mm,用于安裝熱電偶溫度計,標記為T1～T6,溫度及其他數據由數據采集系統采集。

圖1 實驗系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

圖2 實驗件示意圖Fig.2 Schematic diagram of test piece

1.2 實驗表面

本文針對SA508鋼光表面和SA508鋼基體-TC4多孔涂層表面進行沸騰實驗,探究不同老化狀態下沸騰換熱性能的變化。實驗元件如圖2、3所示,其主體材料為銅,圓柱直徑為50 mm,在圓柱體銅基體的頂部通過爆炸焊的方式焊接3 mm厚SA508鋼,該厚度可消除其對CHF的影響[30]。采用冷噴涂的方式制備TC4涂層表面,具體工藝參見文獻[9],工藝參數列于表1。TC4合金是一種中等強度的α-β型兩相鈦合金,具有優異的綜合性能,長時間工作溫度可達400 ℃。TC4合金顆粒熔點高、強度大,在冷噴涂過程中難以產生熱塑性變形,容易形成內部孔隙均勻的多孔涂層,有利于液體潤濕換熱表面。

圖3 SA508鋼光表面(a)和TC4涂層表面(b)Fig.3 SA508 steel bare surface (a) and TC4 coating surface (b)

表1 TC4多孔涂層表面參數Table 1 Surface parameter of TC4 porous coating

1.3 實驗方法

本研究采用穩態加熱實驗方法開展表面在朝下傾角5°(完全朝下為0°)時的沸騰換熱性能測試,將電加熱棒的功率控制在恒定值后等待一段時間,當實驗元件上的溫度測點數據保持恒定一段時間即視沸騰達到穩態,此時記錄溫度和電功率等參數并作為穩態沸騰實驗數據,繼續提高電功率至下一水平,重復上述實驗步驟,逐漸提高功率水平直至沸騰危機發生時,立即關閉電加熱棒,讓實驗表面自行冷卻。

據Birosca等[29]的實驗結果,SA508鋼表面的氧化層厚度隨暴露時間和氧化溫度的增加而增加。實驗發現在650～1 100 ℃溫度內,暴露時間超過1 800 s后,氧化層厚度基本不變。這主要是鐵離子和氧離子在一定溫度下,由于氧化層的存在導致其擴散難度增加。實際核電站一回路長期運行溫度為290～330 ℃,壓力容器外表面溫度低于上述溫度。為研究老化效應對SA508鋼光表面和TC4涂層表面沸騰換熱特性的影響,本研究開展了表2所列7種工況實驗。工況SA508-AT0為采用全新SA508鋼光表面開展沸騰實驗獲得CHF,工況SA508-AT1表示SA508鋼光表面沸騰實驗8 h后進行實驗測量,獲得CHF值;工況SA508-AT2表示SA508鋼光表面沸騰實驗16 h后進行測量獲得CHF。

表2 SA508鋼光表面和TC4涂層表面實驗工況Table 2 Test conditions of SA508 steel bare surface and TC4 porous coating surface

1.4 數據處理方法

換熱表面的熱流密度q由差分公式計算:

(1)

式中:kCu為銅的導熱系數;dT/dx為溫度梯度。

換熱表面的壁面溫度Tw由式(2)計算:

(2)

ΔT=Tw-Ts

(3)

式中:T1為距離壁面最近的熱電偶測點溫度;Δxs為SA508鋼厚度;ΔxCu為T1測點和壁面的距離與Δxs的差值;ks為SA508鋼的導熱系數;ΔT為壁面過熱度;Ts為去離子水的飽和溫度;h為沸騰換熱系數,是熱流密度q和壁面過熱度ΔT的比值。

熱電偶測溫精度為±0.5 ℃,尺寸的測量精度為±0.02 mm。經不確定性分析,表面熱流密度的不確定度小于5%,沸騰換熱系數的不確定度小于10%。

2 結果與討論

2.1 SA508鋼光表面沸騰換熱性能

SA508鋼光表面各工況下熱流密度隨壁面過熱度的變化示于圖4。實驗采用穩態加熱方法,在電功率增加階段,壁面過熱度隨熱流密度的增大先增大后減小,在高熱流密度時,壁面過熱度下降,說明此時其沸騰換熱系數得到增強。CHF值隨著氧化程度的上升而呈升高趨勢,但整體上升幅度小于20%。SA508-AT0工況下,其CHF為798.5 kW/m2;SA508-AT1工況下,表面經過8 h沸騰氧化后的CHF為851.4 kW/m2;SA508-AT2工況下,表面經過16 h沸騰氧化后的CHF為828.1 kW/m2;SA508-AT3工況下,表面完全氧化后的CHF為935.9 kW/m2。說明SA508鋼光表面的氧化有利于提高CHF,提升幅度達到17%。當壁面溫度出現躍升時,表面由核態沸騰轉變為膜態沸騰,此時立即關閉電加熱器,熱流密度逐漸降低,同時壁面過熱度逐漸上升。由于關閉了電加熱器,隨著實驗元件內熱量的逐漸流失,表面的膜態沸騰逐漸轉變為核態沸騰,直至實驗元件完全冷卻。

圖4 SA508鋼光表面各工況下熱流密度隨壁面過熱度的變化Fig.4 Change of heat flux of SA508 steel bare surfaces with wall superheat under various working conditions

SA508鋼光表面各工況下的沸騰換熱系數如圖5所示。可見,SA508鋼光表面的沸騰換熱系數隨熱流密度的增加整體呈增加的趨勢,基本在CHF附近達到極大值,關閉電加熱器后,隨著膜態沸騰的進行,沸騰換熱系數隨熱流密度的降低而逐漸下降。SA508鋼光表面的沸騰換熱系數隨著老化程度的加深整體不斷上升,但持續沸騰換熱16 h后出現下降。SA508-AT2工況的沸騰換熱系數在相同熱流密度下基本高于其他工況,沸騰換熱系數最大值(hmax)出現在SA508-AT3工況,為56.7 kW/(m2·K),其沸騰換熱性能的上升與SA508鋼光表面氧化后出現的Fe3O4磁性微納米結構有關。

圖5 SA508鋼光表面各工況下的沸騰換熱系數Fig.5 Boiling heat transfer coefficient of SA508 steel bare surfaces under various working conditions

2.2 TC4涂層表面沸騰換熱性能

TC4涂層表面熱流密度與壁面過熱度的關系如圖6所示,其熱流密度隨過熱度的變化規律和SA508光表面類似。TC4-AT0工況的涂層表面CHF為1 093.3 kW/m2;TC4-AT1工況下,經過8 h沸騰后的涂層表面CHF為1 089.2 kW/m2,前兩次工況下CHF基本不變,比SA508鋼光表面前兩個工況的CHF高28%以上。然而,TC4-AT2工況的CHF明顯下降,長期老化后的TC4多孔涂層表面的CHF為806.5 kW/m2,下降幅度約26%,說明老化后的TC4涂層的沸騰換熱性能出現了明顯的惡化。

圖6 TC4多孔涂層表面各工況下熱流密度隨壁面過熱度的變化Fig.6 Change of heat flux of TC4 porous coating surfaces with wall superheat under various working conditions

TC4涂層表面各工況下的沸騰換熱系數隨熱流密度的變化示于圖7。在升功率工況下,沸騰換熱系數隨熱流密度的增大而增加。在關閉電加熱器后,沸騰換熱系數隨熱流密度的降低而下降。TC4涂層表面的沸騰換熱系數隨老化程度的加深呈惡化趨勢。TC4-AT2工況下的hmax為8.85 kW/(m2·K),TC4-AT0工況下的hmax為19.9 kW/(m2·K),說明老化會降低TC4多孔涂層的沸騰換熱性能。同時TC4表面的沸騰換熱系數整體低于SA508鋼光表面,原因在于TC4涂層表面的沸騰換熱系數的計算是基于SA508鋼基體表面,TC4多孔涂層厚度為300 μm,導熱系數約為8 W/(m·K),約為SA508鋼光表面的1/5,因此TC4多孔涂層增加了傳熱的熱阻,使得等效沸騰換熱系數偏低。

圖7 TC4多孔涂層表面各工況下的沸騰換熱系數Fig.7 Boiling heat transfer coefficient of TC4 porous coating surfaces under various working conditions

2.3 老化效應對比

田道貴等[31]針對SA508鋼光表面的老化實驗設計了3套方案:1) 水預熱到準飽和狀態后,SA508鋼光表面恒功率沸騰加熱2 h開展CHF測試;2) 水預熱到準飽和狀態后,SA508鋼光表面恒功率沸騰加熱4 h開展CHF測試;3) 水預熱到準飽和狀態后直接開展 CHF測試,且連續重復4次。圖8為本實驗結果與田道貴等[31]實驗結果的對比,可發現,SA508鋼光表面的老化對其CHF的影響明顯弱于TC4多孔涂層表面,主要原因在于SA508鋼光表面在去離子水中的氧化腐蝕速度非常快,表面可迅速形成潤濕性良好的納米顆粒層,而涂層表面由于氧化物的填充導致孔隙率下降,潤濕性變差。

圖8 老化效應對表面CHF的影響Fig.8 Aging effect on CHF of surfaces

1) SA508鋼光表面老化效應分析

SA508光表面制備時采用7 000目砂紙打磨,其表面已出現了鏡面反射效果。圖9為全新狀態下SA508鋼光表面的SEM圖像,表面微觀形貌平整,僅有一些打磨產生的劃痕。圖10為SA508鋼經過650 ℃高溫6 h氧化后的SEM圖像,表面產生了一層黑色的氧化物,可明顯觀察到微納米尺度的氧化層,氧化層內有大量的孔穴通道。SA508鋼光表面氧化前后各元素含量的變化列于表3,EDS分析發現,SA508鋼光表面氧化前O元素質量占比僅為0.5%,氧化后O元素含量上升至24.7%,其他元素含量由于O元素的增加而下降。SA508鋼光表面氧化前后的XRD譜對比如圖11所示。圖11表明,氧化前表面物相為α-鐵素體,氧化后SA508鋼光表面除了α-鐵素體外,還出現了Fe2O3和Fe3O4,且Fe3O4的含量較Fe2O3高得多。圖譜中出現的Gypsum(石膏)為固定樣品所使用的黏接劑的主要成分。SA508鋼氧化使得CHF增大的主要原因為:1) 產生的Fe3O4磁性微納米顆粒層能夠改善表面潤濕性(圖12);2) 氧化后的SA508鋼光表面增加了汽化核心密度和換熱面積。

表3 SA508鋼光表面氧化前后各元素含量的變化Table 3 Elemental content change before and after surface oxidation of SA508 steel bare surface

圖9 SA508鋼光表面全新狀態下的SEM圖像Fig.9 SEM image of SA508 steel bare surface in new condition

圖10 SA508光表面氧化后的SEM圖像Fig.10 SEM image of SA508 steel bare surfaces after oxidation

圖11 SA508光表面氧化前后的XRD譜對比Fig.11 XRD pattern comparison of SA508 steel bare surfaces before and after oxidation

圖12 SA508鋼光表面氧化前后的接觸角Fig.12 Contact angles of SA508 steel bare surfaces before and after oxidation

2) TC4涂層表面老化效應分析

全新狀態下TC4涂層表面的SEM圖像如圖13所示。由圖13可見,涂層由TC4顆粒構成了大量的空穴和通道,使得涂層中增加了大量汽化核心和換熱面積,這些微觀結構隨機相連,導致氣泡在加熱面成核后可在微結構中緩慢長大,隨后從周圍阻力較小的通道中逃逸,周圍的液體在毛細作用下流入通道對表面附近的液體進行補充,因此大量氣泡逃逸和液體潤濕表面能夠有效增強沸騰換熱。與SA508-AT0工況下的光表面相比,TC4-AT0工況下TC4涂層的CHF高36.9%,說明均勻多孔涂層可強化沸騰換熱。

圖13 全新狀態下TC4多孔涂層表面SEM圖像Fig.13 SEM image of TC4 porous coating surface in new condition

氧化后TC4涂層表面SEM圖像如圖14所示,TC4多孔涂層在長期靜置氧化后沸騰換熱性能迅速惡化,原因主要在于SA508鋼基體氧化產生的大量氧化物顆粒堵塞了涂層的孔隙。同時氧化后的涂層表面的潤濕性變差,如圖15、16所示。由圖15觀察可知,全新狀態的TC4多孔涂層表面為超親水性,液滴在1.2 s內完全在表面鋪展且潤濕到涂層內部,而圖16顯示,長期靜置氧化后的TC4多孔涂層表面呈疏水特性,接觸角為117.1°。氧化后的TC4 多孔涂層表面呈紅褐色,鈦在高溫下可能氧化生成紫紅色的 Ti2O3。能譜分析結果表明,涂層表面的紅褐色是由于鐵的氧化物和鈦的氧化物共同存在所呈現的顏色。

圖14 氧化后TC4涂層表面SEM圖像Fig.14 SEM image of TC4 coating surface after oxidation

圖15 TC4多孔涂層表面氧化前接觸角Fig.15 Contact angle of TC4 porous coating surface before oxidation

圖16 TC4多孔涂層表面長期靜置氧化后接觸角Fig.16 Contact angle of TC4 porous coating surface after long-term oxidation

3 結論

本文采用可旋轉朝下平板表面沸騰換熱實驗裝置對去離子水中的SA508鋼表面開展了臨界沸騰換熱實驗研究,分析了老化效應對SA508鋼光表面和TC4多孔涂層表面沸騰換熱特性的影響,得到如下結論。

1) SA508鋼光表面在去離子水中會快速氧化,隨著老化的加深,其CHF呈上升趨勢,但上升幅度有限。SA508鋼氧化產生的氧化物以Fe3O4為主,磁性微納米顆粒層能夠改善表面潤濕性,增加換熱面積和汽化核心,從而增加CHF。

2) TC4多孔涂層表面在初期可保持CHF穩定,但隨著表面的氧化加深,其表面由超親水特性轉變為疏水特性,基體SA508鋼表面生成的氧化物容易堵塞多孔涂層的孔隙,導致TC4涂層表面的CHF特性惡化。

3) SA508鋼光表面的沸騰換熱系數隨著老化程度的加深整體上升,但持續沸騰換熱16 h后略有下降。TC4多孔涂層表面的沸騰換熱系數隨著老化的加深呈惡化趨勢。

4) 采用多孔涂層技術強化壓力容器外部冷卻性能,需要考慮在SA508鋼基體和多孔涂層之間增加抗氧化層,同時解決多層涂層的結合強度和交變應力的難題。