(57)【要約】【課題】簡易な構造で且つ良好な冷却効果を安定して有する冷却器を提供する。【解決手段】作動流体を収容する容器、及び、容器内に設けられた冷却部材を備えた、発熱体を冷却するための沸騰方式による冷却器であって、冷却部材は、作動流体と接するように且つ発熱体に対向するように設けられ、且つ、毛細管現象により作動流体を発熱体との接触部に供給する作動流体供給部を備えた多孔質体と、接触部で発生した蒸気を、作動流体外へ排出する蒸気排出管とを備える。【選択図】図６
2016217684.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
作動流体を収容する容器、及び、前記容器内に設けられた冷却部材を備えた、発熱体を冷却するための沸騰方式による冷却器であって、
前記冷却部材は、
前記作動流体と接するように且つ前記発熱体に対向するように設けられ、且つ、毛細管現象により前記作動流体を前記発熱体との接触部に供給する作動流体供給部を備えた多孔質体と、
前記接触部で発生した蒸気を、前記作動流体外へ排出する蒸気排出管と、
を備える冷却器。
【請求項２】
前記蒸気排出管は、一端が前記発熱体に対向するように設けられ、且つ、他端が前記容器を貫通して容器外へ伸びるように設けられている請求項１に記載の冷却器。
【請求項３】
前記蒸気排出管がシリコンチューブで形成された請求項１又は２に記載の冷却器。
【請求項４】
前記多孔質体がメッシュ構造を有する多孔質層で形成された請求項１〜３のいずれか一項に記載の冷却器。
【請求項５】
前記多孔質体が金属で形成された請求項１〜４のいずれか一項に記載の冷却器。
【請求項６】
前記多孔質体が多孔質ナノ粒子の集合体で形成された請求項１〜３のいずれか一項に記載の冷却器。
【請求項７】
前記多孔質体と、前記発熱体との接触部に隙間領域が形成されている請求項１〜６のいずれか一項に記載の冷却器。
【請求項８】
請求項１〜７のいずれか一項に記載の冷却器と、
前記冷却器の容器に接続され、蒸発した作動流体を液化するコンデンサと
を備えた冷却装置。
【請求項９】
作動流体を収容した容器の作動流体中に、発熱体を少なくとも部分的に浸漬して発熱体を冷却する沸騰方式による冷却方法において、
前記発熱体の作動液体に浸漬された部分の表面に、
前記作動流体と接するように且つ前記発熱体に対向するように設けられ、且つ、毛細管現象により前記作動流体を前記発熱体との接触部に供給する作動流体供給部を備えた多孔質体と、前記接触部で発生した蒸気を、前記作動流体外へ排出する蒸気排出管とを備える冷却部材を装着する発熱体の冷却方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、冷却器及びそれを用いた冷却装置、並びに、発熱体の冷却方法に関し、より詳細には沸騰方式による冷却器及びそれを用いた冷却装置、並びに、発熱体の冷却方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
近年、図１に示すような軽水炉の圧力容器において、燃料棒が溶融事故を起こしても、原子炉圧力容器底部を外部から水で冷却してメルトスルーを生じさせない冷却機構が求められており、そのような冷却機構として、沸騰冷却方式によるものが知られている。
【０００３】
沸騰冷却方式には、プール沸騰方式と、強制流動沸騰方式がある。ここでは、プール沸騰方式による発熱体の一般的な冷却機構について説明する。図２は、従来のプール沸騰方式による冷却器を示している。冷却器は、容器と、容器内に収容された作動流体とを備え、容器は、冷却対象である発熱体との接触部を有する。発熱体において熱が発生し、接触部を通して作動流体に熱が伝わると、接触部の近傍に存在する作動流体が沸騰する。沸騰により蒸気が生じると気液の密度差により接触部に作動流体が供給される。こうして新たに供給された作動流体がさらに蒸発し、発熱体から熱を除去する。プール沸騰方式による冷却器は、強制流動沸騰方式のような液体を循環させるための外部動力源が不要であるため、コンパクト性および省エネルギー性に有利である。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００９−１３９００５号公報
【非特許文献】
【０００５】
【非特許文献１】S. G. Kandlikar, M. Shoji, and V. K. Dhir, “Handbook of Phase Change: Boiling and Condensation,” Taylor & Francis, 1999
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、接触部に大きな熱流束が加えられると、従来のプール沸騰方式による冷却器では問題がある。図３にその様子を示す。熱流束が大きくなるにつれて、作動流体の蒸発量が増加し、接触部が蒸気に覆われ始める。接触部が完全に蒸気に覆われて乾燥状態となり、接触部へ作動流体が供給されなくなると、冷却器の冷却能力は著しく低下する。この状態の熱流束を「限界熱流束」という。
【０００７】
従来のプール沸騰方式による冷却器（非特許文献１参照）に対し、本発明者は、特開２００９−１３９００５号公報（特許文献１）において多孔質体を発熱体と冷却容器内の水との間に設けて、多孔質体の毛細管現象により水を発熱体へ供給しつつ、それにより発生した蒸気を容器内の水中へ排出する構造とすることで、簡易な構造で従来の限界熱流束を飛躍的に向上させている。しかしながら、冷却効果をさらに高めた冷却器は、未だ開発の余地がある。
【０００８】
本発明は、簡易な構造で且つ良好な冷却効果を安定して有する冷却器及びそれを用いた冷却装置、並びに、発熱体の冷却方法を提供することを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明者らは研究を重ねたところ、詳細は後述するが、毛細管現象により作動流体を発熱体との接触部に供給する作動流体供給部を備えた多孔質体を、発熱体に対向するように設け、さらに、接触部で発生した蒸気を、作動流体外へ排出する蒸気排出管を設けることで、冷却効果をさらに向上させた冷却器を提供することが可能となることを見出した。
【００１０】
すなわち、本発明の一態様は、作動流体を収容する容器、及び、前記容器内に設けられた冷却部材を備えた、発熱体を冷却するための沸騰方式による冷却器であって、前記冷却部材は、前記作動流体と接するように且つ前記発熱体に対向するように設けられ、且つ、毛細管現象により前記作動流体を前記発熱体との接触部に供給する作動流体供給部を備えた多孔質体と、前記接触部で発生した蒸気を、前記作動流体外へ排出する蒸気排出管とを備える冷却器である。
【００１１】
本発明の一実施形態に係る冷却器では、前記蒸気排出管は、一端が前記発熱体に対向するように設けられ、且つ、他端が前記容器を貫通して容器外へ伸びるように設けられている。
【００１２】
本発明の別の一実施形態に係る冷却器では、前記蒸気排出管がシリコンチューブで形成されている。
【００１３】
本発明の更に別の一実施形態に係る冷却器では、前記多孔質体がメッシュ構造を有する多孔質層で形成されている。
【００１４】
本発明の更に別の一実施形態に係る冷却器では、前記多孔質体が金属で形成されている。
【００１５】
本発明の更に別の一実施形態に係る冷却器では、前記多孔質体が多孔質ナノ粒子の集合体で形成されている。
【００１６】
本発明の更に別の一実施形態に係る冷却器では、前記多孔質体と、前記発熱体との接触部に隙間領域が形成されている。
【００１７】
本発明の別の一態様は、本発明の冷却器と、前記冷却器の容器に接続され、蒸発した作動流体を液化するコンデンサとを備えた冷却装置である。
【００１８】
本発明の更に別の一態様は、作動流体を収容した容器の作動流体中に、発熱体を少なくとも部分的に浸漬して発熱体を冷却する沸騰方式による冷却方法において、前記発熱体の作動液体に浸漬された部分の表面に、前記作動流体と接するように且つ前記発熱体に対向するように設けられ、且つ、毛細管現象により前記作動流体を前記発熱体との接触部に供給する作動流体供給部を備えた多孔質体と、前記接触部で発生した蒸気を、前記作動流体外へ排出する蒸気排出管とを備える冷却部材を装着する発熱体の冷却方法である。
【発明の効果】
【００１９】
本発明によれば、多孔質体の作動流体供給部と接触部で蒸気が発生すると毛細管現象により強制的に液体が接触部に供給されるので、プール沸騰冷却方式とする場合には水等の作動流体を収容する容器（水槽）は、水の流路やポンプ等を設ける必要が無く、単なる水溜を用いることができ、簡易な構造とすることができ、設置コストやランニングコストが安価となる。また、蒸気排出管が、接触部で発生した蒸気を作動流体外へ直接排出するため、接触部において蒸気を迅速に排出することができ、これによって限界熱流束が向上する。
このように、本発明によれば、簡易な構造で且つ良好な冷却効果を安定して有する冷却器及びそれを用いた冷却装置、並びに、発熱体の冷却方法を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２０】
【図１】軽水炉（その一例として沸騰水型原子炉）の圧力容器の模式図である。
【図２】従来のプール沸騰方式による冷却器の模式図である。
【図３】従来のプール沸騰方式による冷却器の限界熱流束を説明するための図である。
【図４】本発明の実施形態１に係るプール沸騰方式による冷却器の模式図である。
【図５】多数の矩形状の孔（開孔部）を有するメッシュ構造の多孔質層で構成された多孔質体の平面図である。
【図６】本発明の実施形態２に係るプール沸騰方式による冷却器の模式図である。
【図７】本発明の実施形態３に係るプール沸騰方式による冷却器の模式図である。
【図８】本発明の実施形態４に係る冷却装置である。
【図９】実施形態４に係る冷却装置の変形形態である。
【図１０】実施例１で用いたプール沸騰実験の実験装置概略図である。
【図１１】実施例１で用いた毛管力抽出実験の実験装置概略図である。
【図１２】実施例１で用いたハニカム多孔質体及びその幾何寸法を示した図である。
【図１３】実施例１で用いたハニカム多孔質体の有効細孔半径及び透過係数測定の測定装置概略図である。
【図１４】ハニカム多孔質体装着時の伝熱面上の気液の流れを示した概略図である。
【図１５】実施例１で得られた板厚δhとqCHFの関係を示した図である。
【図１６】実施例１で用いた蒸気排出流路内部に直接流入する液供給効果抽出実験の実験装置概略図である。
【図１７】実施例２における多孔質体内部のドライアウトを検出するために用いた電気回路である。
【図１８】実施例２におけるバーンアウト前後での銅ブロック内に挿入した電極棒とプール液面の間の抵抗値RTS及び銅ブロック内の温度T1の経時変化を示すグラフである。
【図１９】（ａ）は実施例２における毛管限界モデルのqCHF試算結果を示すグラフである。（ｂ）は実施例２における毛管限界モデルの多孔質体の外観写真とその矩形状の孔（開孔部）の構造（壁厚δs：0.46mm、板厚δh：1mm、セル幅dg）を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２１】
以下、図面を参照して本発明の実施形態を詳細に説明する。
（実施形態１）
図４は、実施形態１に係るプール沸騰方式による冷却器を示している。冷却器は、作動流体を収容する容器、及び、容器内に設けられた冷却部材を備えた、発熱体を冷却するための沸騰方式による冷却器であって、冷却部材は、作動流体と接するように且つ発熱体に対向するように設けられ、且つ、毛細管現象により作動流体を発熱体との接触部に供給する作動流体供給部を備えた多孔質体と、接触部で発生した蒸気を、作動流体外へ排出する蒸気排出管とを備えている。
【００２２】
多孔質体は、少なくとも作動流体供給部を有していれば特にその構造は限定されず、例えば、メッシュ構造を有する多孔質層で形成されていてもよい。具体例として、図５に、多数の矩形状の孔（開孔部）を有するメッシュ構造の多孔質層で構成された多孔質体の平面図を示す。多孔質体の孔の形状は、多角形状、円形状、楕円形状等、種々の形状とすることが可能である。
【００２３】
また、多孔質体はコーディライト等のセラミックスで形成してもよく、金属で形成されていてもよく、或いは、多孔質ナノ粒子の集合体で形成されていてもよい。特に、多孔質体が、金属或いは多孔質ナノ粒子の集合体で構成されていると、伝熱面の濡れ性が良好となり、より伝熱面への作動流体の供給性が良好となる。これにより、伝熱面の乾燥領域が生じ難くなり、限界熱流束が小さくなることを防ぐことができる。当該多孔質ナノ粒子の平均粒径は１０〜５０ｎｍであるのが好ましい。また、当該多孔質ナノ粒子の材料としては、例えば金属、合金、酸化物、窒化物、炭化物、炭素等を用いることができる。多孔質体を多孔質ナノ粒子の集合体で形成する方法としては、例えば、ナノ粒子を拡散させた水溶液を、多孔質体を形成させたい位置である伝熱面上に所定の手段で設け、その状態を保ちながら伝熱面上で加熱により沸騰させる。このようにして多孔質ナノ粒子が沸騰する伝熱面上で析出して集合体を構成し、これが多孔質体となる。多孔質体がナノ粒子の集合体で構成されている場合、粒子間或いは粒子内の多数の細孔が、作動流体供給部を構成している。細孔の周囲の粒子部分が毛細管現象により接触部に作動流体を供給する作動流体供給部として機能する。
【００２４】
蒸気排出管は、発熱体と多孔質体との接触部で発生した蒸気を、作動流体外へ排出する。蒸気排出管は、多孔質体が図５に示すような多数の矩形状の孔（開孔部）を有するメッシュ構造の多孔質層で構成されている場合は、当該多孔質体の開孔部に差し込まれるように設けることができる。また、多孔質体が多孔質ナノ粒子の集合体で形成されている場合は、蒸気排出管が多孔質体を貫通するように設けることができる。蒸気排出管は、発熱体と多孔質体との接触部で発生した蒸気を、より効率的に作動流体外へ排出するために、複数設けることが好ましい。蒸気排出管の構成材料は特に限定されないが、例えば、シリコンチューブで形成されていてもよい。
【００２５】
作動流体は、たとえば水、低温流体、冷媒、有機溶媒等の表面張力を有する液体とすることができる。
【００２６】
作動流体供給部は、毛細管現象により発熱体との接触部に作動流体を供給する。蒸気排出管は、発熱体からの熱により発熱体と多孔質体との接触部で発生した蒸気を、作動流体外へ排出する。このように作動流体の供給と蒸気の排出を別個の経路を用いて行うことにより、図３を参照して説明したように、蒸気が接触部を覆ってしまい限界熱流束が制限されるという問題の発生を抑制することができる。また、多孔質体の作動流体供給部と接触部で蒸気が発生すると毛細管現象により強制的に液体が接触部に供給されるので、プール沸騰冷却方式とする場合には水等の作動流体を収容する容器（水槽）は、水の流路やポンプ等を設ける必要が無く、単なる水溜を用いることができ、簡易な構造とすることができ、設置コストやランニングコストが安価となる。また、蒸気排出管が、接触部で発生した蒸気を作動流体外へ直接排出するため、接触部において蒸気を迅速に排出することができ、これによって限界熱流束が向上する。
【００２７】
多孔質体は、作動流体供給部において、液体の蒸発が起これば毛細管現象により接触部に作動流体を供給するが、毛管力による液体供給の限界メカニズムを考慮すれば、毛細管の長さ（すなわち、多孔質体の厚さ）は薄いほうがよりその限界、すなわち「限界熱流束」を高くすることができる。一方、図３において、高熱流束条件下の接触部上で蒸気塊が形成される様子を示したが、その蒸気塊の体積は時間と共に増大し、やがて接触部から切断離脱する。この蒸気塊と接触部近傍をより詳細に説明すれば、蒸気塊と接触部の間（すなわち蒸気塊の底部）には、有限厚さの液膜（一般に、マクロ液膜と呼ばれる）が存在する。このような高熱流束条件下においては、蒸気塊がマクロ液膜上に滞留している間に蒸気塊底部のマクロ液膜が蒸発消耗し尽くすときにバーンアウトが発生する。このときの熱流束が「限界熱流束」と呼ばれる。多孔質体の厚さは、上述の通り毛管力による液体供給の限界メカニズム（毛管限界メカニズム）から薄いほうがよいが、薄過ぎてマクロ液膜の厚さと同程度であると、多孔質体の接触部近傍で液枯れが生じやすく、限界熱流束が小さくなる。このため、多孔質体の厚みは、２００〜３００μｍとするのが好ましい。ここで、本発明の実施形態１のように、作動流体の供給と蒸気の排出を別個の経路とすることで、図３において、作動流体供給部上方での蒸気塊の滞留が生じなくなる。これにより、作動流体供給部と作動流体とが常に接触した状態を担保でき、多孔質体がマクロ液膜と同程度の厚さの場合でも、多孔質体の接触部近傍における液枯れを防ぐことが可能となる。
【００２８】
冷却部材の多孔質体と、発熱体との接触部に隙間領域が形成されているのが好ましい。多孔質体の作動流体供給部の底面で生じた蒸気は、作動流体供給部の底面に沿って進むことで蒸気排出管へ向かい、蒸気排出管を通って排出される。ここで、冷却部材の多孔質体と、発熱体との接触部に隙間領域が形成されていると、当該隙間領域が多孔質体の底面で生じた蒸気の通路となり、蒸気の排出が促進され、限界熱流束が向上する。当該隙間領域は、接触部表面をあえて粗面に加工してもよいが、蒸気の排出に必要な隙間領域はごく僅かであるため、単に多孔質体を接触部に接触させるだけで、はじめから有する接触部の表面の粗さで十分な隙間領域が形成される。なお、隙間領域が無くなるため蒸気の排出性は下がるが、多孔質体は接着剤で接触部に固定してあってもよい。
【００２９】
また、本発明の別の態様としては、発熱体全体を作動流体中に浸漬する、または発熱体の一部を作動流体の液面から一部浸漬して冷却を行うこともできる。この場合には、発熱体は浮遊した状態、容器底面に載置された状態など場合により種々の形態をとるが、要は作動流体に浸漬されている部分に冷却部材を取り付けることにより、前記例と同様にして冷却を行うことができる。
【００３０】
（実施形態２）
図６は、本発明の実施形態２に係るプール沸騰方式による冷却器を示している。実施形態２に係る冷却器は、蒸気排出器に関して、一端が発熱体に対向するように設けられ、且つ、他端が容器を貫通して容器外へ伸びるように設けられている点が実施形態１に係る冷却器と異なっている。
【００３１】
（実施形態３）
図７は、本発明の実施形態３に係るプール沸騰方式による冷却器を示している。実施形態３に係る冷却器は、実施形態２に係る冷却器において、冷却部材と容器とを発熱体の下方に設けた点が異なっている。すなわち、実施形態３に係る冷却器は、発熱体の下方に、作動流体を備える容器が設置され、且つ、当該容器内であって、発熱体に対向するように多孔質体が設けられている。また、蒸気排出管は、その一端が発熱体に対向するように設けられ、且つ、他端が容器を貫通して容器外へ伸びるように設けられている。
【００３２】
（実施形態４）
図８は、本発明の実施形態４に係る冷却装置を示している。冷却装置は、実施形態１に係る冷却器と、容器に接続されたコンデンサとを備える。コンデンサにおいて、蒸発した作動流体が液化されて、容器に戻る。冷却装置は、ポンプなどの外部動力源を必要とせず、装置全体としてのコンパクト性および省エネルギー性が優れている。図９は、実施形態４に係る冷却装置の変形形態を示している。なお、図８および９の構成を実施形態２又は３の冷却器とともに用いることもできる。
【００３３】
本発明は、原子炉圧力容器の冷却の他、種々の電子機器、その他の高発熱密度を有する熱機器全般に適用可能である。たとえば、核融合炉のダイバータ冷却、キャピラリーポンプループの高性能化、半導体レーザ、データセンターのサーバの冷却、フロン冷却式チョッパ制御装置、パワー電子機器等が考えられる。または、ガラスやアルミの溶融炉の側部や底部から周囲環境へ放散する熱を節減して、高温作業環境を改善する水冷ジャケットに適用可能である。さらに、大型ごみ焼却炉等の耐火壁を外部から冷却して損傷を軽減するための、耐火壁側部や耐火壁底部に設置する水冷ジャケットに適用可能である。
【実施例】
【００３４】
以下に本発明を実施例でさらに詳細に説明するが、本発明はこれらに限定されるものではない。
【００３５】
（実施例１）
図１０に、実施例１で用いたプール沸騰実験の実験装置概略を示す。伝熱面はプール底面と同じ高さで、液体と接する伝熱面直径は30mmである。加熱は銅ブロック底部に埋め込んだカートリッジヒータにより行った。ハニカム多孔質体は伝熱面上にステンレス線で固定した。銅ブロック中心軸上に伝熱面から下方へ10mm（TC1）、15mm（TC2）、20mm（TC3）、25mm（TC4）の位置にφ1mmのK型シース熱電対を設置し、４点の温度指示値から外挿して伝熱面温度を、指示温度差、設置距離及び銅の熱伝導率からフーリエの式より伝熱面熱流束を算出した。プールは、内径87mmのパイレックス（登録商標）ガラス製であり、内部沸騰様相が観察できる。試験液体は蒸留水、水深は60mm、システム圧は0.1MPaで、予備ヒータで伝熱面周囲の液体を加熱して飽和温度を維持した。発生した蒸気は冷却器で凝縮させて容器内に戻した。実験は、カートリッジヒータに所定の電圧を印加して加熱を行い、TC1〜TC4までのそれぞれの温度変化が、10分間で0.25K以下となった場合に定常状態に達したとみなし、測定を行った。以上の操作を、定常状態が維持できなくなり、壁温が急上昇を開始して、バーンアウトが発生するまで繰り返した。また、バーンアウトが発生した場合には、直ちに加熱を中止し、その直前の熱流束をqCHFとした。
【００３６】
図１１に、実施例１で用いた毛管力抽出実験の装置概略を示す。毛管力による液供給効果を抽出するためには、重力により蒸気排出流路内部へ直接流入する液供給を排除する必要がある。その目的で、図１１の伝熱面詳細図のように、伝熱面を下向きにし、試験液体をポンプにより循環させ、プール液面がハニカム多孔質体の端面と常に一致するようにした。伝熱面上で発生した蒸気はプール容器底部を貫通させたシリコンチューブ（蒸気排出管）を通過させることで外部へ放出させた。ここで、シリコンチューブ（蒸気排出管）の一端は、ハニカム多孔質体の孔に差し込むように設けられている。このようにして、伝熱面への液体供給を毛管力のみで行うことができるようにした。伝熱面は直径10mmの銅円柱の端面であり、銅ブロック内に挿入したカートリッジヒータにより加熱を行った。ハニカム多孔質体はワイヤーにより伝熱面上に固定した。伝熱面から上端へ10mm（TC1）、15mm（TC2）、20mm（TC3）、25mm（TC4）の位置にφ1mmのK型シース熱電対を設置し、指示温度からフーリエの式を用いて、伝熱面表面温度及び熱流束を算出した。試験液体は蒸留水で、予備ヒータにより加熱を行い、プール液面近傍の水温を測定し、常に飽和状態であることを確認した。システム圧は0.1MPaである。実験は、所定の加熱量を与えた後TC1〜TC4の温度変化が、10分間あたり0.25K以下となったときに定常状態とみなし、測定を行った。以上の操作を、定常状態が維持できなくなり、伝熱面温度が急上昇を開始して、バーンアウトが発生するまで繰り返した。qCHFの値はバーンアウトする直前の定常状態で測定したものとしている。
【００３７】
図１２に実施例１で使用したハニカム多孔質体及びそのセル間の壁厚δs，セル幅dg，板厚δhをそれぞれ示す。このハニカム多孔質体は円柱状ハニカム多孔質体（以下、NAハニカム多孔質体と略す）で、株式会社長峰製作所製のものである。その成分は、カルシウムアルミネート（CaO・Al2O3）：30〜50wt%、溶融シリカ（Fused SiO2）：40〜60wt%、及び二酸化チタン（TiO2）：5〜20wt%で、有効細孔半径：1.8μm、空隙率：24.8%、透過係数：2.4×10-14[m2]である。有効細孔半径reff及び透過係数Kの測定方法については後述する。また、NAハニカム多孔質体は製作の際の個体差を最小限にすることを目的に同じロットで製作されたものを用いた。
【００３８】
後述する毛管限界モデルを用いて、qCHFの予測値を算出する際に、多孔質体の有効細孔半径reff、透過係数Kが必要になる。そこで、図１３に示す測定装置を用いてそれぞれ測定を行った。有効細孔半径は、図１３（ａ）のように、毛管吸い上げ高さhを測定することによって、式（１）及び式（２）から算出した。また、透過係数Kは図１３（ｂ）のように、ダルシーの法則から式（１）及び(３)より算出した。
【数１】
2016217684.tif 000003
【００３９】
有効細孔半径reffの測定では、試験部をゆっくりと持ち上げて行き、ある高さで液柱の重量と多孔質体の毛管力がつりあい、やがて多孔質体と液柱間に気泡が発生し分離する。その高さを毛管吸い上げ高さとした。また、透過係数Kの測定では、毛管吸い上げ高さを超える高さの液柱を用意し、その高さを測り、単位時間当たりの流量を測定した。
【００４０】
図１４は、ハニカム多孔質体の一部の断面拡大図である。ハニカム多孔質体装着時に、毛管力により伝熱面へ液体が供給され、発生した蒸気が蒸気排出流路から排出される場合の気液の流れを矢印で示している。qCHFに達するときの力学的なつりあいは、式（４）に示すように、液流が多孔質体内を通過する際の圧力損失Δpl、及び、蒸気流が排出流路内を通過する際の圧力損失Δpgの和が最大毛管圧力Δpc,maxに等しくなる場合と考えられる。
【数２】
2016217684.tif 000004
【００４１】
また、式（４）において、左辺はラプラスの式、右辺第一項はダルシーの式、右辺第二項はハーゲン・ポアズイユ則により求められ、以下の式（５）より、qCHFが算定できる。
【数３】
2016217684.tif 000005
【００４２】
ここで、qCHF：限界熱流束、A：伝熱面面積、K：透過係数、ρ：密度、hfg：蒸発潜熱、Aw：多孔質体と伝熱面の接触面積、reff：有効細孔半径、μ：粘性係数、δh：多孔質体の板厚であり、下付き文字のlとgはそれぞれ液体、気体を示す。式（５）より、ハニカム多孔質体の板厚δhを変化させた際の実測値とモデルでの計算値を比較することでモデルの妥当性について検討することができる。
【００４３】
図１５は、板厚δhとqCHFの関係を示す。ハニカム多孔質体はセル幅dg=1.33mm、壁厚δs=0.46mm、板厚δhを2、5、10mmに変化させてそれぞれ実験を行った。図中の「〇」はプール沸騰の実験結果、「△」は毛管力の液供給効果抽出の実験結果、実線は毛管限界モデルの計算結果である。図１５より、毛管力による液供給抽出の実験は、毛管限界モデルによく一致していることがわかる。プール沸騰のqCHFは、毛管力による液供給のみによる実験値や毛管限界モデルによる予測値と同様、δhが小さくなるほど大きくなる傾向を示している。δh =10mmでは、2つの実験結果の差が他の場合と比して大きいことがわかる。これは、蒸気排出流路内部に直接流入する液供給効果が毛管力による液供給効果に対して無視できないことに起因していることが考えられる。そこで、図１６に示す実験装置を用いて、蒸気排出流路内部に直接流入する液供給効果の抽出を行った。蒸気排出流路内部を通過する蒸気はハニカム多孔質体下方より窒素ガスを流入させることで模擬し、蒸気排出流路内部に液体がちょうど流入しなくなる伝熱面からの蒸気発生流量を推定した。実験は非加熱系で行った。dg=1.33mm、δs=0.46mm、δh=5mmのハニカム多孔質体を設置し、蒸気排出流路内部に液体がちょうど流入しなくなる際の窒素ガス流量を測定したところ、伝熱面熱流束に換算して1.5MW/m2程度のガス流量であることがわかった。ここで、図１５より、毛管力による液供給効果抽出の実験において、δh=10mmの場合、qCHFは約0.75MW/m2であるが、この加熱条件下では、プール沸騰実験において、蒸気排出流路内部へ直接流入する液供給が存在すると考えられる。以上のことから、δh=10mmの場合、プール沸騰実験では、毛管力による液供給効果と蒸気排出流路内へ直接流入する液供給効果の2つが組み合わさることで、毛管力による液供給効果抽出の実験よりもqCHFが向上したと考えられる。また、δh=5mmの場合のプール沸騰実験のqCHFが1.5MW/m2程度であることから、セル内への直接流入する液供給効果はほぼないと考えられる。そのため、δh=5mmの場合には、毛管力による液供給効果抽出の実験とプール沸騰実験のqCHFが同程度になったと考えられる。
以上の結果から、意外にも一次元の毛管限界モデルにより、蒸気排出流路内部に直接流入する液供給がないような高熱流束条件下では、プール沸騰におけるqCHFをよく説明できることがわかった。
【００４４】
（実施例２）
前述の毛管限界モデルでは、qCHF到達前は多孔質体内部が完全に液体で満たされており、qCHF到達時に乾燥領域が広がり、バーンアウトを生じる。このqCHF発生モデルと実現象について比較検討した結果を以下に述べる。
【００４５】
実施例１で用いた毛管力の液供給効果抽出の実験装置と同様の実験装置を用いた。図１７は、多孔質体内部のドライアウトを検出するために用いた電気回路を示す。伝熱面の加熱と同時に回路に定電流（I=0.5mA）を流すことで、銅ブロック内に挿入した電極棒とプール液面の間の抵抗値を測定し、その抵抗値の変化から多孔質体内部のドライアウトを検出した。
【００４６】
図１８は、バーンアウト前後での銅ブロック内に挿入した電極棒とプール液面の間の抵抗値RTS及び銅ブロック内の温度T1の経時変化を示す。図中のT1の急変領域はバーンアウトが生じたことを表す。また、その直前にRTSが急上昇していることがわかる。さらに、バーンアウト前のRTSは、非加熱時、すなわち、多孔質体内部が完全に含水された状態での抵抗値と同程度（70kΩ）である。以上の結果から、毛管限界モデルと同様に、バーンアウト前には多孔質体内部に乾燥領域は形成されておらず、qCHF到達時に乾燥領域が広がり、バーンアウトを生じると考えられる。
ここまでの結果から、毛管限界モデルにより、qCHF発生メカニズムをよく説明できる。そこで、ハニカム多孔質体の最適幾何形状について検討した。図１９は、壁厚δsを0.46mm、板厚δhを1mmとし、セル幅dgを変化させた際のモデルによる試算結果を示す。図１９より、dg=0.2mmの時に、qCHFは最大で11MW/m2まで向上できることが示唆された。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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