IVR-ERVC橢球形下封頭CHF及影響因素的實(shí)驗(yàn)研究

賀一海，王 剛，匡 波,*，羅躍建，武小莉

(1.上海交通大學(xué) 核科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200240；2.中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院，四川 成都 610213)

通過(guò)壓力容器外部冷卻實(shí)現(xiàn)熔融物堆內(nèi)滯留(IVR-ERVC)是嚴(yán)重事故重要緩解措施之一。IVR-ERVC在AP1000[1]、APR1400[2]、華龍一號(hào)[3]、國(guó)和一號(hào)[4]等先進(jìn)壓水堆設(shè)計(jì)中均有采用，成為提高反應(yīng)堆安全性的一項(xiàng)重要舉措。研究指出，嚴(yán)重事故熔堆時(shí)，ERVC條件下壓力容器最重要的失效模式為熱負(fù)荷失效[5]。此時(shí)，外部冷卻能力取決于下封頭外壁沸騰換熱能力，當(dāng)下封頭外壁某處達(dá)到臨界熱流密度(CHF)時(shí)，保守認(rèn)為熱負(fù)荷失效，因此確認(rèn)壓力容器下封頭外壁CHF具有重要意義。

針對(duì)ERVC能力及限值CHF，國(guó)內(nèi)外結(jié)合特定反應(yīng)堆展開(kāi)了一系列實(shí)驗(yàn)研究與驗(yàn)證。下封頭外壁朝下曲面上CHF受各種工程設(shè)計(jì)和運(yùn)行條件影響，其中，幾何條件是最重要的影響因素之一，研究普遍采用全尺寸一維流道裝置進(jìn)行實(shí)驗(yàn)；考慮特定ERVC冷卻水循環(huán)影響，有關(guān)實(shí)驗(yàn)還包括全高度自然與強(qiáng)制循環(huán)等，具有上述特點(diǎn)的實(shí)驗(yàn)主要有美國(guó)加州大學(xué)ULPU系列實(shí)驗(yàn)[6](自然循環(huán))、中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院CIST(cavity injection cooling system test facility)實(shí)驗(yàn)[7](池式沸騰、強(qiáng)迫循環(huán))、上海交通大學(xué)REPEC(reactor pressure vessel external cooling facility)系列實(shí)驗(yàn)[8-10](自然循環(huán))等。而一些反應(yīng)堆(如VVER-440堆[11]等)壓力容器下封頭為橢球形，有關(guān)其外形及ERVC實(shí)施條件對(duì)CHF影響的研究尚不多見(jiàn)。本文針對(duì)橢球形下封頭，展開(kāi)自然循環(huán)ERVC實(shí)施條件下壓力容器下封頭外壁CHF及分布的實(shí)驗(yàn)，并獲得可能的工程因素對(duì)CHF的影響。

1 實(shí)驗(yàn)方案

實(shí)驗(yàn)回路系統(tǒng)參照原型對(duì)自然循環(huán)ERVC進(jìn)行全高度一維模擬。結(jié)合Ishii一維兩相自然循環(huán)比例準(zhǔn)則[12]，對(duì)循環(huán)流動(dòng)傳輸進(jìn)行設(shè)計(jì)與校核，其中重要的本體區(qū)域下封頭外ERVC流道、上升流道，以及進(jìn)出口作全尺寸模擬，流道截面按1∶40縮比；而對(duì)循環(huán)流動(dòng)傳輸貢獻(xiàn)不大的上部水箱及下降段的縮比適當(dāng)放寬，而不致對(duì)兩相循環(huán)流動(dòng)傳輸造成影響。

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置回路

實(shí)驗(yàn)裝置回路總高7 m，由實(shí)驗(yàn)本體、下水箱、上升管、自然循環(huán)水箱、下降管及測(cè)控系統(tǒng)組成(圖1)。自然循環(huán)水箱連接循環(huán)冷卻系統(tǒng)，內(nèi)置預(yù)熱器，用以實(shí)驗(yàn)中控制入口水溫；通過(guò)調(diào)節(jié)水箱液位來(lái)控制自然循環(huán)高度；回路設(shè)置溫度、壓力/差、流量、液位測(cè)點(diǎn)及測(cè)控系統(tǒng)。溫度測(cè)量采用鎧裝熱電偶(精度Ⅰ級(jí))，壓力/差測(cè)量采用壓力/差變送器(精度0.25%)，自然循環(huán)流量測(cè)量采用電磁流量計(jì)(精度0.3%)。對(duì)于直接測(cè)量值的不確定度，實(shí)驗(yàn)保守地按照經(jīng)檢定校準(zhǔn)的傳感器精度估計(jì)。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

1.2 實(shí)驗(yàn)本體

實(shí)驗(yàn)本體對(duì)原型下封頭外壁作全尺寸模擬。本體加熱段為厚80 mm的橢圓形銅塊，加熱面為等寬度矩形。銅塊中密布18組加熱棒，每組加熱棒的功率可被單獨(dú)控制和測(cè)量。實(shí)驗(yàn)中通過(guò)調(diào)節(jié)各棒組加熱功率，模擬下封頭外壁熱流密度分布；加熱面向ERVC流道中的冷卻水釋熱，發(fā)生沸騰換熱。實(shí)驗(yàn)本體如圖2所示。加熱段近加熱面處從側(cè)面插入兩排熱電偶，如圖3所示按角度均勻分布，用于測(cè)量本體溫度分布，并監(jiān)測(cè)發(fā)生CHF時(shí)壁溫變化；本體及其他部件裹以保溫材料。除面向流道的底面外，其余各面均在不同位置布置熱電偶，用于測(cè)量并監(jiān)測(cè)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中本體漏熱。

圖2 實(shí)驗(yàn)本體的三維圖Fig.2 Three-dimensional diagram of test block

圖3 實(shí)驗(yàn)本體溫度測(cè)點(diǎn)示意圖Fig.3 Temperature measurement schematic of test block

1.3 CHF實(shí)驗(yàn)

由于實(shí)驗(yàn)本體為等寬的加熱銅塊，與原型下封頭“瓣?duì)睢鼻衅胁町?，需遵循“功率整形”原則[13]對(duì)三維原型與實(shí)驗(yàn)一維結(jié)構(gòu)在熱流密度分布上作等效轉(zhuǎn)換，確定加熱熱流密度分布。經(jīng)功率整形后，實(shí)驗(yàn)本體上加熱熱流密度分布形式為：

(1)

(2)

式中：θ為橢圓曲面上任一點(diǎn)中心角，(°)；θm為測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的中心角，即橢球中心至測(cè)點(diǎn)連線與垂直方向的夾角，(°)；qp(θ)為原型下封頭外壁熱流密度，W/m2；qe(θ)為經(jīng)功率整形后本體上的熱流密度，W/m2。由于實(shí)驗(yàn)本體為橢圓形，實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的中心角與傾斜角(測(cè)點(diǎn)處加熱曲面切線與水平方向夾角)并不相等，如圖4所示。

圖4 實(shí)驗(yàn)本體角度示意圖Fig.4 Schematic diagram of angle of test block

實(shí)驗(yàn)在本體上共設(shè)置8個(gè)不同位置實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)沿弧形流道按0°～90°傾斜角均勻設(shè)置。對(duì)應(yīng)各實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)的加熱功率分布形狀如圖5所示(以歸一化熱流密度因子表示；編號(hào)SF-XX中XX為實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的中心角)。

圖5 歸一化熱流密度因子Fig.5 Normalized heating flux shape factor

實(shí)驗(yàn)時(shí)，調(diào)節(jié)系統(tǒng)液位、入口水溫等工況參數(shù)至預(yù)定值，按相應(yīng)測(cè)點(diǎn)處功率形狀，同步提高各加熱棒組功率，每次提升功率后保持一定時(shí)間至穩(wěn)定。逐次提升本體加熱功率直至測(cè)點(diǎn)(及鄰近)測(cè)溫值出現(xiàn)飛升，判定CHF發(fā)生后切除功率，此時(shí)相應(yīng)熱流密度即為CHF。圖6示出了1次實(shí)驗(yàn)中測(cè)點(diǎn)處測(cè)溫值的時(shí)序，圖中TCA4X-Xa/b為近壁面不同位置處兩排熱電偶編碼，CHF發(fā)生時(shí)，測(cè)點(diǎn)位置處熱電偶TCA4X-5a/b及鄰近熱電偶測(cè)溫飛升。

圖6 CHF發(fā)生時(shí)的溫度飛升Fig.6 Temperature jump at CHF occuring

1.4 實(shí)測(cè)CHF及其不確定性

結(jié)合每次實(shí)驗(yàn)的加熱功率數(shù)據(jù)，按下式估算測(cè)點(diǎn)處實(shí)際CHF(即測(cè)點(diǎn)處溫度飛升時(shí)對(duì)應(yīng)于該處的加熱區(qū)熱流密度)：

(3)

式中：PCHF,i為加熱區(qū)i發(fā)生CHF時(shí)該區(qū)電功率測(cè)量值，W；Si為該加熱區(qū)沸騰面積，m2；qCHF,視在=PCHF,i/Si為CHF視在值，W/m2；熱流密度修正因子C為：

C=q實(shí)際/q視在

(4)

式中，q實(shí)際為基于q視在的實(shí)測(cè)值，計(jì)入本體漏熱與本體非均勻加熱所致溫度場(chǎng)重新分布，由三維導(dǎo)熱計(jì)算重新估計(jì)的實(shí)際熱流密度分布。

對(duì)間接測(cè)量得到的qCHF,i，不確定性估值由下式確定：

δqi=((?qi/?Pi)2(δPi)2+(?qi/?Si)2(δSi)2+

(?qi/?C)2(δC)2)1/2=((C/Si)2(δPi)2+

(5)

式中：δPi、δSi可由加熱功率與沸騰表面積測(cè)量值不確定度得到；δC則受各環(huán)節(jié)漏熱測(cè)值、加熱功率測(cè)量以及加熱段溫度場(chǎng)計(jì)算誤差的不確定度影響，由下式估算(以6～10棒組區(qū)段為例)：

δq實(shí)際,6～10=δf(quw,qsw,qstw;ql,qr;

P6，…，P10;ε1，…，ε15)=((?f/?quw)2(δquw)2+

(?f/?qsw)2(δqsw)2+(?f/?qstw)2(δqstw)2+

(?f/?ql)2(δql)2+(?f/?qr)2(δqr)2+

(6)

其中：quw、qsw、qstw分別為本體上表面、側(cè)面及支承面通過(guò)絕熱包覆層的漏熱熱流密度(實(shí)測(cè))；ql與qr分別為本控制區(qū)兩端熱擴(kuò)散熱流密度(實(shí)測(cè))；pj為第j加熱棒組功率；εk為由加熱段計(jì)算溫度場(chǎng)與該段15組實(shí)測(cè)值間的溫差。此外，各相關(guān)系數(shù)偏導(dǎo)項(xiàng)通過(guò)加熱塊熱擴(kuò)散敏感性計(jì)算估計(jì)。最終可得C的不確定度δC。實(shí)際CHF為：

qCHF=qCHF,視在C±δq實(shí)際,i

(7)

實(shí)驗(yàn)中各處CHF測(cè)值的不確定度經(jīng)估算均不超過(guò)11%。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 基準(zhǔn)工況實(shí)驗(yàn)結(jié)果

實(shí)驗(yàn)中，采用高速攝影對(duì)CHF發(fā)生時(shí)加熱面及附近汽液分布與運(yùn)動(dòng)進(jìn)行可視化觀測(cè)，某次觀察的典型過(guò)程如圖7所示?？煽吹?，典型的CHF觸發(fā)機(jī)理為：當(dāng)熱流密度足夠高時(shí)，滑移流過(guò)加熱面的大汽塊下液膜逐漸蒸干，蒸干面積足夠大使壁面熱量難以有效導(dǎo)出時(shí)，壁溫快速升高，即發(fā)生CHF。

圖7 CHF發(fā)生過(guò)程中熱壁及附近汽液分布與演變過(guò)程Fig.7 Evolution of vapor-liquid boiling structure in neighbor of heating wall during approaching to CHF

對(duì)應(yīng)于加熱壁與流道的幾何條件以及熱力條件，在入口溫度100 ℃、流道間距150 mm的自然循環(huán)工況條件下展開(kāi)實(shí)驗(yàn)(基準(zhǔn)工況實(shí)驗(yàn))，得到沿流道方向8個(gè)測(cè)點(diǎn)CHF，結(jié)果如圖8所示(其中各CHF采用歸一化處理)。對(duì)橢圓形本體，各測(cè)點(diǎn)傾斜角與對(duì)應(yīng)中心角并不相等，圖中CHF結(jié)果分別按測(cè)點(diǎn)中心角與傾斜角給出。

實(shí)驗(yàn)表明，橢圓朝下曲面上CHF總體上隨各測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的傾斜角及中心角的增大而增大，如圖8所示?？煽吹?，CHF隨加熱壁傾角的增大持續(xù)增加，其隨傾角增加的趨勢(shì)先稍快而后趨緩；在近出口區(qū)，CHF有所降低。對(duì)于朝下傾斜加熱曲面，滑移汽塊隨傾角增加更易遠(yuǎn)離加熱壁，其下液膜也更易得到補(bǔ)充，越不易蒸干，因此總體上CHF隨傾斜角的增大而增加。然而，至更大傾角處，由于上游沿程加熱影響，當(dāng)?shù)剡^(guò)冷度越來(lái)越小，對(duì)CHF增大有一定抑制，從而導(dǎo)致CHF在流道后半段隨傾角增大的趨勢(shì)漸緩。至近出口區(qū)，出現(xiàn)CHF降低，ULPU實(shí)驗(yàn)中也見(jiàn)到該現(xiàn)象[14]，稱為“出口效應(yīng)”?？赡艿脑蚴牵簝上嗷旌衔镫x開(kāi)加熱流道進(jìn)入上升管后，汽相與過(guò)冷水混合并凝結(jié)，局部流動(dòng)部分地失去浮力提升；加之出口前因上游汽相積累、汽塊變形運(yùn)動(dòng)減緩等原因，該處汽塊運(yùn)動(dòng)受到一定遲滯，液膜蒸干，CHF提前。

圖8 歸一化CHF隨角度的變化Fig.8 Variation of normalized CHF with azimuth and inclination angles

橢圓形本體的中心角與傾斜角是不一致的，但兩者有對(duì)應(yīng)關(guān)系。由圖8還可看到，相對(duì)中心角而言，在較高角度區(qū)CHF隨中心角變大而增加的趨勢(shì)比在中低角度區(qū)段稍快，這與類似工況下球形下封頭上的分布情況[15]略有差異。

2.2 部分因素對(duì)CHF的敏感性影響實(shí)驗(yàn)結(jié)果

考慮到IVR-ERVC實(shí)施中，部分設(shè)計(jì)與運(yùn)行條件與上述基準(zhǔn)工況會(huì)有差異，如實(shí)際過(guò)程中進(jìn)入堆腔的水溫可能低于100 ℃，入口過(guò)冷度增大；下封頭因熱與機(jī)械負(fù)荷導(dǎo)致ERVC流道幾何變化等等。這些因素可能對(duì)ERVC及其限值CHF帶來(lái)影響。本文對(duì)部分影響因素展開(kāi)敏感性實(shí)驗(yàn)，并用各工況CHF測(cè)值與基準(zhǔn)工況對(duì)應(yīng)結(jié)果的相對(duì)變化反映各因素影響：

r(θ)=q(θ)CHF,x/q(θ)CHF,b-1

(8)

式中，q(θ)CHF,b、q(θ)CHF,x分別為基準(zhǔn)工況與相應(yīng)敏感性工況下傾角θ處的CHF。

1) 入口過(guò)冷度影響

本文通過(guò)調(diào)節(jié)入口水溫，進(jìn)行入口過(guò)冷度敏感性實(shí)驗(yàn)，結(jié)果如圖9所示。圖中，r(θ)為不同入口過(guò)冷度下CHF的相對(duì)變化。實(shí)驗(yàn)中自由液面處為常壓，此時(shí)入口水溫為100 ℃，已處于當(dāng)?shù)貕毫ο碌倪^(guò)冷狀態(tài)。根據(jù)液面到入口的高度差造成的重位壓降，下水箱入口處絕對(duì)壓力約為0.145 MPa，入口過(guò)冷度ΔT約10.34 ℃。在此基礎(chǔ)上入口過(guò)冷度分別取ΔT(～10 ℃)、ΔT+5 ℃(～15 ℃)、ΔT+10 ℃(～20 ℃)、ΔT+15 ℃(～25 ℃)(分別對(duì)應(yīng)下水箱入口溫度為100、95、90、85 ℃)。

實(shí)驗(yàn)表明：入口過(guò)冷度總體上對(duì)CHF有較顯著的提升，且各處CHF隨入口過(guò)冷度的增加而增長(zhǎng)明顯。例如，入口水溫為85 ℃時(shí)，本體全范圍內(nèi)CHF對(duì)于基準(zhǔn)工況的相對(duì)增長(zhǎng)最高達(dá)37.2%(傾角33°處)，高角度測(cè)點(diǎn)處相對(duì)增長(zhǎng)亦達(dá)28.7%(傾角82°處)。顯然，提高入口過(guò)冷度，總地來(lái)說(shuō)使加熱壁附近兩相邊界層內(nèi)及其補(bǔ)充大汽塊下液膜的水溫降低，有效延遲液膜蒸干，提升了各處CHF。還可看到，隨著傾角的增加，入口過(guò)冷度增加對(duì)CHF絕對(duì)量值提升越大。由圖9b可見(jiàn)，橢圓本體底部較扁平，在底部低傾角范圍內(nèi)(約13～33°)，汽泡運(yùn)動(dòng)速度較低，CHF較低，入口過(guò)冷度影響對(duì)CHF相對(duì)提升顯著；隨著傾角進(jìn)一步增大(約33～65°)，氣相運(yùn)動(dòng)加快，汽液相互作用加劇，汽塊更易失穩(wěn)離開(kāi)熱壁進(jìn)入主流冷凝，兩相邊界層外過(guò)冷水與之混合，水溫逐步升高，當(dāng)?shù)剡^(guò)冷度降低；至近出口區(qū)域，仍可見(jiàn)“出口效應(yīng)”。

圖9 入口過(guò)冷度敏感性實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Result of inlet subcooling sensitivity test

2) 流道間距影響

流道間距指實(shí)驗(yàn)本體加熱壁面與保溫層之間的距離。圖10示出流道間距敏感性實(shí)驗(yàn)結(jié)果。總地來(lái)看，對(duì)于不同流道間距，其外側(cè)壁對(duì)運(yùn)動(dòng)汽塊/汽泡離開(kāi)壁面的約束程度不同，間距越小約束越強(qiáng)，從而對(duì)CHF隨角度增加的趨勢(shì)有一定抑制；至近出口區(qū)，該約束抑制作用因壁面接近豎直而減弱。所以，3種流道間距對(duì)CHF影響并不單調(diào)，即流道間距減小對(duì)不同角度位置處CHF影響不同。由實(shí)測(cè)結(jié)果可見(jiàn)：在入口區(qū)(傾角約4°～13°)，入流相對(duì)于加熱壁近似于斜射流，流動(dòng)尚處初期發(fā)展，流動(dòng)結(jié)構(gòu)及CHF觸發(fā)機(jī)理較復(fù)雜，故流道間距影響復(fù)雜。至本體中段(傾角約13°～53°)，觀測(cè)表明，流道間距為40 mm時(shí)兩相邊界層厚度與流道間距接近，截面含氣率大，有“汽阻”( 流道間距為90、150 mm時(shí)則兩相邊界層厚度均未超過(guò)流道間距，無(wú)顯著“汽阻”)，汽液作用與交混劇烈，CHF顯著高于另兩種流道；由于40 mm流道間距最小，也同時(shí)有外側(cè)壁約束抑制CHF隨傾角增加的趨勢(shì)，因此相對(duì)于150 mm流道間距，CHF隨著角度變大相對(duì)增加逐漸降低，但總體上CHF高于150 mm流道間距。對(duì)于90 mm流道間距，液相流速較150 mm流道間距大，交混略強(qiáng)，有延緩液膜蒸干，增強(qiáng)CHF的作用，但同時(shí)外側(cè)壁對(duì)CHF隨角度增加趨勢(shì)的抑制強(qiáng)于150 mm流道間距，兩者競(jìng)爭(zhēng)，CHF開(kāi)始較高(甚至高于150 mm流道間距中相應(yīng)CHF)，隨后隨角度變化趨緩。在該區(qū)CHF相對(duì)增加量隨角度也逐漸降低。到近出口區(qū)(傾角約53～82°)，40 mm流道間距仍有一定阻塞，CHF仍較高；相對(duì)而言，90 mm流道間距在此區(qū)內(nèi)各CHF低于150 mm流道間距。

圖10 流道間距敏感性實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.10 Result of channel gap size sensitivity test

3) 阻力及自然循環(huán)流量影響

通過(guò)調(diào)節(jié)下水箱入口閥門(mén)開(kāi)度來(lái)模擬阻力特性及相應(yīng)流量變化，研究其對(duì)CHF的影響。圖11示出各次實(shí)驗(yàn)CHF結(jié)果?？煽吹剑谧枇εc流量變化范圍內(nèi)，其對(duì)CHF影響并不敏感。由CHF觸發(fā)機(jī)理可推測(cè)，只要流量尚不足以導(dǎo)致大汽塊失穩(wěn)破裂，近壁流動(dòng)結(jié)構(gòu)未發(fā)生顯著變化，則在一定流量變化范圍內(nèi)，其對(duì)CHF影響非常有限。

圖11 阻力敏感性實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.11 Result of flow resistance sensitivity test

4) 液位影響

液位一定程度上會(huì)影響自然循環(huán)流動(dòng)，也對(duì)當(dāng)?shù)仂o壓、過(guò)冷度等帶來(lái)影響，靜壓提高導(dǎo)致當(dāng)?shù)剡^(guò)冷度相對(duì)增大。實(shí)驗(yàn)中改變自然循環(huán)液位，實(shí)測(cè)其對(duì)CHF的敏感性影響。圖12示出了將液位由5.5 m提至6.5 m時(shí)實(shí)測(cè)CHF的相對(duì)變化?？煽吹?，液位增加使CHF總體上略提高，但提高并不顯著。

圖12 液位敏感性實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.12 Result of level sensitivity test

2.3 各因素對(duì)CHF的敏感性影響

綜合CHF各敏感性實(shí)驗(yàn)結(jié)果，以標(biāo)準(zhǔn)回歸系數(shù)(SRC)初步表征各因素對(duì)CHF的影響，通過(guò)標(biāo)準(zhǔn)化處理，消除各參數(shù)變化屬性差異影響，使其具有可比性。SRC反映各自變量對(duì)因變量影響的相對(duì)敏感度，其計(jì)算式為：

(9)

(10)

式中：Y為因變量(CHF)；Xi為第i個(gè)自變量(各因素)；βi為回歸方程系數(shù)。統(tǒng)計(jì)各因素對(duì)CHF的SRC，結(jié)果如圖13所示。

可看出，入口過(guò)冷度對(duì)CHF的影響最為顯著。入口過(guò)冷度的相對(duì)影響遠(yuǎn)大于液位、阻力(流量)、流道間距。此外，從圖13還可看出，流道間距對(duì)CHF影響呈負(fù)相關(guān)性，這是總體上的結(jié)果。事實(shí)上，40 mm流道間距CHF相對(duì)150 mm流道間距增強(qiáng)，但在90 mm流道間距一些區(qū)域內(nèi)CHF相對(duì)150 mm流道間距則是降低的。

圖13 各參數(shù)對(duì)CHF的標(biāo)準(zhǔn)回歸系數(shù)Fig.13 SRC of parameter to CHF

3 結(jié)論

在全高度一維實(shí)驗(yàn)裝置上進(jìn)行了自然循環(huán)ERVC條件下橢球形壓力容器下封頭外壁CHF實(shí)驗(yàn)，研究了入口過(guò)冷度、流道間距、阻力以及液位等因素對(duì)CHF的影響，主要結(jié)論如下。

1) CHF隨傾角的增加而逐漸增大。由于橢圓下封頭底部較扁平，流道后半段則傾角迅速增大，故在底部及中部CHF較低，且增長(zhǎng)緩慢；至高角度區(qū)增長(zhǎng)較快。

2) 入口過(guò)冷度對(duì)CHF影響較顯著，增大入口過(guò)冷度對(duì)有效提高CHF有利。

3) 液位變化對(duì)CHF影響較小，高液位下CHF有一定提高；阻力增大造成自然循環(huán)流量減小，但在一定范圍內(nèi)流量變化對(duì)CHF影響有限。

4) 流道間距對(duì)CHF影響較復(fù)雜，受當(dāng)?shù)貎上噙吔鐚雍穸扰c間距的相對(duì)大小，以及流道外側(cè)壁對(duì)兩相流動(dòng)約束情況的共同影響。

5) 諸因素對(duì)CHF影響的顯著性按由大到小排序?yàn)椋喝肟谶^(guò)冷度、液位、阻力。