大型先进压水堆非能动冷却水箱关键热工水力特性研究综述

陆道纲，张钰浩,*，李向宾，周世梁，曹 琼，隋丹婷，王 汉

(1.华北电力大学 核科学与工程学院，北京 102206；2.非能动核能安全技术北京市重点实验室，北京 102206)

第3代大型先进压水堆 AP1000、CAP1400、华龙一号等普遍设置非能动余热排出系统(PRHRS)，采用大容积高位水箱作为吸收余热的重要部件[1]。大容积水箱内设置非能动余热排出热交换器(PRHR HX)，能在事故工况下非能动地将反应堆堆芯或安全壳内热量排出；部分堆型设置自动降压系统(ADS)，通过高温高压蒸汽喷放冷凝，实现一回路快速降温、降压。在这一余热排出过程中，PRHR HX传热系数及ADS异形、多孔蒸汽喷放直接接触式冷凝速率直接决定余热排出效果。内置换料水箱(IRWST)在运行过程中呈现出复杂的气液两相热工水力现象，其关键科学问题主要包括：PRHR HX传热管壁面接触式单相、两相传热特性，以及ADS高温高压蒸汽喷放直接接触式冷凝传热、传质特性。

IRWST内的PRHR HX传热管壁面接触式单相、两相传热过程具有以下关键特点：1) PRHR HX为特殊C型结构，包括竖直段和上部、下部水平段，单相自然对流传热、过冷沸腾传热、池式沸腾传热等不同传热形式在不同管束区域可能同时存在并且互相影响，因此，不同管束区域、不同传热条件下管束传热特性，直接决定PRHR HX在不同运行工况下的传热能力，是该研究的关键科学问题之一；2) PRHR HX位于IRWST大空间的侧方区域，仅依靠自然循环非能动地排出堆芯余热，在大容积水箱内易形成明显的热分层现象，直接决定水箱内冷却水的有效利用率，也会影响PRHR HX不同管束区域的传热效果，是工程运行中需重点关注的现象，也具有重要的科学研究价值；3) 现有事故安全分析计算程序中，缺少针对PRHR HX特殊换热部件的专用传热理论及相适应的计算模型，大多采用经典传热关系式进行计算分析，但对于此类新型特殊部件的传热特性、设计安全裕度等尚未十分清楚，需进一步实验验证。

ADS 1～3级高温高压蒸汽在IRWST内的喷放直接接触式冷凝传热、传质过程具有以下特点：1) 喷洒器采用4组斜30°向下的多孔排列喷洒臂，多孔高温高压蒸汽喷放直接接触式冷凝工况下的蒸汽冷凝流型、喷放特征参数、冷凝传热系数等变化机理仍不明确，是重要科学问题之一；2) 喷洒器置于IRWST的一侧区域，局部区域冷凝引起的异形冷却水箱内的循环流动特性与变化规律仍不十分明确，并且特定条件下的热分层现象也会影响喷洒器附近的冷却水温度，进而影响蒸汽冷凝特性；3) 现有蒸汽喷放冷凝模型多基于单孔蒸汽喷放实验获得，而在实际工程应用中，尤其是AP1000/CAP1400 ADS喷洒器中，大多采用复杂结构的多孔喷洒器。因此，多孔复杂结构下蒸汽喷放冷凝传热传质模型开发与评估具有重要的工程应用价值，也是重要的科学问题。

可见，大型先进压水堆非能动冷却技术的发展，对于此类新型特殊部件——PRHR HX和ADS传热理论的建立与发展，提出了重大需求。近年来随着非能动安全系统工程需求和相关研究的兴起，国内外开展了一些针对非能动冷却水箱及其内置关键部件热工水力特性的相关研究，阐明其传热、传质机理，开发适用于第3代先进压水堆大容积水箱及其内置特殊设备的传热计算公式与理论模型，丰富了第3代先进压水堆大容积水箱的设计理论，也解决了实际工程问题，本文对相关研究综述分析。

1 PRHR HX传热研究

1.1 整体效应工程验证实验

国外针对AP600/1000非能动安全系统，进行了大型整体效应、分离效应实验研究，如APEX-600/1000、SPES-2、ROSA等，以满足美国核管理委员会(NRC)的审查要求。APEX-600/1000整体效应缩比实验研究[2]模拟AP600设计基准事故下反应堆冷却剂系统不同位置、不同破口尺寸的小破口失水事故(LOCA)下低压和长期冷却阶段非能动安全系统的热工水力特性及响应。其中，IRWST采用简化的椭圆形水箱进行模拟，采用88根C型传热管模拟PRHR HX运行特性。SPES-2非能动堆芯冷却系统综合实验台架[3]为全压、等高度整体效应系统实验，设置PRHRS模拟事故工况下反应堆一回路响应。ROSA[4-5]为全高度、全压力整体效应实验台架，包括两条实验回路，可模拟非能动堆芯冷却系统的堆芯补水箱、安注箱、IRWST、PRHR HX以及ADS等设备的事故响应过程及传热特性。我国为完成CAP1400非能动堆芯冷却系统实验验证，设计并建造了大型整体效应实验台架进行先进堆芯冷却机理实验(ACME)[6]，高度缩比比例为1/3，设计压力为9.2 MPa，台架系统包括反应堆冷却剂系统(RCS)主回路、非能动堆芯冷却系统(PXS)及其原型布置，能较好模拟反应堆主系统关键热工特性参数。此外，在先进沸水堆ABWR、ESBWR、SWR及先进重水堆AHWR设计中同样引入了余热排出大容积水池，在非能动余热排出方面具有重要作用，针对其传热特性也进行了相关理论、实验研究，包括普渡大学PUMA实验台架[7]、瑞士PSI建设的PANDA实验台架[8]等，用于相关非能动安全系统的设计验证。

以上整体效应大型实验台架能模拟反应堆运行过程中可能发生的主要事故序列和关键现象，重点关注反应堆系统在事故工况下的整体响应，但PRHR HX的换热过程仅作为事故序列的一部分，对其换热机理、关键局部现象的研究需要分离效应或机理实验研究进行补充。

1.2 分离效应机理实验

对于PRHR HX特殊C型管束在IRWST内的壁面接触式传热现象，影响因素多，传热机理较为复杂。西屋公司开展了PRHR HX分离效应全压、等高度实验[1]，采用3根竖直管模拟PRHR HX，采用等高度椭圆形水箱并设置导流板模拟二次侧自然循环冷却IRWST。但西屋公司三直管实验中采用直管代替原型中PRHR HX的C型管束，而忽略了水平管段的换热；在AP1000中，主要通过增加水平段的长度和换热管根数使PRHR HX的换热面积提高了22%，因此水平段及管束效应对换热的影响较大，在实际实验过程中应予以考虑。Chun和Kang[9]开展了PRHR HX传热管缩比实验，研究不同换热管管径、不同表面粗糙度、不同传热管方向(水平或竖直)等因素对换热管换热性能的影响。Chung等[10]通过7根中心对称的加热竖直管束模拟PRHR HX，研究传热管管束效应、水箱内温度分布、传热系数等影响因素，评价PRHR HX管束二次侧在自然对流情况下的经典传热关系式的适用性。

门启明[11]、周响等[12]设计了C型单管实验对PRHR HX C型单管一、二次侧传热行为进行实验研究，并将实验结果与传统经验关联式进行对比。李勇等[13]对PRHR HX运行初始阶段换热特性进行了实验研究，分析单相自然对流和核态沸腾在PRHR HX二次侧传热过程中的作用。另外，阎昌琪等[14-16]针对PRHR HX的特点，对不同管型(如光管、针翅管、绕丝针翅管等)、不同传热状态(如自然对流、过冷沸腾、池式沸腾等)进行了较为深入的机理实验研究，实验结果为现有PRHR HX的传热优化设计提供重要参考。但加热管或棒束机理实验多基于单独的水平、竖直管或棒束实验得到，获得的半经验公式受实验初始条件、缩比参数、试验工况等因素影响较大，实验数据对于AP1000/CAP1400特殊形状C型传热管束传热过程的适用性有待进一步研究。

与西屋公司细长空间内的传统PRHR三管束直管实验不同，Lu、Zhang等[17-20]采用多管束、与原型形式一致的C型换热器，更加真实地反映了PRHR HX在大空间内的传热特征。研究PRHR HX二次侧自然对流、池式沸腾阶段的热工水力学特性，包括PRHR HX管壁面接触式传热方式下，PRHR HX壁面热流密度、管束形状、初始水温等因素对传热效果的影响；对C型管束不同传热区域(水平、竖直管束)、不同传热阶段(单相、两相)的传热效果进行评价，并获取各运行工况下对应区域的传热系数(图1)，对现有经典加热管式传热关联式进行实验验证，考虑修正瑞利数、局部气泡联结、扰动、湍流影响、附加流速等综合因素的影响，修正原有经典传热关联式，精确反映C型热交换器的实际运行情况，进而开发一套针对大型先进压水堆特殊设计新型换热器的传热设计理论[21]。

PRHR HX缩比模型池式沸腾两相传热阶段实验结果表明，对于竖直管束，气泡在管束流道内联结、浮升的过程中搅混作用明显，且下部水平管束产生的部分流体、气泡在浮升过程中起到附加扰动作用，增强了竖直管束的平均传热系数，需同时考虑表面热流密度q″、传热管高度H及直径D的影响，推荐修正沸腾换热系数hb的计算关联式hb=0.02(q″)1.18(H/D)0.43；对于水平管束，下部水平管束为典型池式沸腾工况，Rohsenow经典池式沸腾传热公式能较好地预测该管束平均传热系数，但上部水平管束由于受到流体浮升、气泡扰动的附加影响，传热系数明显高于下部水平管束，推荐采用流动沸腾叠加模型中Chen经典传热关联式[24]形式h=Shnpb+Fhl，式中hnpb、hl分别为核态沸腾及局部自然对流换热系数，可近似采用下部水平管束池式沸腾、自然对流换热系数实验数据，系数S反映强制对流流动对核态沸腾的抑制程度，F反映核态沸腾对强制对流流动的加强程度，均基于PRHR HX机理实验数据得到对应系数与影响因素的函数关系[25]。

a——PRHR HX管束不同位置的平均传热系数；b——不同热流密度下PRHR HX瞬态温度与传热系数图1 PRHR HX关键传热特性部分实验结果Fig.1 Key experimental results on heat transfer characteristic of PRHR HX

基于上述PRHR HX换热特性研究，获得了PRHR HX在各种工况下的传热特性实验数据，揭示了PRHR HX特殊C型管束的传热特性与机理，开发了适用于特殊的C型PRHR HX传热管束的传热模型和相关传热理论[26]，为我国自主研发、具有自主知识产权的华龙一号、CAP1400非能动C型热交换器换热能力的校核计算提供了重要参考。

2 ADS高温高压蒸汽喷放直接接触式冷凝研究

国内外针对多孔蒸汽喷放冷凝现象开展的相关研究主要包括工程实验与机理研究两个方面。其中，工程实验主要用于验证蒸汽喷放系统或部件的冷却能力或结构强度能否满足设计要求；而机理研究则主要开展蒸汽喷放直接接触式冷凝(DCC)行为及特性研究。

2.1 ADS高温高压蒸汽喷放工程实验

工程实验方面，对于高温高压蒸汽通过ADS 1～3级喷洒器在IRWST内的直接接触式冷凝传热研究，美国西屋公司分别在APEX-600/1000台架和SPES-2台架上进行了整体效应实验。APEX-600/1000主要关注LOCA后低压下的长期冷却阶段RCS总体参数变化及响应；SPES-2作为全高度实验，将压力提高到了全压，参数范围较大。在以上整体效应实验台架中，ADS的蒸汽喷放过程均作为事故进程中的一部分，是泄压工况的关键环节，验证了ADS蒸汽喷放在事故序列中的重要作用，但整体效应实验对ADS喷放过程中的冷凝现象研究不够深入。

美国西屋公司在意大利国家新技术能源与环境委员会(ENEA)Casaccia研究中心VAPORE装置上开展了针对AP600的ADS 1～3级蒸汽喷放冷凝实验[1]。实验分为2个阶段：第1阶段研究喷放条件下喷洒器及IRWST结构动力学响应；第2阶段用于ADS阀门、管道和喷洒器的热工水力特性设计验证。韩国原子能研究院针对APR1400泄压系统开展了相关蒸汽喷放射流工程验证实验，Kim[27]研究了APR1400喷放过程中蒸汽冷凝、传热、压力变化特性，以及泄压水箱内整体热工参数变化；Cho等[28]模拟了蒸汽喷放流量、喷放时间、冷却水箱过冷度等参数对冷凝水池壁面压力振荡频率、振幅等参数的影响。Rassame等[29]基于先进沸水堆PUMA工程验证实验台架，研究LOCA工况下泄压水池内的整体热工水力特性，验证了蒸汽喷放泄压能力。吴广皓等[30]基于IRWST及ADS缩比实验，获取蒸汽喷放过程中冷却水箱内整体温度、自然循环分布特性，评估AP1000 ADS整体喷放冷却能力。

可见，现有工程实验主要用于验证蒸汽喷放冷凝系统、设备的设计是否满足工程应用要求，即冷却能力是否能保证足够的降压速率，蒸汽吸收份额等参数是否在设计限值之内等，而较少关注多孔蒸汽射流冷凝局部行为或微观机理。

2.2 ADS高温高压蒸汽喷放机理实验

1) 单孔蒸汽喷放DCC基本流型划分及冷凝微观机理

高温高压蒸汽喷放冷凝流型是区分不同传热、压力振荡形式及主要特征的重要划分依据。Simpson等[31]发现较低喷放质量流密度条件下，蒸汽喷放汽液界面会出现周期性的汽泡生成、发展、分离过程，存在明显的界面不稳定性和特定的传热、压力振荡特性。Chan和Lee[32]、Liang等[33]基于单孔蒸汽喷放DCC实验，发现蒸汽喷放冷凝过程中会出现不同的冷凝形式，并通过汽液界面形状的变化特征对各流型进行分类。另一方面，Aya等[34]基于蒸汽喷放DCC过程中的动力学参数，包括压力波、振荡频率、设备动压载荷变化规律，对喷放冷凝流型进行分类。Zhao等[35]结合DCC过程中汽液交界面变化特点和动力学特征，采用新的判定准则对不同的流型特性进行分类评估，但由于影响蒸汽冷凝的因素十分复杂，不同实验得到的流型边界仍存在一定差异。

目前国际上普遍接受的典型蒸汽喷放DCC流型划分方式包括轰振区(chugging, C)、轰振过渡区(transitional chugging, TC)、冷凝振荡区(condensation oscillation, CO)、汽泡冷凝振荡区(bubble condensation oscillation, BCO)、稳定冷凝区(stable condensation, SC)、交界面振荡冷凝区(interfacial oscillation condensation, IOC)以及不冷凝区(no apparent condensation, NC)，结合作者正在开展的双孔蒸汽喷放实验得到的冷凝流型[36]，将关键参数范围及对应的部分典型流型对比示于图2。

图2 蒸汽射流DCC典型冷凝流型图Fig.2 Typical condensation flow pattern of steam jet DCC process

蒸汽喷放DCC过程中的微观机理决定了不同流型主要特点：C流型区域，蒸汽质量流密度很低，蒸汽被迅速冷凝，冷却水间歇地进入喷孔内部，形成强烈波动的汽液交界面；随着喷放质量流密度的增加，冷却水不再进入喷孔内部，但仍存在蒸汽间歇性喷出与湮灭，即TC流型；在CO区，蒸汽在喷孔附近形成不稳定、不规则的波动界面；当喷放蒸汽质量流密度足够大，蒸汽喷放形成基本稳定的汽液交界面，即SC流型。此外，在低过冷度条件下，CO区蒸汽柱离开喷孔区域后，无法得到充分冷凝，从而形成大的不规则汽泡，转变为BCO流型；而SC区的稳定冷凝流型在高温下也无法保持稳定，形成IOC区；当冷却水池接近饱和温度，喷放蒸汽几乎无法被冷凝，即NC区。可见，不同流型条件下显示出不同的微观机理，其蒸汽喷放冷凝传热、压力振荡特性具有较为明显的差异，基于各研究者实验结果采用的不同流型图划分方式有一定区别，但流型仍是区分不同传热传质特性的重要依据。

2) 蒸汽喷放DCC传热特性及规律

目前针对单孔蒸汽喷放稳定冷凝SC流型下的传热特性研究较为充分，一般地，根据喷放质量流密度、冷却温度的不同，进一步将稳定冷凝过程细分为圆锥型、椭圆型、发散型；Wu等[37]通对喷嘴的特殊处理，将超声速蒸汽在过冷水中的凝结现象及流型分成6种：圆锥型、椭圆型、发散型、圆锥延伸型、椭圆延伸型、发散压缩型。稳定冷凝流型下，蒸汽喷放冷凝过程中可形成稳定的汽液交界面，关键特征参数包括蒸汽穿透长度L(或无量纲穿透长度l/de)、蒸汽膨胀率δ、冷凝换热系数h等；双孔喷放在特定条件下具有类似的特征参数。图3a[38]为典型单孔喷放特征参数，图3b为本文作者正在开展的双孔蒸汽喷放实验稳定冷凝流型及特征参数。

无量纲蒸汽喷放长度定义为蒸汽核心区内蒸汽喷放最大长度(l)和喷嘴内直径(de)的比值。Kerney等[39]基于单孔蒸汽喷放实验，首先提出了单孔蒸汽喷放无量纲长度的半经验表达式；Weimer等[40]、Chun等[41]进一步拓展了Kerney关联式的适用范围，并基于不同类型流体实验结果提出了修正无量纲长度关联式。如图4所示，Kim等[42]将蒸汽喷放无量纲长度实验与拟合结果及相关研究结果进行了对比，结果表明，蒸汽喷放穿透长度随冷却水温的升高而增大，随喷放质量流密度的增大而增大。

a——单孔喷放稳定冷凝流型(圆锥形)；b——双孔喷放流型图3 蒸汽喷放DCC稳定冷凝流型特征参数Fig.3 Characteristic parameter of steady condensation flow pattern for steam ejection DCC process

图4 蒸汽喷放无量纲穿透长度变化对比Fig.4 Comparison of dimensionless steam jet lengths

蒸汽喷放冷凝汽羽温度分布与蒸汽冷凝流型、蒸汽喷放质量流密度G、冷却温度等影响因素密切相关。如图5所示，Kim等[43]基于实验研究不同冷凝条件下蒸汽汽羽区域内温度分布特性与规律，Song等[38]在总结上述研究基础上发现当冷凝流型为圆锥型时，汽羽区域内的流体温度随轴向距离的增大而降低，但当流型为椭圆型时，温度变化较为复杂：轴向温度先减小后增大，在汽羽扩展至最大膨胀率位置处出现温度峰值，然后随着轴向距离的增加，汽羽温度再次逐渐降低至与冷却流体接近的温度，此外，各种流型下，过冷水温度越低，汽液混合区温度变化越快。

3) 蒸汽喷放冷凝换热系数

Chun等[41]建立汽液间冷凝平衡微分方程，结合实验数据拟合得到蒸汽喷放稳定冷凝换热系数半经验关联式，定量证明了蒸汽DCC过程具有非常高的换热能力；Kim等[43]基于湍流强度界面输运模型、界面更新模型和剪切应力模型，描述单孔蒸汽喷放冷凝特性；韩国原子能研究院Kim[27]、Song等[38]基于APR1400蒸汽泄压系统开展了蒸汽喷放冷凝研究，评价不同外部边界条件(质量流密度、冷却水温度等)对冷凝换热系数的影响，并推荐了相关单孔喷放冷凝参数计算半经验关联式。Chong等[44]、Wu等[45]研究了单孔蒸汽音速、超音速喷放条件下，蒸汽汽羽在不同膨胀率(1.04～2.2)、不同无量纲穿透长度(2.86～14.6)范围内的半经验关联式，计算对应冷凝换热系数范围。

针对蒸汽喷放不稳定冷凝传热研究较少，Simpson等[31]分别考虑不稳定冷凝过程中汽泡生成与分离瞬态过程，计算不稳定冷凝条件下的平均换热系数，发现汽泡微观传热、波动行为直接影响传热与压力振荡特性，即二者存在机理上的内在关联和强耦合特性；Fukuda等[46]开展单孔蒸汽喷放实验，观察到明显的蒸汽喷射与瞬时冷凝湮灭现象，推荐不稳定冷凝条件下换热系数经验关联式；Li等[47]基于POOLEX实验，开发了C流型区域内的有效热源和有效动量源模型，考虑汽泡间歇性冷凝过程中的积分效应；Zhang等[48]基于蒸汽冷凝能量守恒建立集总参数模型，评估ADS低质量流密度条件下多孔、异形喷洒器蒸汽喷放冷凝换热系数范围。表1列出主要蒸汽喷放DCC研究获得的换热关联式及对应关键参数范围。

a——圆锥型流型条件；b——椭圆型流型条件图5 蒸汽冷凝汽羽区域内轴向温度分布[38]Fig.5 Axial temperature profile in steam cavity[38]

作者关键参数范围经验关联式换热系数/(MW·m-2·K-1)Kerney等[39]稳定冷凝,Tw=301～358 K,G0=332～2 050 kg/(m2·s)l/de=0.258 8B-1(G/Gm)0.5Weimer[40]稳定冷凝,Tw=297～356 K,G0=332～2 050 kg/(m2·s)l/de=10.29B-0.801(G/Gm)0.713/(ρx/ρs)0.384Chun等[41]稳定冷凝,Tw=289～360 K,G0=200～1 500 kg/(m2·s)h=1.358 3cpGmB0.040 5(G0/Gm)0.371 41.0～3.5Kim等[43]稳定冷凝,Tw=308～353 K,G0=250～1 188 kg/(m2·s)h=1.445 3cpGmB0.035 87(G/Gm)0.133 151.24～2.05Wu等[45]稳定冷凝,Tw=293～343 K,G0=298～723 kg/(m2·s)h=0.150 3(kfcpνfρg14-2η)0.5G0.75eG0.25mB0.3(paps)0.10.63～3.44Simpson等[31]不稳定冷凝,Tw=298～338 K,G0=147.2～333 kg/(m2·s)h=hbtb+hntntb+tn0.15～1.16Fukuda等[46]不稳定冷凝,Tw=283～363 K,G0=25～100 kg/(m2·s)h=43.78λlde(dGρlνl)0.9cplΔTL0.1～1Zhang等[48]不稳定冷凝,多孔,Tw=321～358 KG0=32.2～96.5 kg/(m2·s)h=Wg(Hs-Hf)Ac(Ts-Tf)0.08～2.9

a——多孔蒸汽喷放流型；b——喷洒器区域瞬态水温变化图6 ADS 1～3级多孔喷洒器喷放冷凝热工结果[48]Fig.6 Results of thermal parameters in ADS 1-3 multi-hole sparger[48]

2.3 多孔蒸汽喷放冷凝

在上述研究基础上，Li等[49]针对大容积蒸汽喷放冷凝开展了比例分析理论研究，张钰浩[25]、吴广皓等[30]针对IRWST内关键部件ADS喷洒器复杂结构、多孔喷放形式下的高温高压蒸汽直接接触式冷凝现象开展IRWST&ADS分离效应缩比实验研究，获得了IRWST内冷却流型、温度场、速度场分布特性以及ADS蒸汽喷放条件下的蒸汽冷凝传热特性，对不同喷放阶段的流型、流速、空泡份额等关键热工参数进行了可视化测量与定量分析(图6)。由于蒸汽喷放冷凝过程中的传热系数受到喷放流量、喷放流型、蒸汽-水接触面积等多种因素影响，针对ADS 1～3级原型缩比喷洒器复杂结构、多喷孔情况下的喷放冷凝传热系数计算，在喷孔处建立简化的“集总蒸汽冷凝模型”[48]，基于热平衡方程h=Wg(Hs-Hf)/Ac(Ts-Tf)，实现了异形、多孔复杂喷放条件下集总换热系数计算，评估多孔蒸汽喷放传热系数范围为0.08～2.9 MW/(m2·K)，与对应的单孔蒸汽喷放冷凝研究[41-42]得到的换热系数接近。对AP1000/CAP1400原型喷放工况下IRWST在ADS喷放过程中的冷凝能力提供了重要参考，具有重要的工程应用价值。

3 结论及展望

本文对大型先进压水堆冷却水箱及其内置的关键部件——PRHR HX、ADS喷洒器的热工水力特性研究进行综述，主要结论如下：

1) 对于PRHR HX传热管壁面接触式传热，分析其特殊C型管束在单相自然对流、两相沸腾条件下的研究现状，评估现有经典传热模型以及改进经验关联式的适用性；

2) 对于ADS 1～3级高温高压蒸汽在IRWST内的喷放直接接触式冷凝传热、传质过程，综合分析其喷放冷凝流型、冷凝特征参数、冷凝换热系数等，明确其传热、传质机理，并对异形、多孔复杂喷放条件下蒸汽喷放传热特性进行评价。

基于现有研究分析，大型先进压水堆非能动冷却水箱内关键热工水力特性进一步研究方向或科学/工程命题可包括PRHR HX自然循环条件下一、二次侧耦合传热特性，PRHR HX强化传热机理研究及工程应用，多孔高温高压蒸汽喷放冷凝微观机理研究与模型开发，高温高压蒸汽喷放冷凝过程中的压力振荡与传热特性耦合机制研究，IRWST内置关键部件专用传热、传质模型开发与评估等，通过开展上述研究，将进一步丰富第3代先进压水堆大容积水箱的设计理论，具有重要的工程应用价值和科学研究意义。