熱工水力課程設(shè)計講解

1、熱工水力課程設(shè)計報告姓名：學號：專業(yè)：核工程與核技術(shù)指導老師：一、熱工水力設(shè)計概述反應堆熱工設(shè)計的任務(wù)就是要設(shè)計一個既安全可靠又經(jīng)濟的堆芯輸熱系統(tǒng)。 對于反應堆熱工設(shè)計，尤其是對動力堆，最基本的要求是安全。要求在整個壽期 內(nèi)能夠長期穩(wěn)定運行，并能適應啟動、功率調(diào)節(jié)和停堆等功率變化，要保證在一 般事故工況下堆芯不會遭到破壞， 甚至在最嚴重的工況下，也要保證堆芯的放射 性物質(zhì)不擴散到周圍環(huán)境中去。要使反應堆安全，對于堆芯設(shè)計的要求有：1堆芯功率分布應盡量均勻，以便使堆芯鈾最大的功率輸出2盡量減少堆內(nèi)不必要的 中子吸收材料，以提高中子經(jīng)濟性 3有最佳的冷卻劑流量分配和最小的流 動阻 力。反應堆熱工設(shè)

2、計的涉及面很廣，它不但與反應堆本體的其他方面諸如堆物 理、堆結(jié)構(gòu)、堆材料和堆控制等的設(shè)計有關(guān)，而且還和一、二回路系統(tǒng)的設(shè)計有 著密切的聯(lián)系。反應堆熱工設(shè)計所要解決的具體問題， 就是要在堆型和進行熱工 所必須的條件已定的前提下，通過一系列的熱工水力計算和一、二回路熱工參數(shù) 最優(yōu)選擇，確定在額定功率下為滿足反應堆安全要求所必須的堆芯燃料元件的總 傳熱面積、燃料元件的幾何尺寸以及冷卻劑的流速（流量）、溫度和壓力等，使 堆芯在熱工方面具有較高的技術(shù)經(jīng)濟指標。在進行反應堆熱工設(shè)計之前，首先要了解并確定的前提為：（1）根據(jù)所設(shè)計堆的用途和特殊要求 （如尺寸、重量等的限制）選定堆型， 確定所用的核燃料、冷卻

3、劑、慢化劑和結(jié)構(gòu)材料等的種類；（2）反應堆的熱功率、堆芯功率分布不均勻系數(shù)和水鈾比允許的變化范圍；（3）燃料元件的形狀、它在堆芯內(nèi)的分布方式以及柵距允許變化的范圍；（4）二回路對一回路冷卻劑熱工參數(shù)的要求；（5）冷卻劑流過堆芯的流程以及堆芯進口處冷卻劑流量的分配情況。在設(shè)計反應堆冷卻系統(tǒng)時，為了保證反應堆運行安全可靠，針對不同的堆型， 預先規(guī)定了熱工設(shè)計必須遵守的要求，這些要求通常就稱為堆的熱工設(shè)計準則， 反應堆在整個運行壽期內(nèi)，不論是處于穩(wěn)態(tài)工況，還是處于預期的事故工況，它 的熱工參數(shù)都必須滿足這個熱工設(shè)計準則。堆的熱工設(shè)計準則，不但是堆的熱工 設(shè)計依據(jù)，而且也是安全保護系統(tǒng)設(shè)計的原始條件；

4、 除此之外，它還是制定安全 運行規(guī)程的出發(fā)點。熱工設(shè)計準則的內(nèi)容，不但隨堆型而不同，而且隨著科學技 術(shù)的發(fā)展、堆設(shè)計與運行經(jīng)驗的積累以及堆用材料性能和加工工藝的改進而變 化。以壓水動力堆為例，目前壓水動力堆設(shè)計中所規(guī)定的穩(wěn)態(tài)熱工設(shè)計準則，一般有以下幾點：（1 ）燃料元件芯塊內(nèi)最高應低于其他相應燃耗下的熔化溫度；（2）燃料元件外表面不允許發(fā)生沸騰臨界；（3）必須保證正常運行工況下燃料元件和堆內(nèi)構(gòu)件得到充分冷卻；在事故 工況下能提供足夠的冷卻劑以排除堆芯余熱；（4）在穩(wěn)態(tài)額定工況和可預計的瞬態(tài)運行工況中，不發(fā)生流動不穩(wěn)定性。在熱工設(shè)計中，通常是通過平均通道（平均管）可以估算堆芯的總功率，而 熱通道

5、（熱管）則是堆芯中軸向功率最高的通道，通過它確定堆芯功率的上限， 熱點是堆芯中溫度最高的點，代表堆芯熱量密度最大的點，通過這個點來確定DNBR二、設(shè)計目的通過本課程設(shè)計，達到以下目的：1、深入理解壓水堆熱工設(shè)計準則；2、深入理解単通道模型的基本概念、 基本原理。包括了平均通道（平均管）、 熱通道（熱管）、熱點等在反應堆設(shè)計中的應用；3、掌握堆芯焓場的計算并求出體現(xiàn)在反應堆安全性的主要參數(shù)：燒毀比 DNBR，最小燒毀比MDNBR，燃料元件中心溫度及其最高溫度，包殼表面溫度 及其最高溫度等；4、求出體現(xiàn)反應堆先進性的主要參數(shù)：堆芯流量功率比，堆芯功率密度， 燃料元件平均熱流密度（熱通量），最大熱流

6、密度，冷卻劑平均流速，冷卻劑出 口溫度等；5、通過本課程設(shè)計，掌握壓水堆熱工校核的具體工具；6掌握壓降的計算；7、掌握單相及沸騰時的傳熱計算。三、設(shè)計任務(wù)某壓水反應堆的冷卻劑和慢化劑都是水， 用二氧化鈾作燃料，Zr-4作燃料包 殼材料。燃料組件無盒壁，燃料元件為棒狀，正方形排列，已知以下參數(shù)：系統(tǒng)壓力P堆芯輸出個功率Nt 冷卻劑總流量W 反應堆進口溫度fin 堆芯高度L 燃料組件數(shù)m 燃料組件形式no x no 每個組件燃料棒數(shù)n 燃料包殼外徑des 燃料包殼內(nèi)徑dci 燃料包殼厚度S c 燃料芯塊直徑du 燃料棒間距（柵距）s 兩個組件間的水隙SUO芯塊密度g15.8MPa1820MW321

7、00t/h287C3.66m12117 x 172659.5mm8.60mm0.57mm8.19mm12.6mm0.8mm95%理論密度燃料兀件發(fā)熱占總發(fā)熱的份額FaF N徑向熱管因子Fr97.4%1.35f_n軸向熱管因子Z1.528局部峰核熱管因子FlN1.11熱流量核熱點因子NN N NFq二 Fr Fz Fl2.29流量工程熱點因子FqE1.03焓升工程熱管因子Fh （未計入交混因子）1.0850.95焓升核熱管因子F幾1.35堆芯入口局部阻力系數(shù)Kin0.75堆芯出口局部阻力系數(shù)Kout1.0堆芯定位隔架局部阻力系數(shù)Kgr1.05將堆芯自下而上分為3個控制體，其軸向歸一化功率分布見下

8、表:表一 堆芯歸一化功率分布（軸向等分 3個控制體）自下而上控制體123歸一化功率分布（z）0.801.500.70通過計算，得出：1、堆芯流體出口溫度；2、燃料棒表面平均熱量密度以及最大熱量密度， 平均線功率，最大線功率;3、管內(nèi)的流體溫度（或焓）、包殼表面溫度、芯塊中心溫度隨軸向的分布；4、包殼表面最高溫度，芯塊中心最高溫度；5、DNBR在軸向上的變化；6計算芯塊壓降。四、熱工設(shè)計的作用熱工設(shè)計在整個反應堆設(shè)計過程中，起主導作用和橋梁作用五、熱工設(shè)計的方法單通道模型：是熱工水力設(shè)計中所采用的一種比較簡單的模型。 用單通道模 型編制的計算機程序在設(shè)計時通常采用二根通道：一根為名義通道，它的所

9、有參數(shù)均為名義值，另一根為熱通道，將所有不利因子均加在熱通道上， 它是堆芯的 極限通道。通道之間不考慮質(zhì)量、能量和動量交換，最多只能考慮熱通道中因阻 力增大而使其流量再分配和因交混效應而使熱通道中冷卻劑焓值下降兩種機理。六、計算過程、計算結(jié)果及分析（一）計算過程1、堆芯流體出口溫度（平均管）t f ,outf ,inFa .NtW .(1 - ).Cptf （tf ,in t f ,out ）CP按流體平均溫度2以及壓力由表中查得。2、燃料表面平均熱流密度qq = Fa.Nt / F總2W/m2式中F總為堆芯燃料棒的總傳熱面積F總=m n 二.dcs L .燃料棒表面最大熱流密度qmaxqm

10、a q.F qF qm2w/m2燃料棒平均線功率qiq.dcs Lq.二.dcsW/m燃料棒最大線功率ql,maxN Ew/mql .Fq . Fq3、平均管的情況平均管的流速Vm/s式中，堆芯內(nèi)總流通面積4(n.s)Af 0.(no.n。)no為燃料組件內(nèi)正方形排列時的每一排（列）的燃料元件數(shù)：f由壓力以及流體的平均溫度tf查表得到:1Vf4、為簡化計算起見，假定熱管內(nèi)的流體流速 Vh和平均管的V相同 應該按照壓降相等來求。熱管內(nèi)的流體流速要小一些）。則Vh=V同樣，熱管四根燃料元件組成的單元通道內(nèi)的流量（實際上,2 兀 2Ab = Sdes45、熱管中的計算（按一個單元通道計算）（1）熱管

11、中的流體溫度t= tqFR *Fh F.H.m dcstf，hz）fin， WCp（2）第一個控制體出口處的包殼外壁溫度tc s hz0(z)dzit h ztf ,hN Eq.Fq .Fq )h(z)二 tf,h zq.FRN / z FqEh(z)h( z) De0.80.4Nu = = 0.023Re Pr式中：h(z)可以用k(z)來求。所以,式中:h(z23Ref 0罟De4 AbU2 応 24(Sdcs)4n dcs流體的k(z)、卩(z)和Pr數(shù)根據(jù)流體的壓力好溫度由表查得。(k= X傳熱系數(shù)) 如果流體已經(jīng)達到過冷沸騰，用 Jen s-Lottes公式：=25聽-zFq106包

12、日 f,h(z)=t (wZ - tf h z= twZ - t sq.Fj. Z FqE0-25106-_P.e 6-2 tts f,h zA 0當 f ,h z 2時，用前面的式子、e當(3)第一個控制體出口處的包殼內(nèi)壁溫度tc j h z t ,c sf,hz2 八8 f，h(z2 時，用 X f，h(z2 代替包日 f，h(z+cs,h zq-FRN FqE(z)dcslnIda丿kc = 0.00547 漢(1.8 漢 tc +32)+13.8式中：Zr-4的ccW/m. C1tc z = 2 ts Z citz(4)第一個控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度tu,h zq.FRNFq

13、EZ+ci,hz d d 兀業(yè)h g2 g(5)第一個控制體出口處的UO2芯塊中心溫度 用積分熱導求解的方法，即ku t dt q.FRNFqE. Zt0,h ztu ,h z0 ku t dt =04其他2個控制體的計算方法相同，重復上述過程即可。6、熱管中的qDNB,h z用w-3公式計算，同樣對3個控制體都算7、DNBR的計算DNBRqDNB,h zqDNB,h z8、計算熱管中的壓降9、單相流體的摩擦壓降Pff丄WDe 2G2v / 2式中:iso -Re0.25wlf單相流體加速壓降:單相流體提升壓降:Pel =.g.L 二p + p in out2gL局部壓降，出口:Pout 二V

14、 2out out koutoutG 2vut2Pinkinkin G2V進口:定位格架出口壓降:gr2P Vgrkgr2 1G - VoUtVin其中，比容V按相應的流體壓力和溫度，由表查得。(二) 計算結(jié)果1. 流體堆芯出口溫度tf,out = 322.8410 C；2. 堆芯內(nèi)燃料棒的總傳熱面積Ft =3.502561 m2 ;3. 燃料棒表面平均熱流密度 q = 5.0611e+005w/ ;4. 燃料棒表面最大熱流密度qmax= 1.0753e+006w/ ;5. 燃料棒平均線功率 =1.5105e+004 w/m;6. 燃料棒最大線功率qi,max = 3.2093e+004 w/

15、m ;7. 熱管平均溫度tf = 304.92057. 堆芯內(nèi)總流通面積Af =2.913469韋；8. 平均管流速V=4.2984m/s；9. 單元通道內(nèi)流量Wu =0.254987Kg/s ;10. 單元通道面積代=0.000083韋11. 第一控制體出口流體溫度tf,h ( L1) =294.2464 C；12. 第一控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h ( L1) = 313.0159 C；13. 第一控制體出口處的包殼內(nèi)壁溫 tci,h(L1)= 318.5447 C；14. 第一控制體出口處的芯塊外表面溫度tu,h (L1) =430.7499 C；15. 第一控制體出口處的芯塊中心

16、溫度to,h(L1)= 758.1536 C；16. 熱管中的 qDNB,h(L1)= 5.6045e+006w/ ;17. DNBR(L1)=9.954718. 第二控制體出口流體溫度tf,h ( L2) =307.2239 C；19. 第二控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h ( L2) =341.5471 T；20. 第二控制體出口處的包殼內(nèi)壁溫 td,h (L2)= 351.6197 C；21. 第二控制體出口處的芯塊外表面溫度 tu,h (L2) =561.9783 C；22. 第二控制體出口處的芯塊中心溫度 to,h (L2)= 1367.7 C；23. 熱管中的 qDNB,h(L2

17、)= 5.1188e+006 w/ ;24. DNBR(L2)= 4.849125. 第三控制體出口流體溫度tf,h ( L3) =313.0365 C；26. 第三控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h ( L3) =328.5267 C；27. 第三控制體出口處的包殼內(nèi)壁溫 tci,h (L3)=333.2888 C；28. 第三控制體出口處的芯塊外表面溫度tu,h( L3)= 431.4684 C；29. 第三控制體出口處的芯塊中心溫度 (to,h L3)= 595.5546 C；30. 熱管中的 qDNB,h(L3)= 4.3427e+006w/ ；31. DNBR(L3)= 8.8156

18、32. 單相流體的摩擦壓降Pf = 2.1877e+004 Pa33. 單相流體加速壓降 Pa =0 Pa34. 單相流體提升壓降：Pe嚴 2.5718e+004 Pa35. 堆芯出口局部壓降Pout =6.9616e+003 Pa36. 堆芯進口局部壓降Pin = 4.3900e+003 Pa37. 定位格架出口壓降.Pgr =6.7279e+003 Pa38. 總的壓降 P=6.5674e+004 Pa(三) 計算結(jié)果分析計算結(jié)果誤差分析：由于采用的是 W-3公式，且該設(shè)計中的給出參數(shù)與該公式的適用范圍有些偏差，且在計算物性時粗糙地采用了線性插值的方法，更是帶來了較大誤差。但是其算出的結(jié)果

19、還是能客觀反映出熱管中各量的變化趨勢的。表2臨界熱流與燒毀比的匯總表項目臨界熱流x 10A6w/mA2DNBR1L5.60459.95472L5.11884.84913L4.34278.8156表2各溫度的匯總表項目控制體出口溫度包殼外表面溫度包殼內(nèi)表面溫度芯塊表面溫度芯塊中心溫度1L294.2464313.0159318.5447430.7499758.15362L307.2239341.5471351.6197561.97831367.73L313.0365328.5267333.2888431.4684595.5546熱管的焓、包殼表面溫度、芯塊中心溫度隋軸向的分布如下熱管的熔沿軸向分布

20、（線性功牽4000350000O35O623包殼外表而溫度沿軸向的分布55350345334303523513O13053-塑柬B慨眼坯6235色殼內(nèi)表面溫度沿軸向的分布0 5 0 52 4 O2 z 2 Z _慳哩|0喂駅115225335燃料芯塊表面溫麥沿釉向的分布一嵌媚B聚戀楫燃料芯塊中心溫度沿軸向的分布Dr舊R沿軸向變化11.522 533 5計算得到包殼外表面殼最高溫度tcs,max=346.31079Cx=1.83m包殼內(nèi)表面最高溫度tci,max = 349 Cx=1.83m燃料中心最高溫度tu,max = 1491.1 Cx=1.83m最小 DNBR=3.1568x=2.46m

21、堆芯軸向功率余弦分布七、程序1程序設(shè)計框圖2、代碼說明書本代碼主要由三個小部分組成。 堆芯出口溫度計算、堆熱流量計算、堆平均 參數(shù)計算、第一至第三控制體各量計算、熱管的壓降計算。（1）堆芯出口溫度計算：此段根據(jù)任務(wù)書給出的基本參數(shù)和熱量與流量之間關(guān)系，運用迭代的算法， 求出堆芯的出口溫度。（2）堆熱流量計算：先根據(jù)堆芯的輸出功率和釋熱率以及總的傳熱面積，求出燃料元件表面平均 熱流量，再根據(jù)熱管因子求出最大熱流量。再求出平均線功率和最大線功率。（3）堆平均參數(shù)計算：根據(jù)基本的尺寸，求出堆體的流通截面積和一個柵元的流通截面積。 然后再 求出流經(jīng)柵元的流量。依據(jù)上面的溫度結(jié)果，查出熱物性參數(shù)，再求出

22、冷卻劑的 流速。（4）第一至第三控制體的各量計算：因為三個控制體的計算過程類似，這里只說明第一個控制體的計算過程。 在 現(xiàn)有的參數(shù)下，根據(jù)熱流量與流量的關(guān)系和迭代算法，求出該控制體的出口溫度。 通過流通截面積與濕周的關(guān)系求出柵元的當量直徑。再根據(jù)上面的溫度，查出對應的熱物性參數(shù)由雷諾數(shù)與努爾數(shù)的關(guān)系，解出控制體出口處的對流換熱系數(shù)。 因為不知該處的流體狀態(tài)，分別用單相強迫對流放熱公式和詹斯-洛特斯傳熱方 程算出各自的膜溫壓，取較小的值加上出口處的流體溫度即是包殼的外表面溫 度。由包殼的外表面的溫度再根據(jù)圓管的傳熱方程運用迭代算法解出包殼內(nèi)表面的 溫度。芯塊與包殼內(nèi)表面之間的導熱問題， 根據(jù)間隙

23、導熱模型，即可解出芯塊表 面的溫度，根據(jù)內(nèi)熱源的導熱模型，依據(jù)積分熱導率與溫度的對應關(guān)系和插值方 法，解出芯塊中心的溫度。接下來依據(jù)冷卻劑的溫度，得出的控制體出口處的含 汽量。進而依據(jù) W-3公式求出該出的臨界熱流量，最后得出該出的燒毀比 DNBR（5）熱管的壓降計算：熱管的壓降包括摩擦壓降、提升壓降、進出口局部壓降、定位擱架出口壓降。 摩擦壓降可由計算單相流的達西（Darcy ）公式算得。提升壓降可由根據(jù)位置的變化算得，其中參數(shù)都取平均值。其余的壓降根據(jù)形阻壓降的基本公式再乘以相 應的系數(shù)求得。最后各項相加得出熱管的總壓降。八、課程設(shè)計小結(jié)在做這個課程設(shè)計的過程中需要不斷的查閱核反應堆熱工分

24、析這本書，在查閱資料的過程中不斷地溫習起熱工分析的內(nèi)容并加深對熱工分析的理解，在公式的查找和應用中核電站的安全和經(jīng)濟運行有了更直觀的認識。本次課程設(shè)計要求掌握MATLAB勺使用方法，數(shù)據(jù)對，在計算的過程中容易出現(xiàn)錯誤，程序代 碼的編寫優(yōu)為主要，很多數(shù)據(jù)都需要查表，綜合性很強。九、參考資料核反應堆熱工分析，于平安著，上海交通大學出版社十、程序代碼%流體堆芯出口溫度計算tfin=287;Fa=0.974;Nt=1820e+6;Wt=9055.56;b=0.05;tfout=322;e0=0.01 ;while e00.001t0_=0.5*(tfout+tfi n);Cp_=1000*(0.026

25、5*(t0_-300)+5.63);xi=tfi n+Fa*Nt/(Wt*(1-b)*Cp_);e0=(tfout-xi) /tfout;tfout=xi %堆芯出口處溫度end%熱流密度計算m=121; n=265;dcs=9.5e-3;L=3.66;q_=Fa*Nt/(m* n*pi*dcs*L) % 燃料元件表面平均熱流量FRN=1.35;FZN=1.528;FqN=FRN*FZN;FqE=1.03;FDHE=1.085;FDHmE=0.95; qmax=q_*FqN*FqE %最大熱流量ql_=q_*pi*dcs %平均線功率qlmax=ql_*FqN*FqE % 最大線功率%平均管情

26、況B=17;S=12.6e-3;dx=0.8e-3;Af=m* n*(SA2-pi/4*dcsA2)+m*4*B*S*dx; % 總的流通截面積 tf_=0.5*(tfout+tfi n) %熱管平均溫度vf_=4.2e-6*(tf_-300)+0.001374;pf_=1/vf_; % 平均密度v=Wt*(1-b)/(Af*pf_); %平均流速Ab=SA2-pi/4*dcsA2; % 單元流通截面積Wu=Wt*(1-b)*Ab/Af; % 單元截面流量%第一控制體溫度計算el 仁0.01;tf1=300;L1=3.66/6;fai 仁0.80;while e110.001t11_=0.5*

27、(tf1+tfi n);Cp1_=1000*(0.0269*(t11_-280)+5.068);x1i=tfi n+q_*FRN*FDHE*FDHmE*pi*dcs*L1*fai1/(Wu*Cp1_);el 仁(x1i-tf1)/tf1;tf1=x1i %求出該控制體出口處的溫度end單元通道當量直徑查得該溫度下的熱物性De=4*(SA2-pi/4*dcsA2)/(pi*dcs); %u1=944e-7;Pr 仁0.85;k1=575.5e-3; %Re1=Wu*De/(Ab*u1);h1=0.023*Re1A0.8*Pr1A0.4*k1/De; %該處的對流換熱系數(shù)dtf11=q_*FRN*

28、fai1*FqE/h1; %單相強迫對流放熱公式算得的溫壓ts=346.310791;P=15.8;dtf12=25*(q_*FRN*fai1*FqE/10A6)A0.25*exp(-P/6.2)+ts-tf1; %采用詹斯-洛特斯傳熱方程算得的過冷沸騰膜溫壓if dtf110.001t12_=0.5*(tci1+tcs1);kc1=0.0547*(1.8*t12_+32)+13.8;yi=tcs1+ql_*FRN*fai1*FqE/(2*pi*kc1)*log(dcs/dci);e12=(yi-tci1)/yi;tci仁yi %采用迭代算法求得包殼內(nèi)表面溫度endhg=5678;du=8.1

29、9e-3;tu1=tci1+ql_*FRN*FqE*fai1*2/(pi*(dci+du)*hg) %燃料芯塊表面溫度d1_ku=ql_*FRN*FqE*fai1/(4*pi*100); tu1_ku=(26.42-21.32)/(400-300)*(tu1-300)+21.32;to1_ku=tu1_ku+d1_ku;to仁(600-500)/(34.97-30.93)*(to1_ku-30.93)+500 %根據(jù)積分熱導率圖表查得芯塊中心溫度p=15.8e+6;hfi n=1273.59e+3;hfs=1650.54e+3;hgs=2584.84e+3;G=pf_*v*3600;h仁 12

30、96.4746e+3;x1=(h1-hfs)/(hgs-hfs); %該點含汽量qDNB仁3.154e6*(2.022-6.238e-8*p)+. % 根據(jù) W-3公式計算出臨界熱(0.1722-1.43e-8*p)*exp(18.177- 5.987e-7*p)*x1)*.(0.1484-1.596*x1+0.1729*x1*abs(x1)*0.2049*G/10A6+1.037)*.(1.157-0.869*x1)*.(0.2664+0.8357*exp(-124*De)*(0.8258+0.341e-6*(hfs-hfi n)DNBR1=qDNB1/(q_*FRN*FqE*fai1) %

31、計算燒毀比%第二控制體溫度計算fai2=1.50;L2=3.66/6;e21=0.01;tf2=310;while e210.001t21_=0.5*(tf1+tf2);Cp2_=1000*(0.0265*(t21_-300)+5.63);x2i=tf1+q_*FRN*FDHE*FDHmE*pi*dcs*L2*fai2/(Wu*Cp2_);e21=(x2i-tf2)/tf2;tf2=x2i %求出該控制體出口處的溫度endDe=4*(SA2-pi/4*dcsA2)/(pi*dcs);u2=919e-7;Pr2=0.91;k2=562e-3; %查得該溫度下的熱物性Re2=Wu*De/(Ab*u

32、2);h2=0.023*Re2A0.8*Pr2A0.4*k2/De; %該處的對流換熱系數(shù)dtf2仁q_*FRN*fai2*FqE/h2; %單相強迫對流放熱公式算得的溫壓 ts=346.310791;P=15.8;dtf22=25*(q_*FRN*fai2*FqE/10A6)A0.25*exp(-P/6.2)+ts-tf2; %采用詹斯-洛特斯傳熱方程算得的過冷沸騰膜溫壓if dtf210.001t22_=0.5*(tci2+tcs2);kc2=0.0547*(1.8*t22_+32)+13.8;zi=tcs2+ql_*FRN*fai2*FqE/(2*pi*kc2)*log(dcs/dci)

33、;e22=( zi-tci2)/zi;tci2=zi %采用迭代算法求得包殼內(nèi)表面溫度endhg=5678;du=8.19e-3;tu2=tci2+ql_*FRN*FqE*fai2*2/(pi*(dci+du)*hg) %燃料芯塊表面溫度d2_ku=ql_*FRN*FqE*fai2/(4*pi*100);tu2_ku=(30.93-26.42)/(500-400)*(tu2-400)+26.42;to2_ku=tu2_ku+d2_ku;根據(jù)積分熱導率to2=(1000-900)/(48.06-45.14)*(to2_ku-45.14)+900 %圖表查得芯塊中心溫度p=15.8e+6;hfi

34、n=1273.59e+3;hfs=1650.54e+3;hgs=2584.84e+3;G=pf_*v*3600;h2=1341.5988e+3;x2=(h2-hfs)/(hgs-hfs); % 該點含汽量qDNB2=3.154e6*(2.022-6.238e-8*p)+. % 根據(jù) W-3公式計算出臨界熱(0.1722-1.43e-8*p)*exp(18.177- 5.987e-7*p)*x2)*.(0.1484-1.596*x2+0.1729*x2*abs(x2)*0.2049*G/10A6+1.037)*. (1.157-0.869*x2)*.(0.2664+0.8357*exp(-124

35、*De)*(0.8258+0.341e-6*(hfs-hfi n)DNBR2=qDNB2/(q_*FRN*FqE*fai2) % 計算燒毀比%第三控制體溫度計算fai3=0.70;L3=3.66/6;e31=0.01; tf3=315;while e310.001t31_=0.5*(tf3+tf2);Cp3_=1000*(0.0265*(t31_-300)+5.63);x3i=tf2+q_*FRN*FDHE*FDHmE*pi*dcs*L3*fa i3/(Wu*Cp3_); e31=(x3i-tf3)/tf3;tf3=x3i % 求出該控制體出口處的溫度endDe=4*(SA2-pi/4*dcsA2)/(pi*dcs);u3=869e-7;Pr3=1.01;k3=533e-3; %查得該溫度下的熱物性Re3=Wu*De/(Ab*u3);h3=0.023*Re3A0.8*Pr3A0.4*k3/De; %該處的對流換熱系數(shù)dtf31=q_*FRN*fai3*FqE/h3; % 單相強迫對流放熱公式算得的溫壓 ts=347.328;P=15.8;dtf32=25*(q_*FRN*fai3*FqE/1