核反應(yīng)堆熱工分析課設(shè)

1、目錄一、設(shè)計(jì)任務(wù)1二、課程設(shè)計(jì)要求2三、計(jì)算過(guò)程2四、程序設(shè)計(jì)框圖8五、代碼說(shuō)明書(shū)9六、熱工設(shè)計(jì)準(zhǔn)則和出錯(cuò)矯正10七、重要的核心程序代碼11八、計(jì)算結(jié)果及分析17一、 設(shè)計(jì)任務(wù) 某壓水反應(yīng)堆的冷卻劑及慢化劑都是水，用二氧化鈾作燃料，用Zr-4作包殼材料。燃料組件無(wú)盒壁，燃料元件為棒狀，正方形排列。已知下列參數(shù)： 系統(tǒng)壓力 15.8MPa 堆芯輸出功率 1820MW 冷卻劑總流量 32100t/h反應(yīng)堆進(jìn)口溫度 287 堆芯高度 3.66m 燃料組件數(shù) 121 燃料組件形式 17×17 每個(gè)組件燃料棒數(shù) 265 燃料包殼直徑 9.5mm 燃料包殼內(nèi)徑 8.36mm 燃料包殼厚度 0.5

2、7mm 燃料芯塊直徑 8.19mm 燃料棒間距（柵距） 12.6mm 芯塊密度 95%理論密度旁流系數(shù) 5% 燃料元件發(fā)熱占總發(fā)熱的份額 97.4% 徑向核熱管因子 1.35軸向核熱管因子 1.528 局部峰核熱管因子 1.11 交混因子 0.95 熱流量工程熱點(diǎn)因子 1.03 焓升工程熱管因子 1.085 堆芯入口局部阻力系數(shù) 0.75 堆芯出口局部阻力系數(shù) 1.0 堆芯定位隔架局部阻力系數(shù) 1.05 若將堆芯自上而下劃分為5個(gè)控制體，則其軸向歸一化功率分布如下表：堆芯軸向歸一化功率分布（軸向等分5個(gè)控制體） 自上而下控制體號(hào) 1 2 3 4 5 歸一化功率分布 0.48 1.02 1.50

3、 0.96 0.48 通過(guò)計(jì)算，得出 1.堆芯出口溫度； 2.燃料棒表面平均熱流及最大熱流密度，平均線(xiàn)功率，最大線(xiàn)功率； 3.熱管的焓，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(jì)算堆芯壓降；二、課程設(shè)計(jì)要求1設(shè)計(jì)時(shí)間為兩周；2獨(dú)立編制程序計(jì)算；3迭代誤差為0.1%；4計(jì)算機(jī)繪圖；5設(shè)計(jì)報(bào)告寫(xiě)作認(rèn)真，條理清楚，頁(yè)面整潔；6設(shè)計(jì)報(bào)告中要附源程序。三、計(jì)算過(guò)程目前，壓水核反應(yīng)堆的穩(wěn)態(tài)熱工設(shè)計(jì)準(zhǔn)則有： （1）燃料元件芯塊內(nèi)最高溫度應(yīng)低于其相應(yīng)燃耗下的熔化溫度。 目前，壓水堆大多采用UO2作為燃料。二氧化鈾的熔點(diǎn)約為2805

4、±15，經(jīng)輻照后，其熔點(diǎn)會(huì)有所降低。燃耗每增加104兆瓦·日/噸鈾，其熔點(diǎn)下降32。在通常所達(dá)到的燃耗深度下，熔點(diǎn)將降至2650左右。在穩(wěn)態(tài)熱工設(shè)計(jì)中，一般將燃料元件中心最高溫度限制在22002450之間。 （2）燃料元件外表面不允許發(fā)生沸騰臨界。 通常用臨界熱流密度比DNBR 來(lái)定量地表示這個(gè)限制條件。DNBR 是根據(jù)堆內(nèi)某處燃料元件周?chē)睦鋮s劑狀態(tài)使用專(zhuān)門(mén)的計(jì)算公式而得到的臨界熱流密度與該處燃料元件表面的實(shí)際熱流密度的比值。DNBR 隨堆芯通道的長(zhǎng)度是變化的，在整個(gè)堆芯內(nèi)，DNBR 的最小值稱(chēng)為最小DNBR，用MDNBR 或DNBRmin 表示。為了確保燃料元件不燒毀，

5、當(dāng)計(jì)算的最大熱功率下，MDNBR 不應(yīng)低于某一規(guī)定值。如果計(jì)算熱流密度的公式?jīng)]有誤差，則當(dāng)MDNBR=1 時(shí)，表示燃料元件表面要發(fā)生沸騰臨界。若該公式存在誤差，則MDNBR 就要大于1。例如，W-3 公式的誤差為23%，所以當(dāng)使用W-3 公式計(jì)算DNBR 時(shí)，就要求MDNBR 1.3。 （3）在穩(wěn)態(tài)額定工況下，要求在計(jì)算的最大熱功率下，不發(fā)生流動(dòng)不穩(wěn)定性。 對(duì)于壓水堆，只要在堆芯最熱通道出口附近冷卻劑中的含氣量不大于某一數(shù)值，就不會(huì)發(fā)生流動(dòng)不穩(wěn)定性。 （4）必須保證正常運(yùn)行工況下燃料元件和堆內(nèi)構(gòu)件能得到充分冷卻；在事故工況下能提供足夠的冷卻劑以排出堆芯余熱。本計(jì)算根據(jù)核反應(yīng)堆熱工分析課程設(shè)計(jì)指

6、導(dǎo)書(shū)中的計(jì)算提示，采用簡(jiǎn)單的C語(yǔ)言編程計(jì)算。將堆芯沿軸向劃分為五個(gè)等分控制體進(jìn)行計(jì)算以下是計(jì)算過(guò)程:3.1堆芯流體出口溫度（平均管） 按流體平均溫度以及壓力由表中查得。3.2燃料表面平均熱流密度 W/m2 式中為堆芯燃料棒的總傳熱面積 m2燃料棒表面最大熱流密度qmax w/m2燃料棒平均線(xiàn)功率 W/m燃料棒最大線(xiàn)功率 w/m3.3平均管的情況 平均管的流速V m/s式中，堆芯內(nèi)總流通面積 n0為燃料組件內(nèi)正方形排列時(shí)的每一排（列）的燃料元件數(shù)由壓力以及流體的平均溫度查表得到：3.4為簡(jiǎn)化計(jì)算起見(jiàn)，假定熱管內(nèi)的流體流速Vh和平均管的V相同。（實(shí)際上，應(yīng)該按照壓降相等來(lái)求。熱管內(nèi)的流體流速要小一

7、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 3.5熱管中的計(jì)算（按一個(gè)單元通道計(jì)算）（1）熱管中的流體溫度 （2） 第一個(gè)控制體出口處的包殼外壁溫度 式中：h(z)可以用來(lái)求。所以， 式中： 流體的k(z)、（z）和Pr數(shù)根據(jù)流體的壓力好溫度由表查得。（k= 傳熱系數(shù)）如果流體已經(jīng)達(dá)到過(guò)冷沸騰，用Jens-Lottes公式： 當(dāng)時(shí)，用前面的式子當(dāng)時(shí)，用（3） 第一個(gè)控制體出口處的包殼內(nèi)壁溫度 式中：Zr-4的 W/m. (4) 第一個(gè)控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度 （5） 第一個(gè)控制體出口處的UO2芯塊中心溫度用積分熱導(dǎo)求解的方法，即其他2個(gè)控制體的計(jì)算方法相同，重復(fù)上述

8、過(guò)程即可。3.6熱管中的用w-3公式計(jì)算，同樣對(duì)3個(gè)控制體都算3.7DNBR的計(jì)算 3.8計(jì)算熱管中的壓降3.9單相流體的摩擦壓降 式中： 單相流體加速壓降：?jiǎn)蜗嗔黧w提升壓降：局部壓降，出口： 進(jìn)口：定位格架出口壓降：其中，比容v按相應(yīng)的流體壓力和溫度，由表查得。開(kāi)始四、程序設(shè)計(jì)框圖讀輸入?yún)?shù)計(jì)算有關(guān)堆參數(shù)估算控制體出口溫度tf計(jì)算控制體出口溫度|1-tf|<0.001重估tf否計(jì)算該處含汽量是計(jì)算包殼外表面溫度根據(jù)W-3算臨界熱流包殼內(nèi)表面溫度芯塊表面溫度計(jì)算燒毀比芯塊中心溫度打印輸出值停機(jī)五、代碼說(shuō)明書(shū)本代碼主要由五個(gè)小部分組成。堆芯出口溫度計(jì)算、堆熱流量計(jì)算、堆平均參數(shù)計(jì)算、第一至

9、第六控制體各量計(jì)算、熱管的壓降計(jì)算。（1）堆芯出口溫度計(jì)算：此段根據(jù)任務(wù)書(shū)給出的基本參數(shù)和熱量與流量之間關(guān)系，運(yùn)用迭代的算法，求出堆芯的出口溫度。（2）堆熱流量計(jì)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(xiàn)功率和最大線(xiàn)功率。（3）堆平均參數(shù)計(jì)算：根據(jù)基本的尺寸，求出堆體的流通截面積和一個(gè)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)，再求出冷卻劑的流速。（4）第一至第五控制體的各量計(jì)算：因?yàn)槲鍌€(gè)控制體的計(jì)算過(guò)程類(lèi)似，這里只說(shuō)明第一個(gè)控制體的計(jì)算過(guò)程。在現(xiàn)有的參數(shù)下，根據(jù)熱流量與流量的關(guān)系

10、和迭代算法，求出該控制體的出口溫度。通過(guò)流通截面積與濕周的關(guān)系求出柵元的當(dāng)量直徑。再根據(jù)上面的溫度，查出對(duì)應(yīng)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(duì)流換熱系數(shù)。因?yàn)椴恢撎幍牧黧w狀態(tài)，分別用單相強(qiáng)迫對(duì)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(yùn)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(dǎo)熱問(wèn)題，根據(jù)間隙導(dǎo)熱模型，即可解出芯塊表面的溫度，根據(jù)內(nèi)熱源的導(dǎo)熱模型，依據(jù)積分熱導(dǎo)率與溫度的對(duì)應(yīng)關(guān)系和插值方法，解出芯塊中心的溫度。接下來(lái)依據(jù)冷卻劑的溫度，得出的控制體出口處的含汽量

11、。進(jìn)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(jì)算：熱管的壓降包括摩擦壓降、提升壓降、進(jìn)出口局部壓降、定位擱架出口壓降。摩擦壓降可由計(jì)算單相流的達(dá)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(yīng)的系數(shù)求得。最后各項(xiàng)相加得出熱管的總壓降。六、熱工設(shè)計(jì)準(zhǔn)則和出錯(cuò)矯正目前，壓水核反應(yīng)堆的穩(wěn)態(tài)熱工設(shè)計(jì)準(zhǔn)則有：（1）燃料元件芯塊內(nèi)最高溫度應(yīng)低于其相應(yīng)燃耗下的熔化溫度。目前，壓水堆大多采用UO2作為燃料。二氧化鈾的熔點(diǎn)約為2805 ±15，經(jīng)輻照后，其熔點(diǎn)會(huì)有所降低。燃耗每增加10

12、4兆瓦·日/噸鈾，其熔點(diǎn)下降32。在通常所達(dá)到的燃耗深度下，熔點(diǎn)將降至2650左右。在穩(wěn)態(tài)熱工設(shè)計(jì)中，一般將燃料元件中心最高溫度限制在22002450之間。（2）燃料元件外表面不允許發(fā)生沸騰臨界。通常用臨界熱流密度比DNBR 來(lái)定量地表示這個(gè)限制條件。DNBR 是根據(jù)堆內(nèi)某處燃料元件周?chē)睦鋮s劑狀態(tài)使用專(zhuān)門(mén)的計(jì)算公式而得到的臨界熱流密度與該處燃料元件表面的實(shí)際熱流密度的比值。DNBR 隨堆芯通道的長(zhǎng)度是變化的，在整個(gè)堆芯內(nèi)，DNBR 的最小值稱(chēng)為最小DNBR，用MDNBR 或DNBRmin 表示。為了確保燃料元件不燒毀，當(dāng)計(jì)算的最大熱功率下，MDNBR 不應(yīng)低于某一規(guī)定值。如果計(jì)算熱

13、流密度的公式?jīng)]有誤差，則當(dāng)MDNBR=1 時(shí)，表示燃料元件表面要發(fā)生沸騰臨界。若該公式存在誤差，則MDNBR 就要大于1。例如，W-3 公式的誤差為23%，所以當(dāng)使用W-3 公式計(jì)算DNBR 時(shí)，就要求MDNBR 1.3。（3）必須保證正常運(yùn)行工況下燃料元件和堆內(nèi)構(gòu)件能得到充分冷卻；在事故工況下能提供足夠的冷卻劑以排出堆芯余熱。（4）在穩(wěn)態(tài)額定工況下，要求在計(jì)算的最大熱功率下，不發(fā)生流動(dòng)不穩(wěn)定性。對(duì)于壓水堆，只要在堆芯最熱通道出口附近冷卻劑中的含氣量不大于某一數(shù)值，就不會(huì)發(fā)生流動(dòng)不穩(wěn)定性。在反應(yīng)堆內(nèi)，即使燃料元件的形狀、尺寸、密度和裂變物質(zhì)的濃縮度都相同，堆芯內(nèi)的中子通量分布也是不均勻的，再加

14、上堆芯內(nèi)存在控制棒，水隙、空泡及反射層的影響，中子通量的分布更是不均勻的。從而，堆芯內(nèi)的熱功率分布也是不均勻的。而燃料元件在加工、安裝及運(yùn)行中的各類(lèi)工程因素也能造成實(shí)際值與設(shè)計(jì)值之間產(chǎn)生偏差。為了表示有關(guān)的熱工參數(shù)的最大值偏離平均值（或名義值）的程度，引入了熱管因子的概念。分兩類(lèi)：核熱管因子和工程熱管因子。七、重要的核心程序代碼%流體堆芯出口溫度計(jì)算tfin=288;Fa=0.974;Nt=2895e+6;Wt=8916.667;b=0.05; tfout=342;e0=0.01 ;while e0>0.001 t0_=0.5*(tfout+tfin); Cp_=1000*(0.0400

15、6*(t0_-310)+5.7437); xi=tfin+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(jì)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(xiàn)功率qlmax=ql_*FqN*FqE %最大線(xiàn)功率%平均管情況B

16、=17;S=12.6e-3;dx=0.8e-3;Af=m*n*(S2-pi/4*dcs2)+m*4*B*S*dx; %總的流通截面積tf_=0.5*(tfout+tfin) %熱管平均溫度vf_=5.13e-6*(tf_-310)+0.0014189; pf_=1/vf_; %平均密度v=Wt*(1-b)/(Af*pf_); %平均流速Ab=S2-pi/4*dcs2; %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(jì)算e11=0.01;tf1=300;L1=3.66/6;fai1=0.80;while e11>0.001 t11_=0.5*(tf1+

17、tfin); Cp1_=1000*(0.02155*(t11_-290)+5.2428); x1i=tfin+q_*FRN*FDHE*FDHmE*pi*dcs*L1*fai1/(Wu*Cp1_); e11=(x1i-tf1)/tf1; tf1=x1i %求出該控制體出口處的溫度endDe=4*(S2-pi/4*dcs2)/(pi*dcs); %單元通道當(dāng)量直徑u1=944e-7;Pr1=0.85;k1=575.5e-3; %查得該溫度下的熱物性Re1=Wu*De/(Ab*u1);h1=0.023*Re10.8*Pr10.4*k1/De; %該處的對(duì)流換熱系數(shù)dtf11=q_*FRN*fai1*

18、FqE/h1; %單相強(qiáng)迫對(duì)流放熱公式算得的溫壓ts=346.310791;P=15.5;dtf12=25*(q_*FRN*fai1*FqE/106)0.25*exp(-P/6.2)+ts-tf1; %采用詹斯-洛特斯傳熱方程算得的過(guò)冷沸騰膜溫壓if dtf11<dtf12 %膜溫壓取兩個(gè)中較小值，算得包殼外表面溫度 tcs1=tf1+dtf11else tcs1=tf1+dtf12 enddci=8.60e-3;tci1=349;e12=0.01;while e12>0.001 t12_=0.5*(tci1+tcs1); kc1=0.0547*(1.8*t12_+32)+13.8

19、; yi=tcs1+ql_*FRN*fai1*FqE/(2*pi*kc1)*log(dcs/dci); e12=(yi-tci1)/yi; tci1=yi %采用迭代算法求得包殼內(nèi)表面溫度endhg=5678;du=8.19e-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;to1=(600-500)/(34.97-30.93)*(

20、to1_ku-30.93)+500 %根據(jù)積分熱導(dǎo)率圖表查得芯塊中心溫度p=15.8e+6;hfin=1273.59e+3;hfs=1650.54e+3;hgs=2584.84e+3;G=pf_*v*3600;h1=1296.4746e+3;x1=(h1-hfs)/(hgs-hfs); %該點(diǎn)含汽量qDNB1=3.154e6*(2.022-6.238e-8*p)+. %根據(jù)W-3公式計(jì)算出臨界熱流量 (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/106+1

21、.037)*. (1.157-0.869*x1)*. (0.2664+0.8357*exp(-124*De)*(0.8258+0.341e-6*(hfs-hfin)DNBR1=qDNB1/(q_*FRN*FqE*fai1) %計(jì)算燒毀比%第二控制體溫度計(jì)算fai2=1.50;L2=3.66/6;e21=0.01;tf2=310;while e21>0.001 t21_=0.5*(tf1+tf2); Cp2_=1000*(0.027625*(t21_-300)+5.4583); x2i=tf1+q_*FRN*FDHE*FDHmE*pi*dcs*L2*fai2/(Wu*Cp2_); e21=

22、(x2i-tf2)/tf2; tf2=x2i %求出該控制體出口處的溫度endDe=4*(S2-pi/4*dcs2)/(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*u2);h2=0.023*Re20.8*Pr20.4*k2/De; %該處的對(duì)流換熱系數(shù)dtf21=q_*FRN*fai2*FqE/h2; %單相強(qiáng)迫對(duì)流放熱公式算得的溫壓ts=346.310791;P=15.5;dtf22=25*(q_*FRN*fai2*FqE/106)0.25*exp(-P/6.2)+ts-tf2; %采用詹斯-洛特斯傳熱方程算得

23、的過(guò)冷沸騰膜溫壓if dtf21<dtf22 %膜溫壓取兩個(gè)中較小值，算得包殼外表面溫度 tcs2=tf2+dtf21else tcs2=tf2+dtf22enddci=8.60e-3;tci2=349;e22=0.01;while e22>0.001 t22_=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); 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;

24、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;to2=(1000-900)/(48.06-45.14)*(to2_ku-45.14)+900 %根據(jù)積分熱導(dǎo)率圖表查得芯塊中心溫度p=15.8e+6;hfin=1273.59e+3;hfs=1650.54e+3;hgs=2584.84e+3;G=pf_*v*3600;h2=1341.59

25、88e+3;x2=(h2-hfs)/(hgs-hfs); %該點(diǎn)含汽量qDNB2=3.154e6*(2.022-6.238e-8*p)+. %根據(jù)W-3公式計(jì)算出臨界熱流量 (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/106+1.037)*. (1.157-0.869*x2)*. (0.2664+0.8357*exp(-124*De)*(0.8258+0.341e-6*(hfs-hfin) DNBR2=qDNB2/(q_*FRN*FqE*fai2) %計(jì)

26、算燒毀比%第三控制體溫度計(jì)算fai3=0.70;L3=3.66/6;e31=0.01; tf3=320;while e31>0.001 t31_=0.5*(tf3+tf2); Cp3_=1000*(0.04006*(t31_-310)+5.7437); x3i=tf2+q_*FRN*FDHE*FDHmE*pi*dcs*L3*fai3/(Wu*Cp3_); e31=(x3i-tf3)/tf3; tf3=x3i %求出該控制體出口處的溫度endDe=4*(S2-pi/4*dcs2)/(pi*dcs);u3=869e-7;Pr3=1.01;k3=533e-3; %查得該溫度下的熱物性Re3=W

27、u*De/(Ab*u3);h3=0.023*Re30.8*Pr30.4*k3/De; %該處的對(duì)流換熱系數(shù)dtf31=q_*FRN*fai3*FqE/h3; %單相強(qiáng)迫對(duì)流放熱公式算得的溫壓ts=347.328;P=15.5;dtf32=25*(q_*FRN*fai3*FqE/106)0.25*exp(-P/6.2)+ts-tf3; %采用詹斯-洛特斯傳熱方程算得的過(guò)冷沸騰膜溫壓if dtf31<dtf32 %膜溫壓取兩個(gè)中較小值，算得包殼外表面溫度 tcs3=tf3+dtf31else tcs3=tf3+dtf32enddci=8.60e-3;tci3=349;e32=0.01;whi

28、le e32>0.001 t32_=0.5*(tci3+tcs3); kc3=0.0547*(1.8*t32_+32)+13.8; ai=tcs3+ql_*FRN*fai3*FqE/(2*pi*kc3)*log(dcs/dci); e32=(ai-tci3)/ai; tci3=ai %采用迭代算法求得包殼內(nèi)表面溫度endhg=5678;du=8.19e-3;tu3=tci3+ql_*FRN*FqE*fai3*2/(pi*(dci+du)*hg) %燃料芯塊表面溫度d3_ku=ql_*FRN*FqE*fai3/(4*pi*100);tu3_ku=(34.97-30.93)/(600-500

29、)*(tu3-500)+30.93;to3_ku=tu3_ku+d3_ku;to3=(1560-1405)/(61.95-58.4)*(to3_ku-58.4)+1405 %根據(jù)積分熱導(dǎo)率圖表查得芯塊中心溫度p=15.8e+6;hfin=1273.59e+3;hfs=1650.54e+3;hgs=2584.84e+3;G=pf_*v*3600;h3=1416.5e+3;x3=(h3-hfs)/(hgs-hfs); %該點(diǎn)含汽量qDNB3=3.154e6*(2.022-6.238e-8*p)+. %根據(jù)W-3公式計(jì)算出臨界熱流量 (0.1722-1.43e-8*p)*exp(18.177- 5.

30、987e-7*p)*x3)*. (0.1484-1.596*x3+0.1729*x3*abs(x3)*0.2049*G/106+1.037)*. (1.157-0.869*x3)*. (0.2664+0.8357*exp(-124*De)*(0.8258+0.341e-6*(hfs-hfin)DNBR3=qDNB3/(q_*FRN*FqE*fai3) %計(jì)算燒毀比%熱管中的壓降uf=889e-7;L=3.66;uw=825.7e-7; % uf為按主流平均溫度取值的流體的粘性系數(shù).uw為按照壁面溫度取值的流體的粘性系數(shù)。Re_=pf_*v*De/uf;f=0.3146/Re_0.25*(uw/

31、uf)0.6;%摩擦壓降 dPf=f*L*(G/3600)2*vf_/(2*De)%單相流體提升壓降計(jì)算g=9.8;Kout=1.0;Kin=0.75;Kgr=1.05;vfin=0.0013334;vfout=0.0016253;dPel=pf_*g*L%進(jìn)口局部壓降計(jì)算dPin=Kin*(G/3600)2*vfin/2%出口局部壓降計(jì)算dPout=Kout*(G/3600)2*vfout/2%定位擱架出口壓降計(jì)算dPgr=Kgr*(G/3600)2*(vfin+vfout)/2/2%總的壓降計(jì)算dP=dPf+dPel+dPin+dPout+dPgr八、計(jì)算結(jié)果及分析1.流體堆芯出口溫度tf

32、,out= 323.3156； 2.堆芯內(nèi)燃料棒的總傳熱面積F t =3.50256e+03 m2 ； 3.燃料棒表面平均熱流密度q= 5.0611e+05w/m2 ； 4.燃料棒表面最大熱流密度qmax= 1.0753e+06w/m2 ； 5.燃料棒平均線(xiàn)功率ql= 1.5105e+04w/m； 6.燃料棒最大線(xiàn)功率ql,max= 3.2093e+04w/m； 7.堆芯內(nèi)總流通面積Af= 2.9007m2 ； 8.平均管流速V=4.0757m/s； 9.單元通道內(nèi)流量Wu=0.2566Kg/s； 10. 單元通道面積Ab=8.7878e-5m2 11.第一控制體出口流體溫度tf,h（L1）=

33、291.4156； 12.第一控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h（L1）=302.8174； 13.第一控制體出口處的包殼內(nèi)壁溫tci,h(L1)= 307.1229； 14.第一控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度tu,h（L1）= 372.5749； 15.第一控制體出口處的UO2芯塊中心溫度to,h(L1)=552.3271； 16.熱管中的qDNB,h(L1)=5.5524e+6 w/m2 ； 17.DNBR(L1)=16.4370 18.第二控制體出口流體溫度tf,h（L2）=299.9065； 19.第二控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h（L2）=322.1467； 20.第二控制體

34、出口處的包殼內(nèi)壁溫tci,h(L2)= 330.5891； 21.第二控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度tu,h（L2）=461.4931；22.第二控制體出口處的UO2芯塊中心溫度to,h(L2)=903.3812；23.熱管中的qDNB,h(L2)=5.0732e+6w/m2 ；24.DNBR(L2)=7.5092 25.第三控制體出口流體溫度tf,h（L3）=313.2811； 26.第三控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h（L3）=348.2315； 27.第三控制體出口處的包殼內(nèi)壁溫tci,h(L3)=361.5972； 28.第三控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度tu,h（L3）=5

35、74.1519； 29.第三控制體出口處的UO2芯塊中心溫度to,h(L3)=1474.8； 30.熱管中的qDNB,h(L3)=4.3073e+6w/m2 ； 31.DNBR(L3)=3.923532.第四控制體出口流體溫度tf,h（L4）=332.9278；33.第四控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h（L4）=349.1277；34.第四控制體出口處的包殼內(nèi)壁溫tci,h(L4)=357.6001；35.第四控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度tu,h（L4）=496.6855；36.第四控制體出口處的UO2芯塊中心溫度to,h(L4)=992.1573；37.熱管中的qDNB,h(L4)=3.1221e+6w/m2 ；38.DNBR(L4)=4.349539.第五控制體出口流體溫度tf,h（L5）=