核反应堆热工分析课程设计报告书详细过程版本

课程设计报告

( 20 13 -- 2014 年度第二学期)

名称：核反应堆热工分析课程设计

题目：利用单通道模型进行反应堆稳态热工设计院系：核科学与工程学院

班级：实践核1101班

学号：1111440306

学生姓名：蒋佳

指导教师：王胜飞

设计周数：1周

成绩：

日期：2014 年 6 月19 日

一、课程设计的目的与要求

反应堆热工设计的任务就是要设计一个既安全可靠又经济的堆芯输热系统。对于反应堆热工设计，尤其是对动力堆，最基本的要求是安全。要求在整个寿期内能够长期稳定运行，并能适应启动、功率调节和停堆等功率变化，要保证在一般事故工况下堆芯不会遭到破坏，甚至在最严重的工况下，也要保证堆芯的放射性物质不扩散到周围环境中去。

在进行反应堆热工设计之前，首先要了解并确定的前提为：

（1）根据所设计堆的用途和特殊要求（如尺寸、重量等的限制）选定堆型，确定所用的核燃料、冷却剂、慢化剂和结构材料等的种类；

（2）反应堆的热功率、堆芯功率分布不均匀系数和水铀比允许的变化范围；

（3）燃料元件的形状、它在堆芯内的分布方式以及栅距允许变化的范围；

（4）二回路对一回路冷却剂热工参数的要求；

（5）冷却剂流过堆芯的流程以及堆芯进口处冷却剂流量的分配情况。

在设计反应堆冷却系统时，为了保证反应堆运行安全可靠，针对不同的堆型，预先规定了热工设计必须遵守的要求，这些要求通常就称为堆的热工设计准则。目前压水动力堆设计中所规定的稳态热工设计准则，一般有以下几点：

（1）燃料元件芯块内最高应低于其他相应燃耗下的熔化温度；

（2）燃料元件外表面不允许发生沸腾临界；

（3）必须保证正常运行工况下燃料元件和堆内构件得到充分冷却；在事故工况下能提供足够的冷却剂以排除堆芯余热；

（4）在稳态额定工况和可预计的瞬态运行工况中，不发生流动不稳定性。

在热工设计中，通常是通过平均通道（平均管）可以估算堆芯的总功率，而热通道（热管）则是堆芯中轴向功率最高的通道，通过它确定堆芯功率的上限，热点是堆芯中温度最高的点，代表堆芯热量密度最大的点，通过这个点来确定DNBR。

热工课程设计主要是为了培养学生综合运用反应堆热工分析课程和其它先修课程的理论和实际知识，树立正确的设计思想，培养分析和解决实际问题的能力。通过本课程设计，达到以下目的：

1、深入理解压水堆热工设计准则；

2、深入理解单通道模型的基本概念、基本原理。包括了平均通道（平均管）、热通道（热管）、热点等在反应堆设计中的应用；

3、掌握堆芯焓场的计算并求出体现在反应堆安全性的主要参数：烧毁比DNBR，最小烧毁比MDNBR，燃料元件中心温度及其最高温度，包壳表面温度及其最高温度等；

4、求出体现反应堆先进性的主要参数：堆芯流量功率比，堆芯功率密度，燃料元件平均热流密度（热通量），最大热流密度，冷却剂平均流速，冷却剂出口温度等；

5、掌握压降的计算；

6、掌握单相及沸腾时的传热计算。

7、理解单通道模型的编程方法。

课程设计要求：

1．设计时间为一周；

2．独立编制程序计算；

3．迭代误差为0.1%；

4．计算机绘图；

5．设计报告写作认真，条理清楚，页面整洁；

6．设计报告中要附源程序。

课程设计的考核方式：

1、报告一份；

2、计算程序及说明一份；

3、答辩。

二、设计任务（设计题目）

探求某情况下压水堆核电站对应的热工参数。

某压水反应堆的冷却剂和慢化剂都是水，用二氧化铀作燃料，Zr-4作燃料包壳材料。燃料组件无盒壁，燃料元件为棒状，正方形排列，已知参数如表一所示：

若将堆芯自下而上分为3个控制体，其轴向归一化功率分布见下表：

表一某压水反应堆的热工参数

通过计算，得出：

1. 堆芯流体出口温度；

2. 燃料棒表面平均热流密度以及最大热流密度，平均线功率，最大线功率；

3. 热管内的流体温度（或焓）、包壳表面温度、芯块中心温度随轴向的分布；

4. 包壳表面最高温度，芯块中心最高温度；

5. DNBR 在轴向上的变化；

6. 计算堆芯压降。

三、 设计正文（详细的计算过程、计算结果及分析）

1.计算过程

1.1堆芯流体出口温度（平均管）

,,..(1).f out f in

Fa Nt t t W Cp

?=+

- ℃

Cp 按流体平均温度,,1

()

2f f in f out t t t =+以及压力由表中查得。

1.2燃料表面平均热流密度q

./q Fa Nt F =总

W/m 2

式中F 总为堆芯燃料棒的总传热面积

=....

cs F m n d L π总 m 2

燃料棒表面最大热流密度q max

m a x q q ..N E

q q F F = w/m 2

燃料棒平均线功率l q

...

..cs l cs

q d L q q d L ππ=

= W/m

燃料棒最大线功率

,max

l q

,m a x ..N E

l l q q

q q F F = w/m

1.3平均管的情况

平均管的流速V

(1)..f

f

ef f f W W V A A ?ρρ-=

=

m/s

式中，堆芯内总流通面积

22000.(.)4(.)42f cs A m n n p d m n s πδ=???

?-+?????

???? n 0为燃料组件内正方形排列时的每一排（列）的燃料元件数

f

ρ由压力以及流体的平均温度f t

查表得到：1f f

V ρ=

1.4为简化计算起见，假定热管内的流体流速V h 和平均管的V 相同。（实际上，应该按照压降相等来求。热管内的流体流速要小一些）。则V h =V

同样，热管四根燃料元件组成的单元通道内的流量

(1)

h h

f

W W A A ?-=

2

24b cs

A S d π

=-

1.5热管中的计算（按一个单元通道计算）

（1）热管中的流体温度

.,()

,0

..(.)()N E E

z

R H H m cs f h z

f in z

h q F F F d t t z d W Cp

π???=+?

（2）第一个控制体出口处的包壳外壁温度

1,

()

,()

,()

c s h z f h z f

h z t t

θ

=+?

,()

..()

N E

q q f h z q F F t h z =+

,()

..().

()

N E

R q f h

z q F z F t h z ?=+

式中：h(z)可以用0.80.4

()0.023Re Pr ()e

h z D Nu k z ==来求。

所以，

0.80.4

()()0.023Re Pr .e k z h z D =

式中：

.R e .e h

e

b G D W D A μμ==

2

24()

44

cs b

e cs S d A D U

d

π

π-

=

=

流体的k(z)、μ（z ）和Pr 数根据流体的压力好温度由表查得。（k=λ 传热系数） 如果流体已经达到过冷沸腾，用Jens-Lottes 公式：

0.25

6.2

6..().25.

10p N

E R

q

w s q F z F t t e ???- ?????

-= ? ???

()

(

)()()()

2

,(

),()

,f h z w f h z w s s f h z

t

z t

t z t t t θ?=-=-+

-

()()

()

0.25

6.2

,6..25.10p N

E R

q

s f h z q F Z F e

t t ???

- ?????=+- ? ???

当

()

()

2

2

,,f h z f h z θθ??时，用前面的式子

当

()

()

2

2

,,f h z f h z θθ??时，用

()()

2

1

,,f h z f h z θθ??代替

（3）第一个控制体出口处的包壳内壁温度

()()(),,,t c i h z c s h z

c h z

t

θ

=+?

()()()

,...ln 2N E R q cs cs h z C ci q F F z d t k z d ?π??

=+

???

式中：Zr-4的

()

0.00547 1.83213.8

c c k t =??++ W/m.℃

(

)(

)()()

12

c c s

c i z

t z t z t

=

+

(4)第一个控制体出口处的UO 2芯块外表面温度

()

()(),,..2N E R q u h z ci h z ci u g

q F F Z t t d d h ?π=+

+

（5）第一个控制体出口处的UO 2芯块中心温度

用积分热导求解的方法，即

()

()()

()()

0,,0

..4h z u h z N E t t R q u u q F F Z k t dt k t dt ?π

=+

?

?

其他2个控制体的计算方法相同，重复上述过程即可。

1.6热管中的

()

,DNB h z q

用w-3公式计算，同样对3个控制体都算 1.7DNBR 的计算

()()

()()

,,...DNB h z DNB h z N E R q q q DNBR q z q F F z ?=

=

1.8计算热管中的压降 1.9单相流体的摩擦压降

2

2..

2

..

2f e e L V p f D L G v f D ρ?==

式中：

0.6

4

0.250.316..Re n

w w iso f f f f μμμμ????

??== ? ? ? ? ?

??????

单相流体加速压降：

单相流体提升压降：

....2in out

el p g L g L

ρρρ+?==

局部压降，出口：

2

222

out out out

out out

out

V G v p k k ρ?==

进口：

2

22

2

in in in

in in

in

V G v p k k ρ?==

定位格架出口压降：()2

2

1

222out in gr gr gr gr

G v v V p k k ρ+?==

其中，比容v 按相应的流体压力和温度，由表查得。

2.计算结果

1) 流体堆芯出口温度out f t ,= 344.0019℃；

2) 燃料棒表面平均热流密度q =8.0505e+005w ； 3) 燃料棒表面最大热流密度max q = 1.7105e+006w ； 4) 燃料棒平均线功率l q = 2.4027e+004w/m ； 5) 燃料棒最大线功率max ,l q = 5.1049e+004w/m ； 6) 热管平均温度f t =316.0009℃；

7) 第一控制体出口流体温度h f t ,（L1）=299.9305℃； 8) 第一控制体出口处的包壳外壁温h cs t ,（L1）=330.1578 ℃； 9) 第一控制体出口处的包壳内壁温h ci t ,(L1)= 338.8008℃；

10) 第一控制体出口处的芯块外表面温度h u t ,（L1）= 517.2810℃； 11) 第一控制体出口处的芯块中心温度h o t ,(L1)= 1.0629e+003℃； 12) 热管中的h DNB q ,(L1)=5.5524e+006w ； 13) DNBR(L1)= 6.2001

14) 第二控制体出口流体温度h f t ,（L2）=320.6601℃； 15) 第二控制体出口处的包壳外壁温h cs t ,（L2）=348.6468℃； 16) 第二控制体出口处的包壳内壁温h ci t ,(L2)=364.3162℃； 17) 第二控制体出口处的芯块外表面温度h u t ,（L2）=698.9667℃； 18) 第二控制体出口处的芯块中心温度h o t ,(L2)=2.0864e+003℃； 19) 热管中的h DNB q ,(L2)=5.0732e+006w ； 20) DNBR(L2)=3.0213

21) 第三控制体出口流体温度h f t ,（L3）=329.4185℃； 22) 第三控制体出口处的包壳外壁温h cs t ,（L3）=349.2588℃； 23) 第三控制体出口处的包壳内壁温h ci t ,(L3)=356.6231℃； 24) 第三控制体出口处的芯块外表面温度h u t ,（L3）=512.7934℃； 25) 第三控制体出口处的芯块中心温度(h o t ,L3)=1.0407e+003 ℃； 26) 热管中的h DNB q ,(L3)=4.3073e+006w ； 27) DNBR(L3)=5.4969

28) 单相流体的摩擦压降f P ?=2.3180e+004Pa 29) 单相流体加速压降a P ?=0Pa

30) 单相流体提升压降el P ?=2.4742e+004Pa 31) 堆芯出口局部压降out P ?=6.9301e+003Pa 32) 堆芯进口局部压降in P ?=4.2641e+003Pa 33) 定位格架出口压降gr P ?=6.6232e+003 Pa 34) 总的压降P ?=6.5739e+004Pa 3.计算结果分析

计算结果误差分析：由于采用的是W-3公式，并且基本没引入对应的修正因子。并且在计算物性时粗糙地采用了线性插值的方法，会带来了较大误差。但是算出的结果还是能客观反映出热管中各量的变化趋势的。 表2 临界热流与烧毁比的汇总表

表3 各温度的汇总表

单从表内数据看，DNBR 都小于1，芯块中心温度小于二氧化铀的熔点，所以理论上能够保证安全性。

四、课程设计总结或结论

本次课程设计笔者选择了一组随机的数据进行了计算，验证了该组数据在各个控制体内的安全性。

其中，参数的选取基本参照了大亚湾核电站的基本数据，但是做了一些修改。

一回路：

绝对压力：15.5MPa

压力容器进口温度（满功率）：292.7；

压力容器出口温度（满功率）：327.3；

平均温度（满功率）：310.0，平均温度随负荷在291.4到310之间

稳压器水位：20%到64%

二回路（满功率）：

蒸汽发生器入口给水：6.88MPa，226度；

蒸汽发生器产生的主蒸汽：6.71MPa，283度；

高压缸排气：0.783MPa，169.5度；

汽水分离再热器出口蒸汽（低压缸进汽）：0.747MPa，265度；

低压缸排气：7.5kPa，40.3度。

比如设计的压力容器进口温度为288度，比真实值略低，但实际计算出来后的平均温度更高。但堆内功率比大亚湾正常运行的核电站的功率更低。由此可以看出，维持更低的堆功率和进口温度不代表冷却剂平均温度和堆芯温度就一定更低。甚至相反的可能会取得更高的值。

所以，通过本次的参数计算，我们应该意识到反应堆热工分析是个复杂而连续的过程，每个参数都受到大量的常数参数的影响也具有很多的修正因子。我们不应该根据自己的常识来判断数据的变化情况，相反地我们应该随时坚持以数据计算为引导，以实验作为验证。仔细客观认真地分析堆内数据的变化，并且对堆内数据进行全程监控，防止堆内数据随时变化，对反应堆的危害性。

下面我们再对比性的展示一组数据。而这组数据和我们之前计算得到的数据的差异，在于以下数据的不同。系统压力P 是15.8MPa ，而我们计算取得系统压力为15.5MPa。堆芯输出功率Nt 1820MW，而我们计算取得输出功率为2895MW。反应堆进口温度f in 287℃，而我们计算取得进口温度为288℃。

在该组数据下可以得到下表4。

表4 临界热流与烧毁比的汇总表

表5 临界热流与烧毁比的汇总表

我们可以看出在系统压力更低和进口温度和功率更高的情况下，出现了临界热流密度都更低。DNBR也更低的现象。

这些都是在做完之后整理发现的，但是具体存在什么规律，在什么样的情况下参数的变化会引起其它参数怎么样的变化，我还没有时间仔细去调研和分析，但是这次的课程设计给我留下的更多感受还是很多事情只要敢于去调研去分析就一定会有收获，我们很容易发现一片森林，但是要知道这里为什么会有一片森林就很难。

即使在这次的课设中，我也遇到了程序上很多地方不会，调试的时候频繁出错等等现象。很多概念理解也不是很透彻。这些对于我来说都是当头棒喝，考试结束了从来就不意味着某一门学科的学习就结束了。其实很多问题特别是实际问题，远比课本的内容来的复杂和有趣。

穷天下之奥秘，上下求其索。我希望用更努力的态度来努力学习，弥补自己的不足，天行健，人无穷，探索无穷，学习无涯。

附录（设计流程图、程序、表格、数据等）

1、程序设计框图

|<0.001

2、代码说明书

本代码主要由五个小部分组成。堆芯出口温度计算、堆热流量计算、堆平均参数计算、第一至第六控制体各量计算、热管的压降计算。

（1）堆芯出口温度计算：

此段根据任务书给出的基本参数和热量与流量之间关系，运用迭代的算法，求出堆芯的出口温度。

（2）堆热流量计算：

先根据堆芯的输出功率和释热率以及总的传热面积，求出燃料元件表面平均热流量，再根据热管因子求出最大热流量。再求出平均线功率和最大线功率。

（3）堆平均参数计算：

根据基本的尺寸，求出堆体的流通截面积和一个栅元的流通截面积。然后再求出流经栅元的流量。依据上面的温度结果，查出热物性参数，再求出冷却剂的流速。

（4）第一至第六控制体的各量计算：

因为六个控制体的计算过程类似，这里只说明第一个控制体的计算过程。在现有的参数下，根据热流量与流量的关系和迭代算法，求出该控制体的出口温度。

通过流通截面积与湿周的关系求出栅元的当量直径。再根据上面的温度，查出对应的热物性参数由雷诺数与努尔数的关系，解出控制体出口处的对流换热系数。

因为不知该处的流体状态，分别用单相强迫对流放热公式和詹斯-洛特斯传热方程算出各自的膜温压，取较小的值加上出口处的流体温度即是包壳的外表面温度。

由包壳的外表面的温度再根据圆管的传热方程运用迭代算法解出包壳内表面的温度。芯块与包壳内表面之间的导热问题，根据间隙导热模型，即可解出芯块表面的温度，根据内热源的导热模型，依据积分热导率与温度的对应关系和插值方法，解出芯块中心的温度。接下来依据冷却剂的温度，得出的控制体出口处的含汽量。进而依据W-3公式求出该出的临界热流量，最后得出该出的烧毁比DNBR。

（5）热管的压降计算：

热管的压降包括摩擦压降、提升压降、进出口局部压降、定位搁架出口压降。摩擦压降可由计算单相流的达西（Darcy）公式算得。提升压降可由根据位置的变化算得，其中参数都取平均值。其余的压降根据形阻压降的基本公式再乘以相应的系数求得。最后各项相加得出热管的总压降。

3.热工设计准则和出错矫正

目前，压水核反应堆的稳态热工设计准则有：

（1）燃料元件芯块内最高温度应低于其相应燃耗下的熔化温度。

目前，压水堆大多采用UO2作为燃料。二氧化铀的熔点约为2805 ±15℃，经辐照后，其熔点会有所降低。燃耗每增加104兆瓦·日/吨铀，其熔点下降32℃。在通常所达到的燃耗深度下，熔点将降至2650℃左右。在稳态热工设计中，一般将燃料元件中心最高温度限制在2200～2450℃之间。

（2）燃料元件外表面不允许发生沸腾临界。

通常用临界热流密度比DNBR 来定量地表示这个限制条件。DNBR 是根据堆内某处燃料元件周围的冷却剂状态使用专门的计算公式而得到的临界热流密度与该处燃料元件表面的实际热流密度的比值。DNBR 随堆芯通道的长度是变化的，在整个堆芯内，DNBR 的最小值称为最小DNBR，用MDNBR 或DNBRmin 表示。为了确保燃料元件不烧毁，当计算的最大热功率下，MDNBR 不应低于某一规定值。如果计算热流密度的公式没有误差，则当MDNBR=1 时，表示燃料元件表面要发生沸腾临界。若该公式存在误差，则MDNBR 就要大于1。例如，W-3 公式的误差为23%，所以当使用W-3 公式计算DNBR 时，就要求MDNBR≥ 1.3。

（3）必须保证正常运行工况下燃料元件和堆内构件能得到充分冷却；在事故工况下能提供足够的冷却剂以排出堆芯余热。

（4）在稳态额定工况下，要求在计算的最大热功率下，不发生流动不稳定性。

对于压水堆，只要在堆芯最热通道出口附近冷却剂中的含气量不大于某一数值，就不会发生流动不稳定性。在反应堆内，即使燃料元件的形状、尺寸、密度和裂变物质的浓缩度都相同，堆芯内的中子通量分布也是不均匀的，再加上堆芯内存在控制棒，水隙、空泡及反射层的影响，中子通量的分布更是不均匀的。从而，堆芯内的热功率分布也是不均匀的。而燃料元件在加工、安装及运行中的各类工程因素也能造成实际值与设计值之间产生偏差。为了表示有关的热工参数的最大值偏离平均值（或名义值）的程度，引入了热管因子的概念。分两类：核热管因子和工程热管因子。

4.重要的核心程序代码

%流体堆芯出口温度计算

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*(0.04006*(t0_-310)+5.7437);

xi=tfin+Fa*Nt/(Wt*(1-b)*Cp_);

e0=(tfout-xi)/tfout;

tfout=xi %堆芯出口处温度

end

%热流密度计算

m=121;n=265;dcs=9.5e-3;L=3.66;

q_=Fa*Nt/(m*n*pi*dcs*L) %燃料元件表面平均热流量

FRN=1.35;FZN=1.528;FqN=FRN*FZN;FqE=1.03;FDHE=1.085;FDHmE=0.95;

qmax=q_*FqN*FqE %最大热流量

ql_=q_*pi*dcs %平均线功率

qlmax=ql_*FqN*FqE %最大线功率

%平均管情况

B=17;S=12.6e-3;dx=0.8e-3;

Af=m*n*(S^2-pi/4*dcs^2)+m*4*B*S*dx; %总的流通截面积

tf_=0.5*(tfout+tfin) %热管平均温度

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=S^2-pi/4*dcs^2; %单元流通截面积

Wu=Wt*(1-b)*Ab/Af; %单元截面流量

%第一控制体温度计算

e11=0.01;tf1=300;L1=3.66/6;fai1=0.80;

while e11>0.001

t11_=0.5*(tf1+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 %求出该控制体出口处的温度

end

De=4*(S^2-pi/4*dcs^2)/(pi*dcs); %单元通道当量直径

u1=944e-7;Pr1=0.85;k1=575.5e-3; %查得该温度下的热物性

Re1=Wu*De/(Ab*u1);

h1=0.023*Re1^0.8*Pr1^0.4*k1/De; %该处的对流换热系数

dtf11=q_*FRN*fai1*FqE/h1; %单相强迫对流放热公式算得的温压

ts=346.310791;P=15.5;

dtf12=25*(q_*FRN*fai1*FqE/10^6)^0.25*exp(-P/6.2)+ts-tf1; %采用詹斯-洛特斯传热方程算得的过冷沸腾膜温压

if dtf11

tcs1=tf1+dtf11

else

tcs1=tf1+dtf12

end

dci=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;

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壳内表面温度

end

hg=5678;du=8.19e-3;

tu1=tci1+ql_*FRN*FqE*fai1*2/(pi*(dci+du)*hg) %燃料芯块表面温度

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)*(to1_ku-30.93)+500 %根据积分热导率图表查得芯块中心温度

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); %该点含汽量

qDNB1=3.154e6*((2.022-6.238e-8*p)+... %根据W-3公式计算出临界热流量

(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/10^6+1.037)*...

(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) %计算烧毁比

%第二控制体温度计算

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=(x2i-tf2)/tf2;

tf2=x2i %求出该控制体出口处的温度

end

De=4*(S^2-pi/4*dcs^2)/(pi*dcs);

u2=919e-7;Pr2=0.91;k2=562e-3; %查得该温度下的热物性

Re2=Wu*De/(Ab*u2);

h2=0.023*Re2^0.8*Pr2^0.4*k2/De; %该处的对流换热系数

dtf21=q_*FRN*fai2*FqE/h2; %单相强迫对流放热公式算得的温压

ts=346.310791;P=15.5;

dtf22=25*(q_*FRN*fai2*FqE/10^6)^0.25*exp(-P/6.2)+ts-tf2; %采用詹斯-洛特斯传热方程算得的过冷沸腾膜温压

if dtf21

tcs2=tf2+dtf21

else

tcs2=tf2+dtf22

end

dci=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壳内表面温度

end

hg=5678;du=8.19e-3;

tu2=tci2+ql_*FRN*FqE*fai2*2/(pi*(dci+du)*hg) %燃料芯块表面温度

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 %根据积分热导率图表查得芯块中心温度

p=15.8e+6;hfin=1273.59e+3;hfs=1650.54e+3;hgs=2584.84e+3;G=pf_*v*3600;

h2=1341.5988e+3;x2=(h2-hfs)/(hgs-hfs); %该点含汽量

qDNB2=3.154e6*((2.022-6.238e-8*p)+... %根据W-3公式计算出临界热流量

(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/10^6+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) %计算烧毁比

%第三控制体温度计算

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 %求出该控制体出口处的温度

end

De=4*(S^2-pi/4*dcs^2)/(pi*dcs);

u3=869e-7;Pr3=1.01;k3=533e-3; %查得该温度下的热物性

Re3=Wu*De/(Ab*u3);

h3=0.023*Re3^0.8*Pr3^0.4*k3/De; %该处的对流换热系数

dtf31=q_*FRN*fai3*FqE/h3; %单相强迫对流放热公式算得的温压

ts=347.328;P=15.5;

dtf32=25*(q_*FRN*fai3*FqE/10^6)^0.25*exp(-P/6.2)+ts-tf3; %采用詹斯-洛特斯传热方程算得的过冷沸腾膜温压

if dtf31

tcs3=tf3+dtf31

else

tcs3=tf3+dtf32

end

dci=8.60e-3;tci3=349;e32=0.01;

while 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壳内表面温度

end

hg=5678;du=8.19e-3;

tu3=tci3+ql_*FRN*FqE*fai3*2/(pi*(dci+du)*hg) %燃料芯块表面温度

d3_ku=ql_*FRN*FqE*fai3/(4*pi*100);

tu3_ku=(34.97-30.93)/(600-500)*(tu3-500)+30.93;

to3_ku=tu3_ku+d3_ku;

to3=(1560-1405)/(61.95-58.4)*(to3_ku-58.4)+1405 %根据积分热导率图表查得芯块中心温度