热工水力课程设计讲解.docx
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热工水力课程设计讲解
热工水力课程设计报告
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学号：
专业：
核工程与核技术
指导老师：
一、热工水力设计概述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。
要使反应堆安全，对于堆芯设计的要求有：
1堆芯功率分布应尽量均匀，以便使堆芯铀最大的功率输出2尽量减少堆内不必要的中子吸收材料，以提高中子经济性3有最佳的冷却剂流量分配和最小的流动阻力。
反应堆热工设计的涉及面很广，它不但与反应堆本体的其他方面诸如堆物理、堆结构、堆材料和堆控制等的设计有关，而且还和一、二回路系统的设计有着密切的联系。
反应堆热工设计所要解决的具体问题，就是要在堆型和进行热工所必须的条件已定的前提下，通过一系列的热工水力计算和一、二回路热工参数最优选择，确定在额定功率下为满足反应堆安全要求所必须的堆芯燃料元件的总传热面积、燃料元件的几何尺寸以及冷却剂的流速（流量）、温度和压力等，使堆芯在热工方面具有较高的技术经济指标。
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，反应堆在整个运行寿期内，不论是处于稳态工况，还是处于预期的事故工况，它的热工参数都必须满足这个热工设计准则。
堆的热工设计准则，不但是堆的热工设计依据，而且也是安全保护系统设计的原始条件；除此之外，它还是制定安全运行规程的出发点。
热工设计准则的内容，不但随堆型而不同，而且随着科学技术的发展、堆设计与运行经验的积累以及堆用材料性能和加工工艺的改进而变化。
以压水动力堆为例，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
二、设计目的
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、深入理解単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、通过本课程设计，掌握压水堆热工校核的具体工具；
6、掌握压降的计算；
7、掌握单相及沸腾时的传热计算。
三、设计任务
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，已知以下参数：
堆芯定位隔架局部阻力系数Kgr1.05
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：
表一堆芯归一化功率分布（轴向等分3个控制体）
自下而上控制体
1
2
3
归一化功率分布（z）
0.80
1.50
0.70
通过计算，得出：
1、堆芯流体出口温度；
2、燃料棒表面平均热量密度以及最大热量密度，平均线功率，最大线功率；
3、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、计算芯块压降。
四、热工设计的作用热工设计在整个反应堆设计过程中，起主导作用和桥梁作用
五、热工设计的方法
单通道模型：
是热工水力设计中所采用的一种比较简单的模型。
用单通道模型编制的计算机程序在设计时通常采用二根通道：
一根为名义通道，它的所有参数均为名义值，另一根为热通道，将所有不利因子均加在热通道上，它是堆芯的极限通道。
通道之间不考虑质量、能量和动量交换，最多只能考虑热通道中因阻力增大而使其流量再分配和因交混效应而使热通道中冷却剂焓值下降两种机理。
六、计算过程、计算结果及分析
（一）计算过程
1、堆芯流体出口温度（平均管）
tf（tf,intf,out）
Cp按流体平均温度2以及压力由表中查得。
2、燃料表面平均热流密度q
式中F总为堆芯燃料棒的总传热面积
燃料棒平均线功率ql
W/m
燃料棒最大线功率ql,max
3、平均管的情况
平均管的流速V
WefW
（1）
Af.fAf.f
m/s
式中，堆芯内总流通面积
Afm.（n0.n0）
22p4dcs
4（n0.s）
n0为燃料组件内正方形排列时的每一排（列）的燃料元件数
f由压力以及流体的平均温度tf查表得到：
1
Vf
实际上，
4、为简化计算起见，假定热管内的流体流速Vh和平均管的V相同应该按照压降相等来求。
热管内的流体流速要小一些）。
则Vh=V同样，热管四根燃料元件组成的单元通道内的流量
Wh
W
（1）A
AfAh
22
AbSdcs
4
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
ttq.FR.F（HF.H.m）dcs
tf,h（z）tfin,WhCp
（2）第一个控制体出口处的包壳外壁温度
tc,sh（
z
0（z）dz
z）t
f,h（z）
1f,h（z）
tf,h
（z
NE
q.FqN.FqE）h（z）
tf,h（z
q.FRN.z（F）q.E
h（z）
h（z）De0.80.4
Nue0.023Re0.8Pr0.4式中：
h（z）可以用k（z）来求。
所以，
式中：
h（z）0.023Re0.8Pr0..k4D（ze）
De
4Ab
U
22
4（S2dc2s）
4
dcs
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：
当
（3）第一个控制体出口处的包壳内壁温度
tc,ihzt,cs
4其他2个控制体的计算方法相同，重复上述过程即可。
6、热管中的qDNB,hz
用w-3公式计算，同样对3个控制体都算
7、DNBR的计算
DNBR
qDNB,hz
qDNB,hz
qz
q.FRN.FqE.z
8、计算热管中的压降
9、单相流体的摩擦压降
f.L.V2De2
.G2v
.2
式中：
iso
wn
w
f
0.3164w
Re0.25
单相流体加速压降：
单相流体提升压降：
pel
.g.L
inout
2
.g.L
pout
V2
outout
kout
局部压降，出口：
out
G2vout
2
pin
kin
inVin2
kinG2vin
进口：
定位格架出口压降：
pgrk
gr
2
grVgr
2
kgr
21
G22voutvin
2
其中，比容v按相应的流体压力和温度，由表查得。
二）计算结果
1.流体堆芯出口温度tf,out=322.8410℃；
2.堆芯内燃料棒的总传热面积Ft=3.502561m2；
3.燃料棒表面平均热流密度q=5.0611e+005w/；
4.燃料棒表面最大热流密度qmax=1.0753e+006w/；
5.燃料棒平均线功率ql=1.5105e+004w/m；
6.燃料棒最大线功率ql,max=3.2093e+004w/m；
7.热管平均温度tf=304.9205
7.堆芯内总流通面积Af=2.913469m2；
8.平均管流速V=4.2984m/s；
9.单元通道内流量Wu=0.254987Kg/s；
10.单元通道面积Ab=0.000083m2
11.第一控制体出口流体温度tf,h（L1）=294.2464℃；
12.第一控制体出口处的包壳外壁温tcs,h（L1）=313.0159℃；
13.第一控制体出口处的包壳内壁温tci,h（L1）=318.5447℃；
14.第一控制体出口处的芯块外表面温度tu,h（L1）=430.7499℃；
15.第一控制体出口处的芯块中心温度to,h（L1）=758.1536℃；
16.热管中的qDNB,h（L1）=5.6045e+006w/；
17.DNBR（L1）=9.9547
18.第二控制体出口流体温度tf,h（L2）=307.2239℃；
19.第二控制体出口处的包壳外壁温tcs,h（L2）=341.5471℃；
20.第二控制体出口处的包壳内壁温tci,h（L2）=351.6197℃；
21.第二控制体出口处的芯块外表面温度tu,h（L2）=561.9783℃；
22.第二控制体出口处的芯块中心温度to,h（L2）=1367.7℃；
23.热管中的qDNB,h（L2）=5.1188e+006w/；
24.DNBR（L2）=4.8491
25.第三控制体出口流体温度tf,h（L3）=313.0365℃；
26.第三控制体出口处的包壳外壁温tcs,h（L3）=328.5267℃；
27.第三控制体出口处的包壳内壁温tci,h（L3）=333.2888℃；
28.第三控制体出口处的芯块外表面温度tu,h（L3）=431.4684℃；
29.第三控制体出口处的芯块中心温度（to,hL3）=595.5546℃；
30.热管中的qDNB,h（L3）=4.3427e+006w/；
31.DNBR（L3）=8.8156
32.单相流体的摩擦压降Pf=2.1877e+004Pa
33.
单相流体加速压降Pa=0Pa
38.总的压降P=6.5674e+004Pa
（三）计算结果分析
计算结果误差分析：
由于采用的是W-3公式，且该设计中的给出参数与该公
式的适用范围有些偏差，且在计算物性时粗糙地采用了线性插值的方法，更是带
来了较大误差。
但是其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
项目
临界热流×10^6w/m^2
DNBR
1L
5.6045
9.9547
2L
5.1188
4.8491
3L
4.3427
8.8156
表2各温度的汇总表
项目
控制体出口温度
包壳外表面温度
包壳内表面温度
芯块表面温度
芯块中心温度
1L
294.2464
313.0159
318.5447
430.7499
758.1536
2L
307.2239
341.5471
351.6197
561.9783
1367.7
3L
313.0365
328.5267
333.2888
431.4684
595.5546
热管的焓、包壳表面温度、芯块中心温度隋轴向的分布如下
235
色壳内表面温度沿轴向的分布
0505
24O
2z2Z_悭哩|0喂駅®
燃料芯块表面温麦沿釉向的分布
一嵌媚B聚恋楫
115225335
燃料芯块中心温度沿轴向的分布
计算得到
包壳外表面壳最高温度tcs,max346.310791℃x=1.83m
包壳内表面最高温度tci,max349℃x==1.83m
燃料中心最高温度tu,max1491.1℃x=1.83m
最小DNBR=3.1568x=2.46m
堆芯轴向功率余弦分布
七、程序
1、程序设计框图
2、代码说明书
本代码主要由三个小部分组成。
堆芯出口温度计算、堆热流量计算、堆平均参数计算、第一至第三控制体各量计算、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）第一至第三控制体的各量计算：
因为三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。
八、课程设计小结在做这个课程设计的过程中需要不断的查阅《核反应堆热工分析》这本书，
在查阅资料的过程中不断地温习起热工分析的内容并加深对热工分析的理解，在公式的查找和应用中核电站的安全和经济运行有了更直观的认识。
本次课程设计要求掌握MATLAB的使用方法，数据对，在计算的过程中容易出现错误，程序代码的编写优为主要，很多数据都需要查表，综合性很强。
九、参考资料
《核反应堆热工分析》，于平安著，上海交通大学出版社
十、程序代码
%流体堆芯出口温度计算tfin=287;Fa=0.974;Nt=1820e+6;Wt=9055.56;b=0.05;
tfout=322;e0=0.01;
whilee0>0.001
t0_=0.5*（tfout+tfin）;
Cp_=1000*（0.0265*（t0_-300）+5.63）;
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_=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=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;
whilee11>0.001
t11_=0.5*（tf1+tfin）;
Cp1_=1000*（0.0269*（t11_-280）+5.068）;
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）;%
u1=944e-7;Pr1=0.85;k1=575.5e-3;%
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=15.8;
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
ifdtf11膜温压取两个中较小值，算得包壳外表面温度
tcs1=tf1+dtf11
else
tcs1=tf1+dtf12
end
dci=8.60e-3;tci1=349;e12=0.01;
whilee12>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
（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;
whilee21>0.001
t21_=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=15.8;
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
ifdtf21tcs2=tf2+dtf21
else
tcs2=tf2+dtf22
end
dci=8.60e-3;tci2=349;e22=0.01;
whilee22>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*10
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