核反应堆热工分析课程设计报告书详细过程版本.doc

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1、 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：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，最基本的要安全。要求在整个寿期能够长期稳定运行，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

2、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围；（3）燃料元件的形状、它在堆芯的分布方式以及栅距允许变化的围；（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

3、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

4、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

5、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 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123归一化功率分布0.801.50

6、0.70表一 某压水反应堆的热工参数参数名称参考值参数围说明系统压力P15.5MPa14.5-16堆芯输出热功率Nt2895MW4000进、出口温度、流量、功率耦合，由3个量可推出另外一个冷却剂总流量W32100t/h*3反应堆进口温度fin288265-295反应堆出口温度fout310-330堆芯高度L3.66m3.5-4燃料组件数m121根据功率计算燃料组件形式n0 x n017 x 1782,152,172等需要除去控制棒和中子通量管每个组件燃料棒数n265燃料包壳外径dcs9.5mm9-11mm三者耦合燃料包壳径dci8.60mm8-9mm燃料包壳厚度c0.57mm0.5-0.9mm

7、燃料芯块直径du8.19mm8-9mm燃料棒间距（栅距）s12.6mm12-14mm两个组件间的水隙0.8mm0.5-1mmUO2芯块密度95%理论密度90-99%旁流系数5%4-7%燃料元件发热占总发热的份额Fa97.4%96-98%径向热管因子1.351.2-1.6核热点因子由前3者乘积可以推出轴向热管因子1.5281.5-2.0局部峰核热管因子1.11热流量核热点因子2.29热流量工程热点因子1.031.03-1.09焓升工程热管因子（未计入交混因子）1.0851.05-1.16交混因子0.95焓升核热管因子1.351.35-1.8堆芯入口局部阻力系数Kin0.75堆芯出口局部阻力系数K

8、out1.0堆芯定位隔架局部阻力系数Kgr1.05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） 按流体平均温度以及压力由表中查得。1.2燃料表面平均热流密度 W/m2 式中为堆芯燃料棒的总传热面积 m2燃料棒表面最大热流密度qmax w/m2燃料棒平均线功率 W/m燃料棒最大线

9、功率 w/m1.3平均管的情况 平均管的流速V m/s式中，堆芯总流通面积 n0为燃料组件正方形排列时的每一排（列）的燃料元件数由压力以及流体的平均温度查表得到：1.4为简化计算起见，假定热管的流体流速Vh和平均管的V相同。（实际上，应该按照压降相等来求。热管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的流量 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 （2） 第一个控制体出口处的包壳外壁温度 式中：h(z)可以用来求。所以， 式中： 流体的k(z)、（z）和Pr数根据流体的压力好温度由表查得。（k= 传热系数）如果流体已经达到过冷沸腾，用Jens-

10、Lottes公式： 当时，用前面的式子当时，用（3） 第一个控制体出口处的包壳壁温度 式中：Zr-4的 W/m. (4) 第一个控制体出口处的UO2芯块外表面温度 （5） 第一个控制体出口处的UO2芯块中心温度用积分热导求解的方法，即其他2个控制体的计算方法相同，重复上述过程即可。1.6热管中的用w-3公式计算，同样对3个控制体都算1.7DNBR的计算 1.8计算热管中的压降1.9单相流体的摩擦压降 式中： 单相流体加速压降：单相流体提升压降：局部压降，出口： 进口：定位格架出口压降：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= 344.0019；2) 燃

11、料棒表面平均热流密度=8.0505e+005w；3) 燃料棒表面最大热流密度= 1.7105e+006w；4) 燃料棒平均线功率= 2.4027e+004w/m；5) 燃料棒最大线功率= 5.1049e+004w/m；6) 热管平均温度=316.0009；7) 第一控制体出口流体温度（L1）=299.9305；8) 第一控制体出口处的包壳外壁温（L1）=330.1578 ；9) 第一控制体出口处的包壳壁温(L1)= 338.8008；10) 第一控制体出口处的芯块外表面温度（L1）= 517.2810；11) 第一控制体出口处的芯块中心温度(L1)= 1.0629e+003；12) 热管中的(

12、L1)=5.5524e+006w；13) DNBR(L1)= 6.200114) 第二控制体出口流体温度（L2）=320.6601；15) 第二控制体出口处的包壳外壁温（L2）=348.6468；16) 第二控制体出口处的包壳壁温(L2)=364.3162；17) 第二控制体出口处的芯块外表面温度（L2）=698.9667；18) 第二控制体出口处的芯块中心温度(L2)=2.0864e+003；19) 热管中的(L2)=5.0732e+006w；20) DNBR(L2)=3.021321) 第三控制体出口流体温度（L3）=329.4185；22) 第三控制体出口处的包壳外壁温（L3）=349.

13、2588；23) 第三控制体出口处的包壳壁温(L3)=356.6231；24) 第三控制体出口处的芯块外表面温度（L3）=512.7934；25) 第三控制体出口处的芯块中心温度(L3)=1.0407e+003 ；26) 热管中的(L3)=4.3073e+006w；27) DNBR(L3)=5.496928) 单相流体的摩擦压降=2.3180e+004Pa29) 单相流体加速压降=0Pa30) 单相流体提升压降=2.4742e+004Pa31) 堆芯出口局部压降=6.9301e+003Pa32) 堆芯进口局部压降=4.2641e+003Pa33) 定位格架出口压降=6.6232e+003 Pa

14、34) 总的压降=6.5739e+004Pa3.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项目临界热流106w/m2DNBR1L5.55246.20012L5.07323.02133L4.30735.4969表3 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表面温度芯块表面温度芯块中心温度1L 299.9305 330.1578 338.8008 517.2810 1.0629e+0032L320.66

15、01 348.6468 364.3162 698.9667 2.0864e+0033L329.4185 349.2588 356.6231 512.7934 1.0407e+003单从表数据看，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

16、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

17、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数据的变化，并且对堆数据进行全程监控，防止堆数据随时变化，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fin 287，而我们计算取得进口温度为288。在该组数据下可

18、以得到下表4。表4 临界热流与烧毁比的汇总表项目临界热流106w/m2DNBR1L5.60459.95472L5.11884.84913L4.34278.8156而在我们之前的数据下，有以下表 表5 临界热流与烧毁比的汇总表项目临界热流106w/m2DNBR1L5.55246.20012L5.07323.02133L4.30735.4969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

19、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）开始1、程序设计框图读输入参数计算有关堆参数估算控制体出口温度tf计算控制体出口温度

20、|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_

21、*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*(S2-pi/4*dcs2)+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=S2-pi/4*dcs2; %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/

22、6;fai1=0.80;while e110.001 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endDe=4*(S2-pi/4*dcs2)/(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*Re10.8*P

23、r10.4*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/106)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 dtf110.001 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; t

24、ci1=yi %采用迭代算法求得包壳表面温度endhg=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=1650.5

25、4e+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/106+1.037)*. (1.157-0.869*x1)*. (0.2664+0.8357*exp(-124*De)*(0.8258+0.341e-6*

26、(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 e210.001 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endDe=4*(S2-pi/4*dcs2)/(pi*dcs);u2=919e-

27、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*Re20.8*Pr20.4*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/106)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 dtf210.001 t22_=0.5*(tci2+tcs2); kc2=0.0547*(1.8*t22_+32)+13.8; z

28、i=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表面温度endhg=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

29、_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/106+1.03

30、7)*. (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 e310.001 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-t

31、f3)/tf3; tf3=x3i %求出该控制体出口处的温度endDe=4*(S2-pi/4*dcs2)/(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*Re30.8*Pr30.4*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/106)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i

32、f dtf310.001 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表面温度endhg=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)*(t

33、u3-500)+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); %该点含汽量qDNB3=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

34、-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) %计算烧毁比%热管中的压降uf=889e-7;L=3.66;uw=825.7e-7; % uf为按主流平均温度取值的流体的粘性系数.uw为按照壁面温度取值的流体的粘性系数。Re_=pf_*v*De/uf;f=0.3146/Re_0.25*(uw/uf)0.6;%摩擦压降 dPf=f*L*(G/3600)2*vf_/(2*De)%单相流体提升压降计算g=9.8;Kout=1.0;Kin=0.75;Kgr=1.05;vfin=0.0013334;vfout=0.0016253;dPel=pf_*g*L%进口局部压降计算dPin=Kin*(G/3600)2*vfin/2%出口局部压降计算dPout=Kout*(G/3600)2*vfout