核反应堆热工分析课程设计报告书详细过程版本教材

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 热工课程设计报告 、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

2、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

3、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，

4、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 MDNB，R 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

5、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； 热工课程设计报告 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

6、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 1 2 3 归一化功率分布 （z） 0.80 1.50 0.70 表一 某压水反应堆的热工参数 参数名称 参考值 参数范围 说明 系统压力 P 15.5MPa 14.5-16 堆芯输出热功率 Nt 2895MW 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

7、-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*(S2-pi/4*dcs2)

8、+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=3.66/6;fai1=0.80; while e110.001 15 热工课程设计报告 t11_=0.5*(tf1+tfin); Cp1_=1000*(0.021

9、55*(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*(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*Pr10.4*k1/De; 该处的对流换热系数 dtf11=q_*FRN*fai1*FqE/h1; % 单相强迫对流放

10、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; tci1=yi % 采用迭代算法求得包壳内表面温度 end 燃料芯块表面温度 hg=5678;du=8.

11、19e-3; tu1=tci1+ql_*FRN*FqE*fai1*2/(pi*(dci+du)*hg) % d1_ku=ql_*FRN*FqE*fai1/(4*pi*100); tu1_ku=(26.42-21.32)/(400-300)*(tu1-300)+21.32; 16 热工课程设计报告 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_*

12、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*(hfs-hfin) DNBR1=qDN

13、B1/(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 end De=4*(S2-pi/4*dcs2)/(pi*dcs); u2=919e-7;Pr2=0.91;k

14、2=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

15、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)/(48.06-4

16、5.14)*(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

17、.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) % 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/(

18、Wu*Cp3_); 18 热工课程设计报告 e31=(x3i-tf3)/tf3; tf3=x3i % 求出该控制体出口处的温度 end De=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*

19、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 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_*F

20、RN*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 19 热工课程设计报告 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=3.154

21、e6*(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)*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 .uw 为 uf=889e-7;L=3.66;uw=825.7

22、e-7; % uf 为按主流平均温度取值的流体的粘性系数 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/2 %定位搁架出口压降计算 dPgr=Kgr*(G/3600)2*(vfin+vfo