热工水力课程设计讲解

1、热工水力课程设计报告姓名：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

2、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

3、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

4、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

5、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

6、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：系统压力 P 堆芯输出个功率 Nt 冷却剂总流量 W 反应堆进口温度 fin 堆芯高度 L 燃料组件数 m 燃料组件形式 n0 x n0 每个组件燃料棒数 n 燃料包壳外径 dcs 燃料包壳内径 dci 燃料包壳厚度

7、c 燃料芯块直径 du 燃料棒间距（栅距） s 两个组件间的水隙 UO2 芯块密度 UO215.8MPa1820MW32100t/h2873.66m12117 x 172659.5mm8.60mm0.57mm8.19mm12.6mm0.8mm95%理论密度旁流系数5%燃料元件发热占总发热的份额 FaFN径向热管因子 FR97.4%1.35FN轴向热管因子 FZ1.528局部峰核热管因子FLN1.11热流量核热点因子N N N NFqNFRNFZN FLN2.29流量工程热点因子FqE1.03焓升工程热管因子F H （未计入交混因子）1.085交混因子 F H0.95焓升核热管因子 F H1.3

8、5堆芯入口局部阻力系数 Kin0.75堆芯出口局部阻力系数 Kout1.0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123归一化功率分布 （z）0.801.500.70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

9、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）t f ,outf ,inFa .NtW .(1 ).Cptf （tf,in t f ,out ）Cp

10、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 qq Fa.Nt / F总2W/m2式中 F总 为堆芯燃料棒的总传热面积F总=m.n . dc.s L.燃料棒表面最大热流密度 qmax qm a x q.F q.F qm2w/m2燃料棒平均线功率 qlqlq. d. cs L.q. .dcsW/m燃料棒最大线功率 ql ,maxql, m a xNE ql .Fq .Fqw/m3、平均管的情况平均管的流速 VWefW(1 )Af. f Af . fm/s式中，堆芯内总流通面积Af m.(n0.n0 )22 p4 dcs4(n0.s)n0为燃料组件内正方形排列时的每一排（列）的

11、燃料元件数f 由压力以及流体的平均温度 tf 查表得到：1Vf实际上，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 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WhW(1 )AAf Ah22Ab Sdcs45、热管中的计算（按一个单元通道计算） （1）热管中的流体温度t tq.FR .F（ H F. H.m ）dcstf,h （z ） tf in,WhCp（2）第一个控制体出口处的包壳外壁温度tc ,s h（z0 (z)dzz) tf, h( z)1f, h( z)tf ,h(zNEq.FqN .FqE

12、) h(z)tf,h (zq.FRN . z( F)q.Eh(z)h(z)De 0.8 0.4Nu e 0.023Re 0.8 Pr0.4 式中： h(z)可以用k(z) 来求。所以，式中：h(z) 0.023Re0. 8Pr 0.k4D(ze)De4AbU224(S2dc2s)4dcs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-Lottes 公式：f, h( 2z) t wz t25q.FRN . Z FqE106当 f ,h z 22 5 q.FR . z( F)q.106f, h( z) twzt s0

13、.25f ,h z 2p.e 6. 2 t ts f ,h z时，用前面的式子0. 2e5.6p. 2tzf ,h z 2 时，用f ,h z 2 代替f ,h zf,hz2当（3）第一个控制体出口处的包壳内壁温度cs, h zq.FRN .FqE . zdcsln2 kC zdcikc 0.00547 1.8 tc 32 13.8 式中： Zr-4 的 c cW/m.1tc z 2 tc s z c it z（4） 第一个控制体出口处的 UO2 芯块外表面温度tu,h zq.FRN FqE Zci ,h z d dci u .h g 2g5）第一个控制体出口处的 UO2 芯块中心温度 用积分

14、热导求解的方法，即t c ,i h z t , c sku t dt q.FRNFqE. Zt0,h ztu ,h z0ku t dt 04 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 ,h z用 w-3 公式计算，同样对 3 个控制体都算7、DNBR 的计算DNBRqDNB ,h zqDNB ,h zqzq.FRN .FqE. z8、计算热管中的压降9、单相流体的摩擦压降pff. L . V2 De 2f.DLe.G2v.2式中：isownwf0 . 3 1 64 wRe0.25单相流体加速压降：单相流体提升压降：pel.g.Lin out2.g.LpoutV

15、2out outkout局部压降，出口：outG 2vout2pinkininVin2kin G2vin进口：定位格架出口压降：pgrkgr2grV gr2kgr21G 2 2 vout vin2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 =3.502561 m2 ；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+004 w/m；6. 燃料棒

16、最大线功率 ql,max = 3.2093e+004 w/m ；7. 热管平均温度 tf = 304.92057.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 =0.000083m211. 第一控制体出口流体温度 t f ,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

17、(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)=9.954718. 第二控制体出口流体温度 t f ,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)= 1

18、367.7 ；23. 热管中的 qDNB ,h (L2)= 5.1188e+006 w/ ；24. DNBR(L2)= 4.849125. 第三控制体出口流体温度 t f ,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,h L3)= 595.5546 ；30. 热管中的 qDNB ,h (L3)= 4.3427e+006

19、w/ ；31. DNBR(L3)= 8.815632. 单相流体的摩擦压降 Pf = 2.1877e+004 Pa33. 单相流体加速压降 Pa=0 Pa34. 单相流体提升压降Pel= 2.5718e+004 Pa35. 堆芯出口局部压降Pout =6.9616e+003 Pa36. 堆芯进口局部压降Pin = 4.3900e+003 Pa37. 定位格架出口压降Pgr =6.7279e+003 Pa38. 总的压降 P =6.5674e+004 Pa(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

20、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 106w/m2DNBR1L5.60459.95472L5.11884.84913L4.34278.8156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1L294.2464313.0159318.5447430.7499758.15362L307.2239341.5471351.6197561.97831367.73L313.0365328.5267333.2888431.4684595.5546热管的焓、包壳表

21、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0 5 0 52 4 O2 z 2 Z _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,max 346.310791x=1.83m包壳内表面最高温度 tci,max 349 x=1.83m燃料中心最高温度 tu,max 1491.1 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

22、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

23、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

24、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

25、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 ;while e00.001t0_=0.5*(tfout+tfin);Cp_=1000*(0.0265*(t0_-300)+5.63);xi=tfin+Fa*Nt/(Wt*(1-b

26、)*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*(S2-pi/4*

27、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_=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=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 e110.001t11_=0.5*(tf1+tfin);Cp1_=1000*(0.0269*(t11_-280)+5.

28、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单元通道当量直径查得该温度下的热物性De=4*(S2-pi/4*dcs2)/(pi*dcs); %u1=944e-7;Pr1=0.85;k1=575.5e-3; %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; % 单相强迫对流放热公式算得的温压 ts=346.310791;P

29、=15.8;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 dtf110.001t12_=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endhg=5678;du=8.19e-3;tu1=tci1+ql_*FRN*FqE*fai1*2/(pi*(dci

30、+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*3 600;h1=1296.4746e+3;x1=(h1-hfs)/(hgs-hfs); % 该

31、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/106+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;

32、e21=0.01;tf2=310;while e210.001t21_=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endDe=4*(S2-pi/4*dcs2)/(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*Re20.8*Pr20.4*k2/De; %

33、 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/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 dtf210.001t22_=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

34、算法求得包壳内表面温度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_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

35、=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(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)

36、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=315;while e310.001t31_=0.5*(tf3+tf2);Cp3_=1000*(0.0265*(t31_-300)+5.63); 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.