反应堆热工水力第四章

能源与动力工程学院 反应堆热工水力学反应堆热工水力学 第四章 反应堆稳态热工设计原理 能源与动力工程学院 4.1 引言 反应堆热工设计的任务就是要设计一个既安全可靠而又经济反应堆热工设计的任务就是要设计一个既安全可靠而又经济 的堆芯输热系统。 在进行反应堆热工设计之前 由各专业讨论并初步确定的前提为在进行反应堆热工设计之前，由各专业讨论并初步确定的前提为： 根据所设计堆的用途和特殊要求选定堆型，确定所用的核燃 料、慢化剂、冷却剂和结构材料的种类； 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；的变化范围； 燃料元件的形状、它在堆芯内的布置方式以及栅距允许变化 的范围；的范围； 二回路对一回路冷却剂热工 参数 转速和进给参数表a氧化沟运行参数高温蒸汽处理医疗废物pid参数自整定算法口腔医院集中消毒供应 的要求； 冷却剂流过堆芯的 流程 快递问题件怎么处理流程河南自建厂房流程下载关于规范招聘需求审批流程制作流程表下载邮件下载流程设计 以及堆芯进口处冷却剂流量的分配情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。 能源与动力工程学院 4.2 热工设计准则 压水动力堆设计中所规定的稳态热工设计准则： 燃料元件芯块内最高温度低于其相应燃耗下的熔化温度 燃料元件外表面不允许发生沸腾临界 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 在稳态工况下和可预计的瞬态运行工况中，不发生流动在稳态工况下和可预计的瞬态运行工况中，不发生流动 不稳定性 能源与动力工程学院 燃料芯块内最高温度应低于其相应燃耗下的熔化燃料芯块内最高温度应低于其相应燃耗下的熔化 温度 „ 未辐照过的UO 熔点约为2800℃ 但燃耗后熔点线„ 未辐照过的UO2熔点约为2800℃，但燃耗后熔点线性下降，实测表明燃耗每增加10000MWd/t（U）， 溶点约下降32℃。 „ 因此，在通常所达到的燃耗下，熔点将降低到 2650℃左右。 在稳态热工设计中 目前选取的最高温度限值为„ 在稳态热工设计中，目前选取的最高温度限值为 2200~2450℃，这样为运行过程中可能发生的动态 工况留有一定裕量。 能源与动力工程学院 燃料元件外表面不允许发生沸腾临界，通常用最小偏离核 态沸腾比（DNBR）来定量地表示这个限制条件。态沸腾比（DNBR）来定量地表示这个限制条件。 DNBR的定义是： DNBR = 利用专门公式计算得到的堆内某处的临界热流密度该处的实际热流密度该处的实际热流密度 在整个堆芯内 的最小值称为最小偏离核态沸腾比或最小临在整个堆芯内DNBR的最小值称为最小偏离核态沸腾比或最小临 界热流密度或最小DNBR比。即为MDNBR。 能源与动力工程学院 热工设计准则说明 „ 设计准则是随着研究工作的进展和运行经验的积累而不 断变化和发展的。 „ 在早期的压水堆设计中，规定不允许堆内冷却剂发生任何 形式的沸腾形式的沸腾， „ 在目前压水堆的设计中，不但允许冷却剂在堆内有欠热沸 腾 而且还允许热通道内发生饱和沸腾（只是限制含汽量腾，而且还允许热通道内发生饱和沸腾（只是限制含汽量 ，不使其造成流动不稳定。并且在堆芯出口处与其他通道 混合后的水温仍低于系统压力下的饱和温度）。 „ 这样提高了堆芯出口的冷却剂温度，从而提高了核动力装 置的热效率。 能源与动力工程学院 堆型不同，设计准则也有差别，„ 堆型不同，设计准则也有差别， „ 例如气冷堆和钠冷堆不必规定DNBR的限值，但必 须定出最高允许的燃料元件包壳温度。须定出最高允许的燃料元件包壳温度。 „ 而水冷生产堆却把与水发生加速腐蚀时的燃料包 壳表面温度作为其设计准则之一，目的是使燃料 元件包壳不发生损坏，保证元件寿命，从而不影 响新裂变燃料的生产量。 能源与动力工程学院 4.3 热管因子和热点因子 4.3.1 核热管因子和核热点因子 堆芯功率的输出不受热工参数平均值的限制 而是受堆芯功率的输出不受热工参数平均值的限制，而是受 堆芯内最恶劣的局部热工参数值的限制。为了衡量各有关 的热工参数的最大值偏离平均值的程度 引入了一个修正的热工参数的最大值偏离平均值的程度，引入了 个修正 因子，称为热管因子及热点因子。 ¾积分功率输出最大的冷却剂通道通常就称为热管或热通道； ¾某一燃料元件表面热流密度最大的点就称为热点。 热管和热点对确定堆芯功率的输出量起着决定性的作用。热管和热点对确定堆芯功率的输出量起着决定性的作用。 能源与动力工程学院 N qF¾堆芯功率分布的不均匀程度常用热流密度核热点因子 来 表示，有时也称热流密度核热管因子。 maxN N N q R Z qF F F= =堆芯最大热流密度＝堆芯平均热流密度 表示，有时也称热流密度核热管因子。 q R Zq堆芯平均热流密度 考虑 控制棒，方位角及计算不确定性的影响考虑 控制棒，方位角及计算不确定性的影响 N N N N N N q R Z L UF F F F F Fθ= R-径向核热管因子，Z-轴向核热管因子，θ-方位角修正系数，L- 控制棒等因素造成的局部峰核热管因子，U-核计算误差修正系数 max N qq q F= ⋅最大热流计算 max q 能源与动力工程学院 以圆柱形堆芯为例。在核燃料均匀装载的堆芯内，热流密 度与热中子通量成正比，因此：度与热中子通量成正比，因此： 0=NqF Φ= Φ 堆芯最大热流密度 堆芯最大热中子通量＝堆芯平均热流密度 堆芯平均热中子通量 Φ堆芯平均热流密度 堆芯平均热中子通量 按照热中子通量分布函数进行计算可得： =3.64NqF 堆芯几何形状 NF 各种堆的热流密度核热管因子如下表所示： 堆芯几何形状 球形（裸） 3.29 N qF 圆柱形（裸） 圆柱形（裸、径向通量展平） 圆柱形（有反射层） 3.64 1.57 2 4圆柱形（有反射层） 游泳池式（水作反射层） 2.4 2.6 能源与动力工程学院 NF ¾热管和平均管中冷却剂焓升的比值，称为焓升核热管因子。 用 表示。NHFΔ maxN hF Δ热管最大焓升 ＝ 用 表示。 maxN HF hΔ = Δ＝堆芯平均管焓升 堆芯装载完全相同的燃料元件，且热管与平均管内 冷却剂流量相等，略去其它工程影响因素，则冷却剂流量相等，略去其它工程影响因素，则 N N H RF FΔ =H RF FΔ 能源与动力工程学院 4.3.2工程热管因子和工程热点因子 4 3 1中关于堆芯热工参数 分析 定性数据统计分析pdf销售业绩分析模板建筑结构震害分析销售进度分析表京东商城竞争战略分析 时，涉及的参数如热流密度、4.3.1中关于堆芯热工参数分析时，涉及的参数如热流密度、 冷却剂流量等使用了平均值（名义值），未考虑燃料元件等在 加工、安装及运行过程中各类工程因素引起的偏差。 ¾由于工程上不可避免的误差，会使堆芯内燃料元件的热流密度、 冷却剂流量、冷却剂焓升以及燃料元件的温度等偏离名义值。 E qF E HFΔ ¾定量分析由工程因素引起的热工参数偏离名义值的程度， 热流密度工程热点因子 和焓升工程热管因子 ,maxhE H h F hΔ Δ Δ 堆芯热管最大焓升＝ ＝堆芯名义最大焓升 ,maxhE qF 堆芯热点最大热流密度＝ ＝ ,maxnhΔ堆芯名义最大焓升 ,max q n F q ＝ ＝堆芯名义最大热流密度 能源与动力工程学院 焓升工程热管因子表达式： E H E H E H E H E H E H FFFFFF 5,4,3,2,1, ΔΔΔΔΔΔ = „ 压水堆有以下五个分因子组成: EF„ 燃料芯块加工误差的工程分因子 „ 燃料元件冷却剂通道尺寸误差的工程分因子 HF 1,Δ E HF 2,Δ „ 下腔室冷却剂流量分配不均匀的工程分因子 „ 热通道内冷却剂流量再分配的工程分因子 E HF 3,Δ E HF 4,Δ „ 相邻通道间冷却剂相互交混的工程分因子 E HF 5,Δ 能源与动力工程学院 （1）燃料芯块加工误差的工程分因子 考虑燃料芯块内可裂变物质数量变化所引起的影响 该值＞1。 E HF 1,Δ 考虑燃料芯块内可裂变物质数量变化所引起的影响，该值＞1。 （2）燃料元件冷却剂通道尺寸误差的工程分因子 EHF 2,Δ 考虑燃料棒栅距减小和弯曲而引起的流量下降，该值＞1 。 „ 燃料元件包壳外径的加工误差„ 燃料元件包壳外径的加工误差 „ 栅距安装误差 „ 反应堆运行后燃料元件弯曲引起冷却剂通道截面尺寸变„ 反应堆运行后燃料元件弯曲引起冷却剂通道截面尺寸变 化所造成的误差 /WQHΔ 2minmax 2min,,2max,, max 2max,, 2, / / hn hn n hE H W W WQ WQ H H F ==Δ Δ=Δ 2min,,max,max, / hnn WWQ 能源与动力工程学院 （3）下腔室冷却剂流量分配不均匀的工程分因子 考虑堆芯进口处局部流量分配不良的影响，该值＞1。 E HF 3,Δ 考虑堆芯进口处局部流量分配不良的影响，该值＞1。 „ 由于反应堆下腔室结构形状及冷却剂流程，使分配到 各冷却剂通道的流量不均匀。其不均匀程度很难用理 论计算来求得，只能依靠堆本体的水力模拟装置进行 实测而得。 „ 在热工设计时从安全出发取其中最小的流量作为热通 道的流量，于是 ： 3min,, 3min,,max, 3, // / h hnE H WWWQ WQ F ==Δ max, /n WQ 能源与动力工程学院 （4）热通道内冷却剂流量再分配的工程分因子 考虑由于泡核沸腾引起压降增加，从而造成热通道内 E HF 4,Δ 流量下降的影响，该值＞1。 „ 假设燃料元件的释热量不变，则由于流量再分配，使热 通道的焓升增加，因此 ：通道的焓升增加，因此 ： 3min,,4min,,max,4max,, / hhnhE WWQHF Δ 4min,, 3,, 3min,,max, ,,a, 3max,, a ,, 4, / h h hn hn h hE H WWQH F ==Δ=Δ （5）相邻通道间冷却剂相互交混的工程分因子 EHF 5,Δ 考虑开式平行通道间横向流动交混的影响 „ 由于热通道中较热的冷却剂与相邻通道中较冷的冷却 剂之间进行着横向的质量、热量和动量的交换，使热 通道内冷却剂焓升降低，从而使实际的最大焓升偏离通道内冷却剂焓升降低，从而使实际的最大焓升偏离 标称值，该值＜1. 能源与动力工程学院 ¾综合考虑核和工程两方面的因素后，定义热流密度热点因子 和焓升热管因子 为 qF F和焓升热管因子 为HFΔ ,maxh q q F q q n,max h,maxN E q q q q＝F F = ＝qq qn,maxq ,maxhhh hF ΔΔ Δn,max h,maxN E＝F F = ＝HF h h hΔ Δ Δ Δ Δ ΔH H n,max ＝F F = ＝ 同时考虑核和工程两方面因素后，热管和热点的定义为：同时考虑核和工程两方面因素后，热管和热点的定义为： ‹ 热管是堆芯内具有最大焓升的冷却剂通道。‹ 热管是堆芯内具有最大焓升的冷却剂通道。 ‹ 热点是燃料元件上限制堆芯功率输出的局部点。 能源与动力工程学院 ¾在子通道分析模型中，可直接根据堆芯三维功率分布、焓升 工程热管因子和热流密度工程热点因子计算出燃料元件的温 的计算公式： 度。下面是根据这种模型得到的一根燃料元件棒外表面温度 程热管因子和热流密度 程热点因子计算出燃料元件的温 0 ( ( , , ) ) ( , , ) ( ) z E E l H l q q x y z F dz q x y z F t x y z t Δ= + +∫ 的计算公式 ,( , , ) ( , , ) ( , , )cs f in p cs t x y z t W x y z c d h x y zπ= + +• 在子通道模型中 热管被定义为冷却剂焓升最高的燃料元在子通道模型中，热管被定义为冷却剂焓升最高的燃料元 件冷却通道。从理论上讲，它发生在积分功率输出和冷却剂流 量这两个最不利的组合位置上 而并不一定发生在积分输出最量这两个最不利的组合位置上，而并不 定发生在积分输出最 大或冷却剂流量最小的通道。 热点则仍然是燃料元件上限制堆芯功率输出的局部点。 能源与动力工程学院 4.3.3降低热管因子和热点因子的途径 ¾热管因子和热点因子在反应堆设计时必须设法降低它们的数值。 要减小它们必须从核和工程两方面着手要减小它们必须从核和工程两方面着手。 ‹ 沿堆芯径向装载不 同富集度的核燃料 ‹ 合理地控制有关部 件地加工及安装误差同富集度的核燃料 ‹ 在堆芯周围设置反射 件地加工及安装误差 ‹ 兼顾工程热管因子和层 ‹ 在堆芯径向不同位置 布置一定数量的控制棒 ‹ 兼顾工程热管因子和 工程热点因子数值地减 少和加工费用地增加布置一定数量的控制棒 和可燃毒物棒 能源与动力工程学院 4.4、临界热流密度与最小DNBR 4.4.1 CHF的意义 反应堆热 工水力设 计的关键 准则之准则之一。 能源与动力工程学院 过冷或低含汽量下沸腾临界 高含汽量下的沸腾临界 回顾 过冷或低含汽量下沸腾临界 高含汽量下的沸腾临界 物理现象 受热面上逸出的气泡数量太多，阻 碍了液体的补充，在加热面上形成 在高含汽量下，当冷却剂的流型为 环状流时，由于沸腾而产生过分强物理现象 一个蒸汽隔热层，从而使传热性能 恶化，加热面的温度骤升 烈的汽化，液体层被破坏，从而导 致的沸腾临界 当热流密度值超过临界热流密度值 由于环状流工况具有快速流动的蒸 物理特点 当热流密度值超过临界热流密度值， 此时温度会跃升到下一个稳定的膜 态沸腾区所对应温度，温度阶跃可 达到近千摄氏度 足以导致加热面 由于环状流工况具有快速流动的蒸 汽核心，具有较大的换热悉数，壁 温升高速率要慢些，金属材料不会 立即烧损 但当燃料元件包壳表面物 特点 达到近千摄氏度，足以导致加热面 的迅速“烧毁”，故也称为快速烧 毁 立即烧损，但当燃料元件包壳表面 干湿交替变化时，包壳也会损坏， 又称慢速烧毁 发生区域 压水堆的堆芯通道 沸水堆的堆芯通道 热流密度、系统压力、冷却剂流量、 主要取决于流型参数，而与近壁面 取决因素 含汽率以及冷却剂流过堆芯时的焓 升等因素 参数关系很小 能源与动力工程学院 临界热流密度研究特点 9机理复杂，影响因素多 p G Xe 管道结构尺寸等 9理论研究 可信度问 题 快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题 9理论研究：可信度问题 9实验研究：难度大，代价昂贵， 关系式众多但适用范围有局限性关系式众多但适用范围有局限性 能源与动力工程学院 典型的临界热流密度关系式 z W-3公式 DNB型 公式 轴向均匀加热的W－3公式： { }6 8 8 73 154 10 (2 022 6 238 10 ) (0 1722 1 43 10 ) exp[(18 177 5 987 10 ) ]q p p p x− − −= × × + × × ×{ }, 6 3.154 10 (2.022 6.238 10 ) (0.1722 1.43 10 ) exp[(18.177 5.987 10 ) ] 0.2049[(0.1484 1.596 0.1729 ) 1.037](1.157 0.869 )[0.2664 0.8357exp( 124 )] 10 DNB eu e e e e e e q p p p x Gx x x x D = × − × + − × × − × − + × + − + − 6 , 10 [0.8258 0.341 10 ( fs f inh h −× + × − 2)]( / )W m 6(6 895 ~15 86) 10 ;p Pa= ×公式适用范围 6 2 (6.895 15.86) 10 ; 0.15 ~ 0.15; (4 9 24 5) 10 /( ) e p Pa x G k h × = − + × 公式适用范围： 6 2(4.9 ~ 24.5) 10 /( ); 0.00508 ~ 0.0178 ;e G kg m h D m = × • = 0 254 3 668L 0.254 ~ 3.668 ;L m= , 930 / ;f inh kJ kg≥ sfh 能源与动力工程学院 ¾ 轴向热流密度是非均匀分布的修正 轴向非均匀加热时的W－3公式为 , , /DNB N DNB eu sq q F= , ( ) exp[ ( )]DNB N z DNB NC q z C z Z dz− −∫ 其中Fs如下计算： ,0 , , ( ) exp[ ( )] ( )[1 exp( )] DNB N s DNB N DNB eu C q z C z Z dz F q z Cz = − − ∫ 4.31(1 )x 其中C值为： 6 0.478 (1 )12.64 ( /10 ) DNBxC G −= （ ）1m− 能源与动力工程学院 冷壁效应的修正 cF ¾ 冷壁效应的修正 考虑到冷壁效应，在W－3公式中需要引入冷壁修正因子 。 0.0535 61 [13.76 1.372exp(1.78 ) 5.15( )10c u e GF R x −= − − − 0.14 0.107 30.01796( ) 12.6 ]10 h p D− − (1 )eu h DR D = −式中： ¾定位架的修正 考虑到定位架的存在 需要引入修正因子 F 2 0.351 0 0 6144 10 ( )( )TDGGF −= + × 考虑到定位架的存在，需要引入修正因子 。gF 61.0 0.6144 10 ( )( )10 0.019g F = + × 能源与动力工程学院 , ,/DNB e ENB cq q若以 为横坐标，以该比值出现的频率为纵坐标作图, 与实验的比较 则可得到一个近似高斯分布的图形，如下图所示。 能源与动力工程学院 ,ENB cq ,DNB eq 23%±与 的偏差，95％以上的数据是在 以内，具有95％ 的可信度的可信度。 误差主要原因在于 湍流 粗糙度 ±1)湍流，粗糙度 ±3% 2)实验段公差±5% 3)修正因子计算±5%3)修正因子计算±5% 4)测量误差±10% W-3公式计算值与实验下限 值之比为1/(1-0.23)=1.3,这表 明在设计时若取实验测得的 下限值，则应该把由W-3公 式计算得到的值除以1 3式计算得到的值除以1.3. 能源与动力工程学院 4.4.2 影响临界热流密度的因素 1、热流分布不均匀1、热流分布不均匀 热流分布不均匀后，从上游表面来的流体，特别是边界层 区域来的流体，当接触到下游表面时，把过热液体和汽泡都带区域来的流体，当接触到下游表面时，把过热液体和汽泡都带 到下游边界层中。这样上游热流分布的影响就传递到发生烧毁 的下游边界层。这种上游效应在下游的反映，称为对烧毁的的下游边界层。这种上游效应在下游的反映，称为对烧毁的 “记忆效应”。用Fs表示。 2、冷壁及定位架、冷壁及定位架 在包含有非加热壁的通道内（例如包含有控制棒导向管的 冷却剂通道），沿着冷壁有一层流体，这层流体对冷却加热表 面不起作用，可以看作是没有用于冷却而被旁通的冷却剂，从面不起作用，可以看作是没有用于冷却而被旁通的冷却剂，从 而使冷却剂的有效流量减小。因此，在包含有非加热壁通道内 的临界热流密度一般比所有壁面都加热并在相同的平均出口焓的临界热流密度一般比所有壁面都加热并在相同的平均出口焓 值下的通道内的临界热流密度要低。用Fc表示。 能源与动力工程学院 „ 带交混翼的定位格架棒束的 比同类无交混翼的可增大8 ％以上。 DNBq 因为在欠热或低含汽量的流动沸腾中，在燃料元件包壳 表面上会形成一层汽泡，这样就把热壁遮盖。若定位架上带 有交混翼，则由于交混翼的作用，使冷却剂冲刷元件包壳，有交混翼，则由于交混翼的作用，使冷却剂冲刷元件包壳， 把汽泡层揭去，从而加强元件表面的冷却，使 增大。 用F 表示。 DNBq 用Fg表示。 3、水的质量流速、水的质量流速 对过冷沸腾和低含汽量的饱和沸腾，当水的质量流速增加 时，流体的扰动增加，汽泡容易脱离壁面，从而使 增加。 当流速增加到一定数值后，再继续增加对 的贡献就小了。 DNBq DNBq当流速增加到一定数值后，再继续增加对 的贡献就小了。 在高含汽量饱和沸腾情况下，增加流速反而会使加热面上 液膜变薄，从而加速烧干。 DNBq 液膜变薄，从而加速烧干。 能源与动力工程学院 4、进口过冷度 进口处水的过冷度增大，加热面上形成稳定的汽膜所需热进口处水的过冷度增大，加热面上形成稳定的汽膜所需热 量越多， 越高。当过冷度增大到一定程度时，热管中易 发生汽水两相流动的不稳定性，导致热管内冷却剂质量减少， 使 下降。同样，过冷度过小也会出现汽水两相流动不稳 DNBq 使 下降。同样，过冷度过小也会出现汽水两相流动不稳 定。确定进口水的过冷度，需根据系统具体的热工和结构参数 确定。 DNBq 确定。 5、工作压力 池式沸腾中， 随压力增加而增大，当压力增至水临DNBq池式沸腾中， 随压力增加而增大，当压力增至水临 界压力的1/3(6.86MPa)时， 达到最大值，此后随压力增加 而减小。 DNBq DNBq 在加热流动的沸腾系统中，不同研究人员的观点不一致。 W-3公式的观点，当系统加热量一定时，压力增加时，冷却剂 的含汽量也在变化， 可能增加。q的含汽量也在变化， 可能增加。DNBq 能源与动力工程学院 6、沸腾临界发生处的流体焓 沸腾临界处冷却剂焓值越高，含汽量Xe值越大， 越小。DNBq沸腾临界处冷却剂焓值越高，含汽量 值越大， 越小。DNBq 7、通道尺寸 通道进口长度l与通道直径d的比值决定通道尺寸对 的影DNBq通道进口长度l与通道直径d的比值决定通道尺寸对 的影 响。 l/d越小，受进口局部扰动影响越大， 增加。当 l/d大于 50时，对 影响就小了。 DNBq DNBq DNBq 8、加热面的状况等 加热面粗糙度的影响，在新堆时比较明显。 表面粗糙度一方面可以增加汽化核心数目，另一方面又可 增强流体的湍流扰动，在过冷沸腾和低含汽量饱和沸腾情况下 会使 增加。但是高含汽量饱和沸腾情况下，反而会使加DNBq 热面上的液膜变薄，加速沸腾临界（烧干）的到来。 能源与动力工程学院 4.4.3 燃料元件表面的DNB与最小DNB之比 最小偏离泡核沸腾比(MDNBR) 压水堆设计准则中规定燃料元件外表面不允许发生沸腾 临界，即要求元件表面的最大热流密度小于临界热流密度，这 最小偏离泡核沸腾比( ) 临界，即要求元件表面的最大热流密度小于临界热流密度，这 个准则常用定义式来定量地表示： 点的临界热流密度用合适公式计算得以某=DNBR 该点的实际热流密度=DNBR 它的数学表达式可写成： )( )( )( zq zDNBR DNB= 它的数学表达式可写成： )(zq 偏离泡核沸腾比(DNBR)沿通道位置的变化而变化。整个堆 芯中 的最小值称为最小偏离泡核沸腾比 也称最小烧芯中DNBR的最小值称为最小偏离泡核沸腾比(也称最小烧 毁比)MDNBR。 能源与动力工程学院 最小偏离泡核沸腾比的选取 „ 如果设计计算公式存在误差，则MDNBR值应大于1。 大于1的裕度应根据所选用的公式具体确定。 „ 在 使 用 W-3 公 式 时 ， 稳 态 额 功 率 下 通 常 取 MDNBR=1.8~2.2，这是为预期的事故暂态过程留有足 够裕量，够裕量， „ 对实际的设计超功率及可预期的事故暂态过程，则取 MDNBR≥1 3。MDNBR≥1.3。 能源与动力工程学院 4.4.4 单通道模型反应堆热工设计的一般步骤 商定有关热工参数 确定燃料元件参数 根据热工设计准则中规定的内容进 行有关的计算 堆稳态热工设计的技术经济 评价 LEC评价法下载LEC评价法下载评价量规免费下载学院评价表文档下载学院评价表文档下载 堆热工设计中的热工水力实验 能源与动力工程学院 根据热工设计准则中规定的内容进行有关的计算 (1 )Wξ ‹ 计算平均管冷却剂的质量流密度 (1 )s t m b WG NA ξ−= 2/( )kg m s• ( )h [ ] ‹ 计算平均管冷却剂的比焓场 , ( )f mh z ( ) ( ) z LqAh z h z dzφ= + ∫ ‹ 计算平均管冷却剂的比焓场 , , 0 ( ) ( )f m f in m b h z h z dz G A φ= + ∫ ‹ 计算平均管的各类压降‹ 计算平均管的各类压降 ‹ 计算热管的有效驱动压头和冷却剂的质量流密度 , , , , , , , , ,( )h e f h f m a h a m in m ex m g m el mp p p p p p pκ κΔ = Δ + Δ + Δ + Δ + Δ + Δ 能源与动力工程学院 R E zqF F A ∫ ‹ 计算热管的冷却剂焓场 , , 0 ( ) ( ) zN H L f h f in h b qF F Ah z h z dz G A φΔ= + ∫ ‹ 计算最小DNBR ‹ 计算燃料元件的温度 ,( ) ( ) ( )cs f h ft z t z zθ= + Δ ‹ 计算燃料元件的温度 燃料元件包壳外表面的温度 ,( ) ( ) ( )cs f h f ( ) ( ) ( )ci cs ct z t z zθ= + Δ ( ) ( ) ( )t z t z zθ= + Δ 燃料元件包壳内表面温度 燃料芯块表面温度 ( ) ( ) ( )u ci gt z t z zθ= + Δ ( )N EF F φ 燃料芯块表面温度 燃料芯块中心温度的计算 0 ( ) ( ) 0 0 ( ) ( ) ( ) 4 u N E t z t z R ql u u q F F z t dt t dt φκ κ π= +∫ ∫ 能源与动力工程学院 堆热工设计中的热工水力实验 ‹ 热工实验 ¾临界热流密度实验 ¾测定核燃料和包壳的热物性以及燃料与包壳之间的气隙 等效传热系数。 ‹ 水力实验 ¾堆本体水力模拟实验 ¾燃料组件水力模拟实验 ¾测定相邻冷却剂通道间的流体交混系数 ¾测定堆内各部分冷却剂的旁通流量 ¾测定冷却剂过冷沸腾和饱和沸腾时的流动阻力系数 ¾测定冷却剂在沸腾工况下的流型及空泡份额 ¾管内流动沸腾时的流动稳定性研究等 能源与动力工程学院 4.5 子通道模型概述 z 在单通道模型中，把所要计算的通道看作是孤立的、封闭的， 在堆芯高度上与其他通道之间没有质量、动量和能量交换。在堆芯高度上与其他通道之间没有质量、动量和能量交换 这种分析模型不适合用于无盒组件那样的开式通道。 ¾ 为了使计算更符合实际，开发了子通道模型。这种模型 认为到相邻通道的冷却剂之间在流动过程中存在着横向的质认为到相邻通道的冷却剂之间在流动过程中存在着横向的质 量、动量和能量的交换，因此各通道内的冷却剂质量流密度 将沿着轴向不断发生变化，热通道内冷却剂的焓和温度也会将沿着轴向不断发生变化，热通道内冷却剂的焓和温度也会 有所降低，相应的燃料元件表面和中心温度也随之略有降低。 能源与动力工程学院 ¾ 下面是子通道划分的两个例子。