核反应堆热工分析课设.doc

目录

一、设计任务1

二、课程设计要求2

三、计算过程2

四、程序设计框图8

五、代码说明书9

六、热工设计准则和出错矫正10

七、重要的核心程序代码11

八、计算结果及分析17

一、 设计任务
某压水反应堆的冷却剂及慢化剂都是水，用二氧化铀作燃料，用Zr-4作包壳材料。燃料组件无盒壁，燃料元件为棒状，正方形排列。已知下列参数：
系统压力 15.8MPa
堆芯输出功率 1820MW
冷却剂总流量 32100t/h
反应堆进口温度 287℃
堆芯高度 3.66m
燃料组件数 121
燃料组件形式 17×17
每个组件燃料棒数 265
燃料包壳直径 9.5mm
燃料包壳内径 8.36mm
燃料包壳厚度 0.57mm
燃料芯块直径 8.19mm
燃料棒间距（栅距） 12.6mm
芯块密度 95%
理论密度旁流系数 5%
燃料元件发热占总发热的份额 97.4%
径向核热管因子 1.35
轴向核热管因子 1.528
局部峰核热管因子 1.11
交混因子 0.95
热流量工程热点因子 1.03
焓升工程热管因子 1.085
堆芯入口局部阻力系数 0.75
堆芯出口局部阻力系数 1.0
堆芯定位隔架局部阻力系数 1.05
若将堆芯自上而下划分为5个控制体，则其轴向归一化功率分布如下表：堆芯轴向归一化功率分布（轴向等分5个控制体）
自上而下控制体号
1
2
3
4
5
归一化功率分布
0.48
1.02
1.50
0.96
0.48
通过计算，得出
1. 堆芯出口温度；
2. 燃料棒表面平均热流及最大热流密度，平均线功率，最大线功率；
3. 热管的焓，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；

二、课程设计要求
1．设计时间为两周；
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。

三、计算过程
目前，压水核反应堆的稳态热工设计准则有：
（1） 燃料元件芯块内最高温度应低于其相应燃耗下的熔化温度。
目前，压水堆大多采用UO2作为燃料。二氧化铀的熔点约为2805 ±15℃，经辐照后，其熔点会有所降低。燃耗每增加104兆瓦·日/吨铀，其熔点下降32℃。在通常所达到的燃耗深度下，熔点将降至2650℃左右。在稳态热工设计中，一般将燃料元件中心最高温度限制在2200～2450℃之间。
（2） 燃料元件外表面不允许发生沸腾临界。
通常用临界热流密度比DNBR 来定量地表示这个限制条件。DNBR 是根据堆内某处燃料元件周围的冷却剂状态使用专门的计算公式而得到的临界热流密度与该处燃料元件表面的实际热流密度的比值。DNBR 随堆芯通道的长度是变化的，在整个堆芯内，DNBR 的最小值称为最小DNBR，用MDNBR 或DNBRmin 表示。为了确保燃料元件不烧毁，当计算的最大热功率下，MDNBR 不应低于某一规定值。如果计算热流密度的公式没有误差，则当MDNBR=1 时，表示燃料元件表面要发生沸腾临界。若该公式存在误差，则MDNBR 就要大于1。例如，W-3 公式的误差为23%，所以当使用W-3 公式计算DNBR 时，就要求MDNBR≥ 1.3。
（3） 在稳态额定工况下，要求在计算的最大热功率下，不发生流动不稳定性。
对于压水堆，只要在堆芯最热通道出口附近冷却剂中的含气量不大于某一数值，就不会发生流动不稳定性。
（4） 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余热。

本计算根据《核反应堆热工分析》课程设计指导书中的计算提示，采用简单的C语言编程计算。将堆芯沿轴向划分为五个等分控制体进行计算以下是计算过程:
3.1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。
3.2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
燃料棒最大线功率
w/m
3.3平均管的情况
平均管的流速V
m/s
式中，堆芯内总流通面积

n0为燃料组件内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：
3.4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。（实际上，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

3.5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)、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：

当时，用前面的式子
当时，用
（3） 第一个控制体出口处的包壳内壁温度

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。
3.6热管中的
用w-3公式计算，同样对3个控制体都算
3.7DNBR的计算

3.8计算热管中的压降
3.9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。

开始
四、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θ

|1-θtf|<0.001

重估tf
否

计算该处含汽量

是
计算包壳外表面温度

根据W-3算临界热流

包壳内表面温度

芯块表面温度
计算烧毁比

芯块中心温度

打印输出值

停机

五、代码说明书
本代码主要由五个小部分组成。堆芯出口温度计算、堆热流量计算、堆平均参数计算、第一至第六控制体各量计算、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）第一至第五控制体的各量计算：
因为五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。

六、热工设计准则和出错矫正
目前，压水核反应堆的稳态热工设计准则有：
（1）燃料元件芯块内最高温度应低于其相应燃耗下的熔化温度。
目前，压水堆大多采用UO2作为燃料。二氧化铀的熔点约为2805 ±15℃，经辐照后，其熔点会有所降低。燃耗每增加104兆瓦·日/吨铀，其熔点下降32℃。在通常所达到的燃耗深度下，熔点将降至2650℃左右。在稳态热工设计中，一般将燃料元件中心最高温度限制在2200～2450℃之间。
（2）燃料元件外表面不允许发生沸腾临界。
通常用临界热流密度比DNBR 来定量地表示这个限制条件。DNBR 是根据堆内某处燃料元件周围的冷却剂状态使用专门的计算公式而得到的临界热流密度与该处燃料元件表面的实际热流密度的比值。DNBR 随堆芯通道的长度是变化的，在整个堆芯内，DNBR 的最小值称为最小DNBR，用MDNBR 或DNBRmin 表示。为了确保燃料元件不烧毁，当计算的最大热功率下，MDNBR 不应低于某一规定值。如果计算热流密度的公式没有误差，则当MDNBR=1 时，表示燃料元件表面要发生沸腾临界。若该公式存在误差，则MDNBR 就要大于1。例如，W-3 公式的误差为23%，所以当使用W-3 公式计算DNBR 时，就要求MDNBR≥ 1.3。
（3）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余热。
（4）在稳态额定工况下，要求在计算的最大热功率下，不发生流动不稳定性。
对于压水堆，只要在堆芯最热通道出口附近冷却剂中的含气量不大于某一数值，就不会发生流动不稳定性。在反应堆内，即使燃料元件的形状、尺寸、密度和裂变物质的浓缩度都相同，堆芯内的中子通量分布也是不均匀的，再加上堆芯内存在控制棒，水隙、空泡及反射层的影响，中子通量的分布更是不均匀的。从而，堆芯内的热功率分布也是不均匀的。而燃料元件在加工、安装及运行中的各类工程因素也能造成实际值与设计值之间产生偏差。为了表示有关的热工参数的最大值偏离平均值（或名义值）的程度，引入了热管因子的概念。分两类：核热管因子和工程热管因子。

七、重要的核心程序代码
%流体堆芯出口温度计算
tfin=288;Fa=0.974;Nt=2895e+6;Wt=8916.667;b=0.05;
tfout=342;e0=0.01 ;
while e0>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_*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_=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=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;
while e11>0.001
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
end
De=4*(S^2-pi/4*dcs^2)/(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*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=15.5;
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
if dtf11<dtf12 %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;
while e12>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/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;
while e21>0.001
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*(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=15.5;
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
if dtf21<dtf22 %膜温压取两个中较小值，算得包壳外表面温度
tcs2=tf2+dtf21
else
tcs2=tf2+dtf22
end
dci=8.60e-3;tci2=349;e22=0.01;
while e22>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*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=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/10^6+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 e31>0.001
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-tf3)/tf3;
tf3=x3i %求出该控制体出口处的温度
end
De=4*(S^2-pi/4*dcs^2)/(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*Re3^0.8*Pr3^0.4*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/10^6)^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
if dtf31<dtf32 %膜温压取两个中较小值，算得包壳外表面温度
tcs3=tf3+dtf31
else
tcs3=tf3+dtf32
end
dci=8.60e-3;tci3=349;e32=0.01;
while e32>0.001
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_*FRN*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
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-7*p)*x3))*...
((0.1484-1.596*x3+0.1729*x3*abs(x3))*0.2049*G/10^6+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/2
%定位搁架出口压降计算
dPgr=Kgr*(G/3600)^2*(vfin+vfout)/2/2
%总的压降计算
dP=dPf+dPel+dPin+dPout+dPgr

八、计算结果及分析
1.流体堆芯出口温度tf,out= 323.3156℃；
2.堆芯内燃料棒的总传热面积F t =3.50256e+03 m2 ；
3.燃料棒表面平均热流密度q̂= 5.0611e+05w/m2 ；
4.燃料棒表面最大热流密度qmax= 1.0753e+06w/m2 ；
5.燃料棒平均线功率q̂l= 1.5105e+04w/m；
6.燃料棒最大线功率ql,max= 3.2093e+04w/m；
7.堆芯内总流通面积Af= 2.9007m2 ；
8.平均管流速V=4.0757m/s；
9.单元通道内流量Wu=0.2566Kg/s；
10. 单元通道面积Ab=8.7878e-5m2
11.第一控制体出口流体温度tf,h（L1）=291.4156℃；
12.第一控制体出口处的包壳外壁温tcs,h（L1）=302.8174℃；
13.第一控制体出口处的包壳内壁温tci,h(L1)= 307.1229℃；
14.第一控制体出口处的UO2芯块外表面温度tu,h（L1）= 372.5749℃；
15.第一控制体出口处的UO2芯块中心温度to,h(L1)=552.3271℃；
16.热管中的qDNB,h(L1)=5.5524e+6 w/m2 ；
17.DNBR(L1)=16.4370
18.第二控制体出口流体温度tf,h（L2）=299.9065℃；
19.第二控制体出口处的包壳外壁温tcs,h（L2）=322.1467℃；
20.第二控制体出口处的包壳内壁温tci,h(L2)= 330.5891℃；
21.第二控制体出口处的UO2芯块外表面温度tu,h（L2）=461.4931℃；
22.第二控制体出口处的UO2芯块中心温度to,h(L2)=903.3812℃；
23.热管中的qDNB,h(L2)=5.0732e+6w/m2 ；
24.DNBR(L2)=7.5092
25.第三控制体出口流体温度tf,h（L3）=313.2811℃；
26.第三控制体出口处的包壳外壁温tcs,h（L3）=348.2315℃；
27.第三控制体出口处的包壳内壁温tci,h(L3)=361.5972℃；
28.第三控制体出口处的UO2芯块外表面温度tu,h（L3）=574.1519℃；
29.第三控制体出口处的UO2芯块中心温度to,h(L3)=1474.8℃；
30.热管中的qDNB,h(L3)=4.3073e+6w/m2 ；
31.DNBR(L3)=3.9235
32.第四控制体出口流体温度tf,h（L4）=332.9278℃；
33.第四控制体出口处的包壳外壁温tcs,h（L4）=349.1277℃；
34.第四控制体出口处的包壳内壁温tci,h(L4)=357.6001℃；
35.第四控制体出口处的UO2芯块外表面温度tu,h（L4）=496.6855℃；
36.第四控制体出口处的UO2芯块中心温度to,h(L4)=992.1573℃；
37.热管中的qDNB,h(L4)=3.1221e+6w/m2 ；
38.DNBR(L4)=4.3495
39.第五控制体出口流体温度tf,h（L5）=336.1401℃；
40.第五控制体出口处的包壳外壁温tcs,h（L5）=346.2322℃；
41.第五控制体出口处的包壳内壁温tci,h(L5)=350.2303℃；
42.第五控制体出口处的UO2芯块外表面温度tu,h（L5）=415.6822℃；
43.第五控制体出口处的UO2芯块中心温度to,h(L5)=604.8904℃；
44.热管中的qDNB,h(L5)=2.9238e+6w/m2 ；
45. DNBR5 =8.6554
46.单相流体的摩擦压降△Pf=2.1308e+4 Pa
47.单相流体加速压降△Pa=0 Pa
48.单相流体提升压降△Pel= 2.5700e+4 Pa
49.堆芯出口局部压降△Pout= 6.7497e+3 Pa
50.堆芯进口局部压降△Pin=4.2564e+3 Pa
51.定位格架出口压降△Pgr=6.5231e+3 Pa
52.总的压降△P=6.4537e+4 Pa

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。

临界热流与烧毁比的汇总表
项目
临界热流×10^6w/m^2
DNBR
L
5.5524
16.4370
2L
5.0732
7.5092
3L
4.3073
3.9235
4L
3.1221
4.3495
5L
2.9238
8.6554

临界热流与烧毁比随着高度增加的变化趋势图

260
270
280
290
300
310
320
330
340
350
360
L
2
L
L
3
4
L
5
L
6
L
控制体出口温度
包壳外表面温度

从图上可以观察出，烧毁比先逐渐减小，又逐渐上升，即在中间段时有最小值，即堆芯中间段是最危险的地方。而临界热流随着高度的增加保持逐渐减小的趋势。

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
L
291.4156
302.8174
307.1229
372.5749
552.3271
2L
299.9065
322.1467
330.5891
461.4931
903.3812
3L
313.2811
348.2315
361.5972
574.1519
1474.8
4L
332.9278
349.1277
357.6001
496.6855
992.1573
5L
336.1401
346.2322
350.2303
415.6822
604.8904

从这幅反应各温度随轴向高度变化情况的表中可以知道：控制体出口的温度随着高度的增加保持不断上升趋势；包壳外表面温度、内表面温度、芯块表面温度、芯块中心温度则都有一个最值，即先增大，后来又逐渐减小，且最大值所在的高度逐渐的往堆芯半高处移动。

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