核反應(yīng)堆熱工(熱工部分)

反應(yīng)堆熱工水力學(xué)堆內(nèi)釋熱11.核反應(yīng)堆熱工分析的任務(wù)1安全：穩(wěn)定運行，能適應(yīng)瞬態(tài)穩(wěn)態(tài)變化，且保證在一般事故工況下堆芯不會破壞，最嚴(yán)重事故工況下也要保證堆芯放射性不泄漏經(jīng)濟(jì)：降低造價，減少燃料裝載量，提高冷卻劑溫度以及電廠熱力循環(huán)效率要求Text可靠性：其他特殊要求：比如一體化堆芯對結(jié)構(gòu)緊湊的要求等一2內(nèi)容BECDA分析燃料元件內(nèi)的溫度分布冷卻劑的流動和傳熱特性預(yù)測在各種運行工況下反應(yīng)堆的熱力參數(shù)各種瞬態(tài)工況下壓力、溫度、流量等熱力參數(shù)隨時間的變化過程事故工況下壓力、溫度、流量等熱力參數(shù)隨時間的變化過程2.核反應(yīng)堆熱工分析的內(nèi)容1一31.核裂變產(chǎn)生能量及其分布二裂變碎片的動能約占總能量的84%裂變能的絕大部分在燃料元件內(nèi)轉(zhuǎn)換為熱能，少量在慢化劑內(nèi)釋放，通常取97.4%在燃料元件內(nèi)轉(zhuǎn)換為熱能4不同核素所釋放出來的裂變能量是有差異的，一般認(rèn)為取堆內(nèi)熱源及其分布還與時間有關(guān)，新裝料、平衡運行和停堆后都不相同輸出燃料元件內(nèi)產(chǎn)生的熱量的熱工水力問題就成為反應(yīng)堆設(shè)計的關(guān)鍵1.核裂變產(chǎn)生能量及其分布二52.堆芯功率的分布及其影響因素二釋熱率單位體積的釋熱率裂變率單位時間，單位體積燃料內(nèi)，發(fā)生的裂變次數(shù)熱功率整個堆芯的熱功率計入位于堆芯之外的反射層、熱屏蔽等的釋熱量熱功率正比堆內(nèi)熱源的分布函數(shù)和中子通量的分布函數(shù)相同6堆芯功率的分布均勻裸堆進(jìn)行理論分析時極其有用活性區(qū)外面沒有反射層富集度相同的燃料均勻分布在整個活性區(qū)內(nèi)簡化一：簡化二：2.堆芯功率的分布及其影響因素二7目前絕大部分的堆都采用圓柱形堆芯，圓柱形堆芯的均勻裸堆，熱中子通量分布在高度方向上為余弦分布，半徑方向上為零階貝塞爾函數(shù)分布：外推半徑：外推高度：堆芯的釋熱率分布堆芯最大體積釋熱率2.堆芯功率的分布及其影響因素二8均勻裸堆中的中子通量分布2.堆芯功率的分布及其影響因素二9控制棒燃料布置水隙及空泡影響功率分布的因素均勻裝載燃料方案：分區(qū)裝載燃料方案：目前的核電廠普遍采用的方案布置特點：沿堆芯徑向分區(qū)裝載不同富集度的燃料，高富集度的裝在最外區(qū)，低富集度的在中心。優(yōu)點：堆芯功率分布得到展平，提高平均燃耗早期的壓水堆采用此方案優(yōu)點：裝卸料方便缺點：功率分布過于不平均，平均燃耗低2.堆芯功率的分布及其影響因素二10控制棒燃料布置水隙及空泡影響功率分布的因素三區(qū)分批裝料時的歸一化功率分布圖：通常I區(qū)的燃料富集度是最低的，III區(qū)的燃料富集度最高2.堆芯功率的分布及其影響因素二11控制棒燃料布置水隙及空泡影響功率分布的因素控制棒一般均勻布置在高中子通量的區(qū)域，既提高控制棒的效率，又有利于徑向中子通量的展平控制棒對徑向功率分布的影響

2.堆芯功率的分布及其影響因素二12控制棒燃料布置水隙及空泡影響功率分布的因素控制棒對反應(yīng)堆的軸向功率分布也有很大的影響控制棒對軸向功率分布的影響

2.堆芯功率的分布及其影響因素二13控制棒燃料布置水隙及空泡影響功率分布的因素分類停堆棒停堆棒通常在堆芯的外面，只有在需要停堆的時候才迅速插入堆芯調(diào)節(jié)棒調(diào)節(jié)棒是用于反應(yīng)堆正常運行時功率的調(diào)節(jié)補(bǔ)償棒補(bǔ)償棒是用于抵消壽期初大量的剩余反應(yīng)性的2.堆芯功率的分布及其影響因素二14控制棒燃料布置水隙及空泡影響功率分布的因素輕水作慢化劑的堆芯中，水隙的存在引起附加慢化作用，使該處的中子通量上升，提高水隙周圍元件的功率，增大了功率分布的不均勻程度克服辦法：采用棒束型控制棒組件

2.堆芯功率的分布及其影響因素二15控制棒燃料布置水隙及空泡影響功率分布的因素輕水作慢化劑的堆芯中，水隙的存在引起附加慢化作用，使該處的中子通量上升，提高水隙周圍元件的功率，增大了功率分布的不均勻程度克服辦法：采用棒束型控制棒組件

空泡的存在將導(dǎo)致堆芯反應(yīng)性下降沸水堆控制棒由堆底部向上插入堆芯的原因能減輕某些事故的嚴(yán)重性的原因2.堆芯功率的分布及其影響因素二16燃料元件數(shù)很多的非均勻圓柱形堆芯的通量分布總趨勢與均勻堆的是一樣的非均勻堆中的燃料元件自屏效應(yīng)，使得元件內(nèi)的中子通量和它周圍慢化劑內(nèi)的中子通量分布會有較大差異2.堆芯功率的分布及其影響因素二17非均勻堆柵陣用具有等效截面的圓來代替原來的正方形柵元假設(shè)熱中子僅在整個慢化劑內(nèi)均勻產(chǎn)生運用擴(kuò)散理論，燃料元件內(nèi)熱中子通量分布的表達(dá)式：若燃料棒表面處的熱中子通量為，則在處，，則：2.堆芯功率的分布及其影響因素二18燃料元件的自屏因子F為：對于棒狀燃料元件：采用富集鈾且燃料棒的尺寸比較細(xì)的情況，F(xiàn)的范圍為1.0～1.1精確的F值要根據(jù)逃脫幾率的方法求解2.堆芯功率的分布及其影響因素二19控制棒、慢化劑和結(jié)構(gòu)材料中熱量的產(chǎn)生和分布三慢化劑控制棒結(jié)構(gòu)材料材料：硼、鎘、鉿等，壓水堆一般采用銀-銦-鎘合金或碳化硼控制棒的熱源：吸收堆芯的輻射：用屏蔽設(shè)計的方法計算控制棒本身吸收中子的(n,)或(n,)反應(yīng)在芯棒和包殼之間充以某種氣體（如氦氣）以改善控制棒的工藝性能和傳熱性能20停堆后的功率四在反應(yīng)堆停堆后，由于中子在很短一段時間內(nèi)還會引起裂變，裂變產(chǎn)物的衰變以及中子俘獲產(chǎn)物的衰變還會持續(xù)很長時間，因而堆芯仍有一定的釋熱率。這種現(xiàn)象稱為停堆后的釋熱，與此相應(yīng)的功率稱為停堆后的剩余功率。21停堆后的功率四熱量燃料棒內(nèi)儲存的顯熱剩余中子引起的裂變裂變產(chǎn)物和中子俘獲產(chǎn)物的衰變22鈾棒內(nèi)的顯熱和剩余中子裂變熱大約在半分鐘之內(nèi)傳出，其后的冷卻要求完全取決于衰變熱壓水堆的衰變熱：停堆后的功率四23停堆后的功率四24剩余裂變功率的衰減停堆后時間非常短（0.1s內(nèi)）：停堆時間較長：停堆時間較長且反應(yīng)性變化較大：停堆后的功率四25剩余裂變功率的衰減對于恒定功率下運行很長時間的輕水慢化堆，在停堆時如果引入的負(fù)反應(yīng)性的絕對值大于4%，則其相對裂變功率的變化為：只適用于輕水堆且用U-235作燃料的反應(yīng)堆停堆后的功率四26衰變功率的衰減裂變產(chǎn)物的衰變功率：方法一：根據(jù)裂變產(chǎn)物的種類及其所產(chǎn)生的射線的能譜編制的計算機(jī)程序來計算裂變產(chǎn)物的衰變熱，較復(fù)雜，不作介紹方法二：把裂變產(chǎn)物作為一個整體處理，根據(jù)實際測量得到的結(jié)果，整理成半經(jīng)驗公式通常用于計算裂變產(chǎn)物衰變的半經(jīng)驗公式為：停堆后的功率四27衰變功率的衰減中子俘獲產(chǎn)物的衰變功率：若是用天然鈾或低富集度鈾作為反應(yīng)堆燃料的中子俘獲衰變功率為：若是低富集度鈾作為燃料的壓水堆，可取c=0.6,a=0.2上式忽略了其他俘獲產(chǎn)物對衰變功率的貢獻(xiàn)，通常間計算結(jié)果再乘以系數(shù)1.1停堆后的功率四28例題：某個以鈾為燃料的反應(yīng)堆，在825MW的熱功率下運行了1.5年之后停堆，試求（1）在下述時刻裂變產(chǎn)物的衰變功率：剛停堆，停堆后1小時，停堆后1年；（2）如果反應(yīng)堆的轉(zhuǎn)換系數(shù)C=0.88，那么在上述時刻U-239和Np-239的衰變功率各是多少？29解：已知（1）剛停堆時的衰變功率可由最短時間估算；停堆1小時約為；停堆1年約為，于是由可知剛停堆時

代入上式得同理30（2）由下式可知U-239的半衰期為23.5min31停堆后的冷卻五32停堆后的冷卻五33反應(yīng)堆熱工水力學(xué)堆內(nèi)傳熱34導(dǎo)熱對流換熱輸熱研究目的：在保證反應(yīng)堆安全的前提下，盡可能地提高堆芯單位體積的熱功率、冷卻劑的溫度等，以提高核動力的經(jīng)濟(jì)性熱量輸出過程：35導(dǎo)熱熱傳導(dǎo)微分方程定義：依靠熱傳導(dǎo)把燃料元件中由于核裂變產(chǎn)生的能量，從溫度較高的燃料芯塊內(nèi)部傳遞到溫度較低的包殼外表面的過程本章重點36熱傳導(dǎo)微分方程不同坐標(biāo)下的表達(dá)形式：直角坐標(biāo)圓柱坐標(biāo)球坐標(biāo)37包殼外表面與冷卻劑之間的傳熱包殼外表面與冷卻劑之間的傳熱是指通過單相對流、熱輻射或沸騰等傳熱模式把熱量從包殼外表面?zhèn)鬟f給冷卻劑的過程。對流換熱

這里單相對流傳熱是指固體表面與流動流體之間直接接觸時的熱交換過程。在這種傳熱過程中，除了存在流體的導(dǎo)熱之外，其主要作用的是由流體位移所產(chǎn)生的熱對流。此外，流體的物理性質(zhì)和流道幾何結(jié)構(gòu)也對單相對流傳熱有重要影響。單相對流傳熱可分為強(qiáng)迫對流和自然對流，層流和湍流傳熱。通常用牛頓冷卻定律來描述單相對流傳熱：

38或式中，q是表面熱流密度，W/m2；Tc是包殼外表面溫度（Tw是固體表面溫度），℃或K；Tf是在流通截面上流體（冷卻劑）主流溫度，℃或K；h是對流傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)或W/(m2·K)。h與熱導(dǎo)率k不同，k是物性量，而h是過程量，它與流體的運動和傳熱過程有關(guān)。例如，單相水在圓管內(nèi)作強(qiáng)迫對流定型湍流傳熱時，上式可以寫成：39在緊貼管壁附近，有一層厚度為Δy的流體薄層做層流流動，流體的大部分徑向溫差降落在此層內(nèi)，稱此層為熱邊界層。在熱邊界層內(nèi)，垂直于壁面方向所傳遞的熱量主要靠流體的導(dǎo)熱，因此有：式中，kf是流體的熱導(dǎo)率，W/(m·℃)或W/(m·K)。由上式可見，h與流體熱導(dǎo)率kf成正比，與熱邊界層（又稱流體膜）厚度Δy成反比。而Δy主要取決于流體的運動，一般來說，水的流速越高，Δy越小，則對流傳熱系數(shù)h越大。40熱輻射是物體因其溫度而發(fā)射的電磁波傳播所造成的熱量傳遞。沸騰傳熱是指流體在加熱表面發(fā)生各種沸騰工況時的傳熱。壓水堆在正常運行狀態(tài)下，包殼外表面與冷卻劑之間主要是單相對流換熱，只在最熱通道的出口段可能出現(xiàn)欠熱泡核沸騰或飽和泡核沸騰傳熱，輻射傳熱可以忽略；在某些事故（如流量喪失事故或冷卻劑喪失事故等）過程中，包殼外表面可能經(jīng)歷單相對流傳熱和各種沸騰傳熱工況，當(dāng)溫度很高時要考慮輻射傳熱。41冷卻劑的輸熱是指冷卻劑流過堆芯時，把燃料元件傳給冷卻劑的熱量以熱焓的形式載出反應(yīng)堆外的過程，它用冷卻劑的熱能守恒方程來描述。如果輸送到堆外的總熱功率為Pth，t,所需冷卻劑的質(zhì)量流量為mt,則冷卻劑流過反應(yīng)堆的焓升滿足下面載熱方程：冷卻劑的輸熱當(dāng)從反應(yīng)堆進(jìn)口到反應(yīng)堆出口所流過的冷卻劑都為單相流體時，上式也可寫成42例題：測量出反應(yīng)堆進(jìn)口總質(zhì)量流量mt=8400kg/s，反應(yīng)堆進(jìn)口冷卻劑溫度Tf,in=293℃，反應(yīng)堆出口冷卻劑溫度Tf,out=328℃，在堆內(nèi)冷卻劑壓力和平均溫度下冷卻劑的比定壓比熱容=6000J/(kg·℃)，試用熱平衡方法計算反應(yīng)堆輸出的總熱功率Pth,t。43強(qiáng)迫對流換熱流體在圓形通道內(nèi)強(qiáng)迫對流時的換熱系數(shù)

形式較簡單且應(yīng)用最廣的是Dittus-Boelter關(guān)系式：適用范圍：2.1.3.流體與壁面具有中等以下膜溫差4.式中：流體平均溫度為定性溫度加熱流體時，n=0.4冷卻流體時，n=0.3單相對流換熱44強(qiáng)迫對流換熱流體在圓形通道內(nèi)強(qiáng)迫對流時的換熱系數(shù)對具有較大膜溫差的情況，可采用Sieder-Tate公式：按流體主流溫度取值的流體的粘性系數(shù)按壁面溫度取值的流體的粘性系數(shù)適用范圍：式中：其余物性均以流體主流溫度作為定性溫度取值45例題：水在管內(nèi)作強(qiáng)迫湍流流動（定型），如果水的質(zhì)量流量和物性都保持不變，只是將管直徑減小到原來的1/2，試用D-B公式分析對流傳熱系數(shù)將變成原來的多少倍？解：由D-B公式可知原對流換熱系數(shù)可表示為由于物性參數(shù)不變，因此46強(qiáng)迫對流換熱水縱向流過平行棒束時的換熱系數(shù)采用棒束燃料組件的水冷堆中遇到的情況，即為此問題Weisman推薦的關(guān)系式：對于三角形柵格：對于正方形柵格：

常數(shù)C取決于柵格排列形式：47

例題：

某壓水堆的棒束燃料組件被縱向流過的輕水冷卻。若在棒束高度方向上任取一小段Δz，在該段內(nèi)冷卻劑平均溫度Tf=300℃，平均流速u=4m/s，冷卻劑壓力p=14.7MPa，燃料元件外表面平均熱流密度q=1.3×106W/m2，棒束柵格為正方形排列，棒外徑d=10mm，柵距P=13mm。試求該段內(nèi)某子通道的平均對流傳熱系數(shù)h和元件外表面溫度Tc。物性參數(shù)：℃W/（m2.℃）48解：由得因此W/（m2.℃）解：由W/（m2.℃）49得由℃50強(qiáng)迫對流換熱單相強(qiáng)迫對流層流換熱系數(shù)雖然在水冷反應(yīng)堆正常運行和預(yù)期的瞬態(tài)工況下不會發(fā)生層流流動，但是在某些事故工況下可能發(fā)生冷卻劑的層流。對于定型層流流動，其對流傳熱系數(shù)常按如下公式計算考慮到自然對流的影響米海耶夫推薦的關(guān)系式：液體的體積膨脹系數(shù)51影響單相強(qiáng)迫對流傳熱系數(shù)的主要因素

1.流體流動的狀態(tài)對h的影響流體處于不同的流動狀態(tài)（層流或湍流）有不同的傳熱機(jī)理。當(dāng)流體作純層流時，各層流體之間互不摻混，沿壁面法線方向（即垂直于流動方向）上的傳熱機(jī)理主要是分子導(dǎo)熱，即傳熱系數(shù)主要取決于流體的熱導(dǎo)率kf，因此，層流時的傳熱系數(shù)h值很低。當(dāng)流體作定型湍流流動，即在進(jìn)口穩(wěn)定段之后充分發(fā)展的湍流流動或稱旺盛湍流時，在層流底層之外的湍流區(qū)內(nèi)，流體微團(tuán)相互擾動和混合，從而使熱量的傳遞大大強(qiáng)化。流體速度越高，湍流區(qū)的交混越劇烈，因而對流傳熱系數(shù)越大，從式D-B公式可以看出，h與u0.8成正比。52影響單相強(qiáng)迫對流傳熱系數(shù)的主要因素

2.流體的物理性質(zhì)對h的影響不同流體，如空氣、燃?xì)?、水和油等，它們的物理性質(zhì)不同，對換熱過程的影響也不一樣。影響傳熱系數(shù)h的流體物性有流體的熱導(dǎo)率λf、密度ρ、黏度μ和定壓比熱容cp。無論是層流還是湍流，熱導(dǎo)率λf增加，傳熱系數(shù)h增大。密度ρ和黏度μ直接影響Re大小，從而對h造成影響。μ、cp和k組成Pr數(shù)，Pr值對h也有較強(qiáng)的影響。3.通道幾何對h的影響通道幾何包括通道的形狀和大小，以及傳熱表面的粗糙度等，它們對傳熱系數(shù)h有一定影響。53定義：由流體內(nèi)部密度梯度引起的流體的運動自然對流換熱通常是由流體本身的溫度場所引起的流體的自然對流或稱自由對流是由作用在密度發(fā)生變化的流體上的重力引起的流動換熱，而密度變化通常是由流體內(nèi)的溫度差產(chǎn)生。因此，其換熱強(qiáng)度主要取決于流體溫度差的大小。在反應(yīng)堆工程中，自然對流傳熱對堆的冷卻，特別是對停堆后的冷卻以及事故工況的冷卻和分析計算，都具有重要意義。54自然對流換熱自然對流傳熱準(zhǔn)則關(guān)系式一般取如下形式：系數(shù)C和指數(shù)n主要取決于物體的幾何形狀、放置方式以及熱流方向和Gr、Pr的范圍等。而下標(biāo)m是指取壁溫與流體主流溫度的算術(shù)平均值作為計算物性參數(shù)的定性溫度。自然對流的換熱極其復(fù)雜，通道的幾何形狀影響比較大，一般只能從實驗得到在某些特定條件下的經(jīng)驗關(guān)系式。55豎壁自然對流換熱當(dāng)壁面的熱流密度q為常數(shù)時，Hoffmann推薦用以下公式計算豎壁的自然對流換熱（實驗介質(zhì)為水）：

當(dāng)（層流時），當(dāng)（紊流時），式中為修正的格拉曉夫數(shù)，其表達(dá)式為：56豎壁自然對流換熱當(dāng)，當(dāng)，米海耶夫根據(jù)實驗數(shù)據(jù)（實驗介質(zhì)為水）得到如下公式：其中：57橫管3.2.2自然對流換熱水平放置的圓柱體對液態(tài)金屬的換熱計算：對于水等可用米海耶夫公式計算：在缺乏精確數(shù)據(jù)的情況下，可用上式粗略計算棒束或管內(nèi)的自然對流換熱58自然對流換熱下面給出在TRAC程序中所使用的適用于豎直平板和圓柱的自然對流傳熱關(guān)系式：層流：過渡流：湍流：596061網(wǎng)格劃分62截面速度分布63截面溫度分布

64沸水堆，壓水堆正常工況壓水堆中冷卻劑喪失事故末期沸騰換熱沸騰型式判定冷卻劑的傳熱工況大容積沸騰定義：由浸沒在具有自由表面原來靜止的大容積液體內(nèi)的受熱面所產(chǎn)生的沸騰特點：液體的流速很低，自然對流起主導(dǎo)作用流動沸騰定義：指流體流經(jīng)加熱通道時發(fā)生的沸騰特點：液體的流速較高，強(qiáng)迫對流起主導(dǎo)作用65沸騰曲線橫管壁面過熱度和熱流密度的關(guān)系曲線通常稱為沸騰曲線DNB延長線ONBCHF66（1）B點前：泡核沸騰和自然對流混合傳熱

當(dāng)液體處于或低于飽和溫度時，壁面過熱度不高，不能產(chǎn)生汽泡。隨著壁溫升高，壁面過熱度增大，達(dá)到發(fā)生泡核沸騰的過熱度時，緊貼加熱壁面的過熱液體層中的壁面起泡核心就生成汽泡，泡核沸騰開始。所生成的少量汽泡有的附著在壁面上，有的長大脫離壁面進(jìn)入液體中，依靠浮力向上運動，并且可能在途中冷凝。由于汽泡的形成、長大、脫離和冷凝以及自然對流的作用，傳熱增強(qiáng)，q隨Δtw有較快增加。67（2）BC區(qū)：泡核沸騰傳熱

由于所產(chǎn)生的汽泡數(shù)目增加，大量汽泡脫離壁面，造成對熱邊界層中液體的強(qiáng)烈擾動，使傳熱大大增強(qiáng)，q隨Δtw迅速增加。在加熱面附近會形成蒸汽片或蒸汽柱。（3）C點：臨界熱流工況（CHF）

該點標(biāo)志著泡核沸騰的上限。對于控制壁溫的情況，在C點后，由于部分加熱壁面被蒸汽覆蓋，傳熱強(qiáng)度減弱，q隨Δtw的增加反而下降；對于控制熱流的情況，加熱q稍微增加，壁溫tw驟然躍升至E點，壁溫大幅度躍升，可能導(dǎo)致壁面燒毀。68（4）CD區(qū)：過渡沸騰傳熱區(qū)

也稱部分膜態(tài)沸騰工況。汽-液交替覆蓋部分加熱壁面，傳熱變得不穩(wěn)定。由于有時蒸汽膜覆蓋加熱面，傳熱能力下降，q隨Δtw的增加反而下降。只有在控制壁溫的情況下，才能用實驗方法獲得CD工況。對于控制熱流的情況，稍增q，就會從C跳到E，用時極短，實際上不存在CD工況，而直接進(jìn)入膜態(tài)沸騰工況。69（5）D點：穩(wěn)定膜態(tài)沸騰起始點

該點q是膜態(tài)沸騰的最小值，所以也叫最小膜態(tài)沸騰工況。此時連續(xù)汽膜剛好覆蓋加熱壁面。該點由于液體剛好不能接觸加熱表面，所以也叫Leidenfrost點，該點壁面溫度也叫Leidenfrost溫度。（6）D點后：穩(wěn)定膜態(tài)沸騰傳熱工況

一層連續(xù)穩(wěn)定的蒸汽膜覆蓋在整個加熱表面上，熱量的傳遞主要通過汽膜導(dǎo)熱、對流和熱輻射，只不過在E點后熱輻射變得更強(qiáng)，因而q隨Δtw的增加而更加迅速上升。70各區(qū)域傳熱機(jī)理（1）單相液體自然對流區(qū)（B點前）

在池內(nèi)自下而上已建立溫度梯度，通過自然對流將加熱面上的熱量在液體內(nèi)向上傳遞。（2）泡核沸騰區(qū)（BC）

熱量從壁面?zhèn)鹘o液體建立起過熱液體邊界層，汽泡就在過熱液體邊界層內(nèi)的空穴中長大。71

液體微層迅速蒸發(fā)，繼續(xù)壁面吸熱，壁面溫度下降。當(dāng)微層蒸發(fā)完，由于向蒸汽傳熱較差，壁面溫度升高。此間，汽泡和過熱液體層間的界面發(fā)生著蒸發(fā)，即汽化潛熱傳熱，促進(jìn)汽泡產(chǎn)生。當(dāng)汽泡脫離加熱壁面時，帶走大部分過熱液體層，外層冷流體流向并浸濕壁面，壁溫下降。過熱液體邊界層又重新建立，壁溫上升。汽泡產(chǎn)生和脫離過程中，引起液體的隨機(jī)性運動，形成微對流。以上機(jī)理都導(dǎo)致泡核沸騰傳熱大大增強(qiáng)，達(dá)到很高的傳熱系數(shù)。72（3）臨界熱流（CHF）工況（C）汽泡合并

在加熱表面上產(chǎn)生的汽泡太多，使相鄰汽泡、汽柱合并，形成一層導(dǎo)熱性很差的蒸汽膜覆蓋在表面上，把加熱面與液體隔離開來，使傳熱惡化。流體動力學(xué)不穩(wěn)定性

在高熱流密度下，向壁外運動的蒸汽速度很大，與向壁面運動的流體速度構(gòu)成最大相對速度，在汽液界面出現(xiàn)很大波動，并失去穩(wěn)定，汽液逆向流動遭到破壞，蒸汽滯留在加熱面上，形成汽膜覆蓋，傳熱惡化。73（4）穩(wěn)定膜態(tài)沸騰工況（D點后）

一層連續(xù)穩(wěn)定的蒸汽膜覆蓋在整個加熱表面上，熱量的傳遞主要通過汽膜的導(dǎo)熱、對流和熱輻射，蒸汽以汽泡形式從汽膜逸出。主要熱阻局限在這層汽膜內(nèi)。壁面和液體間的溫差很大，液體不能接觸壁面，以維持汽膜穩(wěn)定。74（5）最小膜態(tài)沸騰工況（D）

在降低壁面熱流密度時，在此發(fā)生膜態(tài)沸騰向泡核沸騰的轉(zhuǎn)變。它是穩(wěn)定膜態(tài)沸騰的低限，相應(yīng)于連續(xù)汽膜的破壞和液-固接觸的開始（Leidenfrost點）。（6）過渡沸騰工況（CD）

汽液交替覆蓋加熱表面，表現(xiàn)出瞬態(tài)變化的傳熱特性，屬于不穩(wěn)定工況。特點是隨著壁面過熱度升高，熱流密度反而下降。75影響池沸騰主要因素（1）系統(tǒng)壓力

提高壓力，空穴泡化所需要的過熱度變小，使沸騰曲線BC段向左移動。壓力越高，同樣的壁面過熱度能傳遞更高的熱流密度。（2）主流液體溫度（欠熱度）

主流液體溫度對泡核沸騰傳熱強(qiáng)度沒有影響，但對qc有顯著影響。隨著欠熱度增加，qc升高。加熱表面越粗糙，泡核沸騰傳熱增強(qiáng)，但對qc和膜態(tài)沸騰傳熱的影響很小。76流動沸騰與大容積沸騰的區(qū)別，在于前者是在流動系統(tǒng)中產(chǎn)生的沸騰，流體的流動可以是自然循環(huán)，或者靠泵的驅(qū)動而產(chǎn)生的強(qiáng)迫循環(huán)3.3.1沸騰曲線無論是大容積沸騰還是流動沸騰，對實際應(yīng)用來說，最有意義的區(qū)段是由沸騰起始點一直延伸到發(fā)生沸騰臨界點流動沸騰的傳熱區(qū)域圖：77A—單相液體對流

欠熱液體受熱，壁溫和液體溫度提高。臨近壁面的液體形成熱邊界層，在液體中建立起徑向溫度梯度。壁面上沒有形成汽泡。B—欠熱泡核沸騰

隨著壁溫升高，壁面開始產(chǎn)生汽泡。壁溫已超過飽和溫度，但平均流體溫度仍然過冷。高欠熱度沸騰中，壁面產(chǎn)生汽泡數(shù)量很少，汽泡分散地附著在壁面上，汽泡頂部還受到過冷液體的冷凝作用，汽泡無法長大，產(chǎn)生蒸汽極少。78

低欠熱度沸騰中，汽泡長大并脫離壁面，在液核中慢慢凝結(jié)。這時產(chǎn)生蒸汽較多，是一種容積含汽效應(yīng)。C+D—飽和泡核沸騰

汽泡數(shù)量增加，蒸汽含量增加，泡核沸騰傳熱占主導(dǎo)，主要是汽化潛熱傳熱、汽液置換傳熱和微對流傳熱。主要特點是有很高的傳熱系數(shù)、壁溫升高不多、熱流密度增加很大。汽泡集并結(jié)塊，流道中間逐漸被蒸汽占據(jù)，開始環(huán)狀流動。79E+F—通過液膜的強(qiáng)制對流蒸發(fā)傳熱

剛進(jìn)入環(huán)狀流時，液膜還有汽泡生成。隨著液膜蒸發(fā)變薄，液膜導(dǎo)熱和對流傳熱逐漸強(qiáng)烈，壁溫降低，壁面過熱度下降。當(dāng)壁面過熱度低于發(fā)泡必需的過熱度時，不再產(chǎn)生汽泡，泡核沸騰受到抑制。此后，液膜的導(dǎo)熱和強(qiáng)制對流把熱量從壁面?zhèn)鬟f到液膜與汽核分界面上，并在該界面上產(chǎn)生蒸發(fā)，即強(qiáng)制對流蒸發(fā)傳熱。當(dāng)液膜減薄并蒸干時，進(jìn)入缺液區(qū)傳熱。80G—缺液區(qū)傳熱

液膜蒸干后，壁面被蒸汽覆蓋，傳熱能力急劇下降，壁溫突然躍升，液相以液滴的形式彌散在連續(xù)的蒸汽中。H—單相蒸汽對流傳熱液滴全部蒸發(fā)完，蒸汽逐漸過熱。81當(dāng)液體溫度遠(yuǎn)小于ts時，在ONB上沒有明顯可見的氣泡,只有熱的液體從過熱邊界層流到冷的液體中去核態(tài)沸騰傳熱隨著q的增加，在加熱面上產(chǎn)生氣泡，但很快在躍離壁面之前就被冷凝了，在熱邊界層引起微量的對流當(dāng)液體達(dá)到飽和溫度時，氣泡將不再在液體中凝結(jié)，而是上升到自由表面當(dāng)液體溫度接近ts時，氣泡在加熱面上長大并躍離壁面，它們升向自由表面的過程中，被冷液體所冷凝q82當(dāng)液體溫度遠(yuǎn)小于ts時，在ONB上沒有明顯可見的氣泡,只有熱的液體從過熱邊界層流到冷的液體中去核態(tài)沸騰傳熱隨著q的增加，在加熱面上產(chǎn)生氣泡，但很快在躍離壁面之前就被冷凝了，在熱邊界層引起微量的對流當(dāng)液體達(dá)到飽和溫度時，氣泡將不再在液體中凝結(jié)，而是上升到自由表面當(dāng)液體溫度接近ts時，氣泡在加熱面上長大并躍離壁面，它們升向自由表面的過程中，被冷液體所冷凝q83當(dāng)液體溫度接近ts時，氣泡在加熱面上長大并躍離壁面，它們升向自由表面的過程中，被冷液體所冷凝當(dāng)液體溫度遠(yuǎn)小于ts時，在ONB上沒有明顯可見的氣泡,只有熱的液體從過熱邊界層流到冷的液體中去核態(tài)沸騰傳熱隨著q的增加，在加熱面上產(chǎn)生氣泡，但很快在躍離壁面之前就被冷凝了，在熱邊界層引起微量的對流當(dāng)液體達(dá)到飽和溫度時，氣泡將不再在液體中凝結(jié)，而是上升到自由表面q84當(dāng)液體溫度遠(yuǎn)小于ts時，在ONB上沒有明顯可見的氣泡,只有熱的液體從過熱邊界層流到冷的液體中去核態(tài)沸騰傳熱隨著q的增加，在加熱面上產(chǎn)生氣泡，但很快在躍離壁面之前就被冷凝了，在熱邊界層引起微量的對流當(dāng)液體達(dá)到飽和溫度時，氣泡將不再在液體中凝結(jié)，而是上升到自由表面當(dāng)液體溫度接近ts時，氣泡在加熱面上長大并躍離壁面，它們升向自由表面的過程中，被冷液體所冷凝q85如圖，當(dāng)加熱面的溫度小于流體在該特定位置的飽和溫度，即時，是不會產(chǎn)生沸騰的，顯然產(chǎn)生沸騰的下限為：核態(tài)沸騰傳熱沸騰起始點(ONB)的判別:

∵∴過冷沸騰中壁面溫度和液體溫度的分布86核態(tài)沸騰傳熱沸騰起始點(ONB)的判別:

令：對于：則得：凡滿足上式的都落入圖中A區(qū)，在這個區(qū)域內(nèi)不會產(chǎn)生任何氣泡隨著距離z的增加，斜率減??；而質(zhì)量流密度G、通道直徑D或換熱系數(shù)的增加，斜率則增大通常q，，G是給定的，故易算出通道壁面溫度超過液體飽和溫度的起始點87核態(tài)沸騰傳熱當(dāng)壁面溫度超過飽和溫度時，不會立即就形成穩(wěn)定的過冷沸騰在液體的單相對流區(qū)與充分發(fā)展的過冷區(qū)之間存在一個“部分沸騰”區(qū)部分沸騰區(qū)：由較少汽泡發(fā)源點構(gòu)成，大部分熱量是通過單相對流方式由汽泡間的壁面向流體進(jìn)行傳遞，故并入液體的單相區(qū)88當(dāng)沸騰開始時壁面溫度由D′下降到D，而后隨著q的增加，壁溫按曲線DEF的趨勢而變化當(dāng)欠熱度不變時，隨著q的增加，與q之間的關(guān)系遵循ABD′線的規(guī)律，直至第一批汽泡生成為止3.3.2核態(tài)沸騰傳熱當(dāng)入口欠熱度和質(zhì)量流密度為給定時，在坐標(biāo)z處的通道內(nèi)壁面溫度隨熱流密度穩(wěn)定增加時的變化如圖所示:當(dāng)q為給定時，開始產(chǎn)生沸騰所需的過熱度比曲線ABDE所示的要高一些89核態(tài)沸騰傳熱Bergles和Rohsenow根據(jù)實驗數(shù)據(jù)得到過冷沸騰起始點的判據(jù)，對0.1~13.8MPa的水為：

聯(lián)立求解，就可得到在一定流體溫度下的沸騰起始點的q和單相強(qiáng)迫對流傳熱方程：90核態(tài)沸騰傳熱確定過冷沸騰起始點的位置的更為普遍的方法是把Jens-Lottes沸騰傳熱方程與單相強(qiáng)迫對流方程聯(lián)合求解，得到如下關(guān)系式：

：按Jens-Lottes方程求得的壁面過熱度：沸騰起始點的流體溫度其中：即：91

例題水以質(zhì)量流密度G=4074kg/(m2·s)流經(jīng)內(nèi)徑d=12mm的圓管。全長均勻加熱，管出口處水壓保持在絕壓15.085MPa。如果水出口溫度保持在321℃，確定該溫度下（定值），出口開始發(fā)生泡核沸騰（ONB）所要求的熱流密度qONB和相應(yīng)管壁溫度Tw,ONB?

飽和溫度ts=342℃，μL=0.84×10-4Pa·s，kL=0.51W/(m·℃)，PrL=192解：單相對流傳熱方程和泡核沸騰傳熱方程為W/（m2.℃）式（2）-（1）得（1）（2）即93整理后得令得（舍去）因此℃94例題設(shè)有一根垂直圓管，內(nèi)徑D=0.01016m，管長L=3.66m，沿管全長均勻加熱，總熱功率Pth=200kW，進(jìn)口水流量mL=0.432kg/s，進(jìn)口水溫度Tf,in=203℃，管內(nèi)壓力p=6.89MPa（常數(shù)），設(shè)單相水對流傳熱系數(shù)hL0=4.78×104W/(m2·℃)。液體平均比熱容cpL=4.94×103J/(m2·℃)。試確定泡核沸騰開始點處的壁溫TW,ONB和液體平均溫度Tf,ONB以及距進(jìn)口距離zONB，汽泡開始脫離壁面點處的液體平均溫度Tf,FDB和距進(jìn)口距離zFDB，熱平衡狀態(tài)下飽和沸騰開始點距進(jìn)口距離zSC。在p=6.89MPa下，hr=1.261×106J/kg，在Tf,in=203℃下的進(jìn)口水比焓hin=0.867×106J/kg，水的飽和溫度Ts=284.6℃，ρL=869.6kg/m3，kL=0.57W/（m.℃）95解：計算熱流密度℃1.泡核沸騰開始點（ONB）（1）Jens-Lottes公式℃96℃（2）Thom公式℃97℃（2）B-R公式℃由以上計算可以看出，B-R公式算得的在泡核沸騰開始點處的壁面溫度最低（即發(fā)生泡核沸騰所必需的壁面過熱度最低）。這主要是因為該模型假定了壁面上存在一切尺寸范圍的活性空穴，而實際上壁面上并不一定存在這樣大尺寸的空穴。同時，該模型認(rèn)為，只要第一個氣泡在壁面上出現(xiàn)，就認(rèn)為泡核沸騰開始。982.汽泡開始脫離壁面點（FDB），S-Z公式℃℃993.熱平衡飽和沸騰起始點距進(jìn)口距離100沸騰臨界特點：由于沸騰機(jī)理的變化引起的換熱系數(shù)的陡降，導(dǎo)致受熱面的溫度驟升臨界熱流密度：達(dá)到沸騰臨界時的熱流密度沸騰臨界一般和發(fā)生沸騰臨界時的流型有著密切的關(guān)系

沸騰臨界根據(jù)流動工況的不同通常分為兩類：過冷或低含汽量下的沸騰臨界高含汽量下的沸騰臨界101沸騰臨界過冷或低含汽量下沸騰臨界高含汽量下的沸騰臨界物理現(xiàn)象受熱面上逸出的氣泡數(shù)量太多，阻礙了液體的補(bǔ)充，在加熱面上形成一個蒸汽隔熱層，從而使傳熱性能惡化，加熱面的溫度驟升在高含汽量下，當(dāng)冷卻劑的流型為環(huán)狀流時，由于沸騰而產(chǎn)生過分強(qiáng)烈的汽化，液體層被破壞，從而導(dǎo)致的沸騰臨界物理特點當(dāng)熱流密度值超過臨界熱流密度值，此時溫度會躍升到下一個穩(wěn)定的膜態(tài)沸騰區(qū)所對應(yīng)溫度，溫度階躍可達(dá)到近千攝氏度，足以導(dǎo)致加熱面的迅速“燒毀”，故也稱為快速燒毀由于環(huán)狀流工況具有快速流動的蒸汽核心，具有較大的換熱悉數(shù)，壁溫升高速率要慢些，金屬材料不會立即燒損，但當(dāng)燃料元件包殼表面干濕交替變化時，包殼也會損壞，又稱慢速燒毀發(fā)生區(qū)域壓水堆的堆芯通道沸水堆的堆芯通道取決因素?zé)崃髅芏取⑾到y(tǒng)壓力、冷卻劑流量、含汽率以及冷卻劑流過堆芯時的焓升等因素主要取決于流型參數(shù)，而與近壁面參數(shù)關(guān)系很小102過渡沸騰傳熱包含沸騰和對流成分的關(guān)系式，如:Rohsenow關(guān)系式、Tong關(guān)系式、Ramu&Weisman關(guān)系式

現(xiàn)象關(guān)系式，如:Tong&Young關(guān)系式、Ragheb&Cheng關(guān)系式經(jīng)驗關(guān)系式，如:Ellion關(guān)系式Berenson關(guān)系式

定義：加熱表面上任意位置隨機(jī)存在的一種不穩(wěn)定膜態(tài)沸騰和不穩(wěn)定核態(tài)沸騰的結(jié)合，是一種中間傳熱方式

傳熱率隨溫度而變化，其大小取決于該位置每種沸騰形式存在的時間份額過渡沸騰傳熱的關(guān)系式大致包括以下三種形式：103過渡沸騰傳熱Ellion關(guān)系式:

實驗范圍:

Tong（1972）關(guān)系式:實驗范圍:

104過渡沸騰傳熱實驗范圍:

S.C.Cheng（1978）關(guān)系式：105膜態(tài)沸騰傳熱定義：在加熱表面形成穩(wěn)定的蒸汽膜層，q隨溫差的增加而增大，且該傳熱區(qū)的加熱表面主要通過輻射和強(qiáng)迫對流向蒸汽傳熱，也通過液體與壁面之間的相互作用向液體傳熱就流動沸騰而言，膜態(tài)沸騰可分為反環(huán)狀流和彌散流兩種流型當(dāng)空泡率份額小于30％當(dāng)空泡率份額大于80％處于以上兩者之間按照Groeneveld的區(qū)分流型準(zhǔn)則，膜態(tài)沸騰區(qū)可分為：反環(huán)狀流區(qū)：塊狀流過渡區(qū)：彌散流區(qū)：106膜態(tài)沸騰傳熱定義：在加熱表面形成穩(wěn)定的蒸汽膜層，q隨溫差的增加而增大，且該傳熱區(qū)的加熱表面主要通過輻射和強(qiáng)迫對流向蒸汽傳熱，也通過液體與壁面之間的相互作用向液體傳熱就流動沸騰而言，膜態(tài)沸騰可分為反環(huán)狀流和彌散流兩種流型當(dāng)空泡率份額小于30％當(dāng)空泡率份額大于80％處于以上兩者之間按照Groeneveld的區(qū)分流型準(zhǔn)則，膜態(tài)沸騰區(qū)可分為：反環(huán)狀流區(qū)：塊狀流過渡區(qū)：彌散流區(qū)：107膜態(tài)沸騰傳熱修正的Dittus－Boelter關(guān)系式：計算膜態(tài)沸騰傳熱的經(jīng)驗關(guān)系式式中為漂移流密度模型的空泡份額，適用范圍：壓力含汽率108膜態(tài)沸騰傳熱Groeneveld公式:式中:適用范圍：介質(zhì)為水的垂直或水平放置的圓管或環(huán)形管道質(zhì)量流密度只在80來個數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上擬合而來→分析的重要性1093.4燃料元件的型式、結(jié)構(gòu)及設(shè)計要求3.4.1燃料元件的型式及其冷卻方式燃料元件型式包括高溫氣冷堆鈉冷快堆壓水堆采用全陶瓷型的熱解碳涂層顆粒燃料采用不銹鋼做包殼，內(nèi)裝混合二氧化物陶瓷芯塊的棒狀燃料元件燃料元件的型式大致有：棒狀、管狀和板狀，而主要的是棒狀和管狀110燃料元件的型式及其冷卻方式111燃料元件的型式及其冷卻方式單面冷卻雙面冷卻從端部注入從中間注入回流式燃料元件分類:按冷卻方式分：按冷卻劑注入方式：管承壓的石墨水冷堆由于結(jié)構(gòu)復(fù)雜極少采用大多數(shù)反應(yīng)堆1123.4.2燃料元件的熱工設(shè)計要求設(shè)計要求BECDA保證燃料元件的包殼在堆整個壽期的完整性棒徑的選擇滿足物理設(shè)計和熱工傳熱的要求在整個壽期內(nèi)不產(chǎn)生的物理化學(xué)作用經(jīng)濟(jì)性好，價廉滿足結(jié)構(gòu)方面的要求并易于加工，工藝性能好1133.5燃料元件材料的熱物性核燃料三種可以用作核反應(yīng)堆燃料的核素:鈾-235、鈾-233和钚-239，目前在核反應(yīng)堆中使用的主要是鈾-235燃料的分類按使用形式：固體核燃料和液體核燃料固體核燃料液體核燃料按物理化學(xué)形態(tài)分：金屬型（包括合金）陶瓷型彌散體型是核燃料與某種液體載體有水溶液、低熔點的熔鹽，以及液態(tài)金屬液體核燃料具有系統(tǒng)簡單，能夠連續(xù)操作，以及具有較大負(fù)溫度系數(shù)而帶來的固有安全性等許多獨特的優(yōu)點，但還有很多技術(shù)問題，如結(jié)構(gòu)材料腐蝕、液體載體的輻照穩(wěn)定性等問題114核燃料良好的輻照穩(wěn)定性良好的熱物性（熔點高，熱導(dǎo)率大，熱膨脹系數(shù)小）高溫下與包殼的相容性好與冷卻劑接觸不產(chǎn)生強(qiáng)烈化學(xué)腐蝕工藝性能好，制造成本低，便于后處理對固體核燃料來說，除了能產(chǎn)生裂變外，還須滿足下列要求:當(dāng)前實際應(yīng)用的核燃料，主要是固體核燃料早期動力堆采用金屬鈾及其合金作為核燃料，但由于它們的高溫穩(wěn)定性不好，高燃耗下尺寸穩(wěn)定性差，現(xiàn)已被陶瓷材料及彌散體燃料所代替115金屬鈾及鈾合金陶瓷燃料彌散體燃料3.5.1核燃料金屬鈾優(yōu)點：密度高；熱導(dǎo)率大；工藝性能良好缺點：高溫下穩(wěn)定性不好，高燃耗下尺寸穩(wěn)定性差，腐蝕率高，在中子輻照下會發(fā)生“長大”和“腫脹”的現(xiàn)象“長大”：多發(fā)生在低于350℃的環(huán)境下，會使燃料芯塊變變形，表面粗糙，強(qiáng)度降低，以至破壞“腫脹”：工作溫度超過400℃，由裂變氣體氪和氙在晶格中形成小汽泡引起116金屬鈾及鈾合金陶瓷燃料彌散體燃料3.5.1核燃料金屬鈾鈾合金可提高鈾的輻照穩(wěn)定性，顯著改善鈾的抗水腐蝕性通常在鈾中添加少量的Mo，Zr，Nb+Zr或Si由于性能更加良好的陶瓷型二氧化鈾獲得較快的發(fā)展，因而在動力堆中沒有被廣泛采用

金屬鈾在熔點以下具有三種同素異形體，分別為：相、相和相鈾，各具有不同的晶格構(gòu)造，它們發(fā)生相變的溫度是：相相相熔化774℃668℃1133℃斜方晶格四方晶格體心立方晶格117金屬鈾及鈾合金陶瓷燃料彌散體燃料3.5.1核燃料金屬鈾陶瓷體核燃料化合物主要有三種：氧化物、碳化物和氮化物目前動力堆中，廣泛使用的核燃料是二氧化鈾陶瓷燃料

優(yōu)點：熔點高；高溫和高輻照下幾何形狀比較穩(wěn)定；在高溫水和液態(tài)鈉中具有良好的耐腐蝕性能；與包殼材料鋯合金、不銹鋼的相容性好缺點：導(dǎo)熱性能差，在熱梯度下的脆性碳化物和氮化物，各方面性能較好，但與水易發(fā)生反應(yīng)，故壓水堆中沒有采用，只能考慮在氣冷堆或鈉冷堆中使用118金屬鈾及鈾合金陶瓷燃料彌散體燃料3.5.1核燃料二氧化鈾的主要物理性質(zhì)熔點

UO2的熔點隨O/U比和微量雜質(zhì)而變化，由于UO2在高溫下會析出氧，使得O/U比在加熱過程中要發(fā)生變化，因此UO2的真正熔點難以測定。一般認(rèn)為是2800℃左右。輻照后，隨著固相裂變產(chǎn)物的積累和O/U比的變化，燃料的熔點會有所下降，燃耗每增加104兆瓦日/噸鈾，熔點下降32℃密度

UO2的理論密度是10.95～10.97g/cm3，實際制造出來的UO2芯塊是由粉末狀的UO2燒結(jié)出來的，由于制造工藝造成存在空隙，達(dá)不到理論密度，計算中一般取95%理論密度下的值119金屬鈾及鈾合金陶瓷燃料彌散體燃料3.5.1核燃料二氧化鈾的主要物理性質(zhì)熱導(dǎo)率

UO2熱導(dǎo)率在燃料元件的傳熱計算中具有特別重要的意義，因為導(dǎo)熱性能的好壞將直接影響芯塊內(nèi)的溫度分布和芯塊中心的最高溫度120金屬鈾及鈾合金陶瓷燃料彌散體燃料3.5.1核燃料彌散體燃料是用機(jī)械方法把燃料彌散在熱導(dǎo)率高、高溫穩(wěn)定性好的基體金屬中制成的材料性質(zhì)：基本與基體材料相同

優(yōu)點：通常耐輻照，耐冷卻劑腐蝕，導(dǎo)熱性能好缺點：基體材料所占百分比大，必須采用富集鈾和較能承受熱應(yīng)力1213.5.2包殼材料作用：包覆核燃料使之不受冷卻劑的化學(xué)腐蝕與機(jī)械腐蝕作為放射性裂變產(chǎn)物的第一道安全屏障包容裂變氣體和其他裂變產(chǎn)物，防止它們擴(kuò)散到冷卻劑中選擇包殼材料，必須綜合考慮的因素：具有良好的核性能與核材料的相容性要好，能耐較高的溫度具有良好的導(dǎo)熱性能具有良好的力學(xué)性能應(yīng)有良好的抗腐蝕能力具有良好的輻照穩(wěn)定性容易加工成形，成本價廉，便于后處理1223.5.2包殼材料鋯合金：高溫下具有良好的抗水腐蝕性，添加少量的錫和鐵可以顯著改善強(qiáng)度鋯及其合金在高溫下會與水蒸氣發(fā)生下列反應(yīng)：

當(dāng)燃料包殼內(nèi)氫的含量達(dá)到一定限度后會使包殼的力學(xué)性能明顯惡化，將發(fā)生氫脆現(xiàn)象鋯-4的氫脆現(xiàn)象比鋯-2的要好得多，故現(xiàn)代壓水堆核電站優(yōu)先選用鋯-4合金作為包殼材料，而沸水堆多選用鋯-2合金，也有鋯-2合金1233.5.2包殼材料不銹鋼和鎳基合金：不銹鋼的優(yōu)點：良好的抗腐蝕性和抗輻照性不銹鋼的缺點：中子吸收截面積較大，高溫水中含有氧或鹵素時易產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕在快堆中，所用材料對中子吸收截面的要求不像熱堆內(nèi)那樣嚴(yán)格，中子利用率較好，因而目前快堆多采用奧氏體不銹鋼包殼查資料，也有用鎳基合金的1243.5.3輻照對燃料元件性能的影響

堆內(nèi)的輻射主要成分：α粒子、β粒子、γ射線、中子以及裂變產(chǎn)物輻照及燃耗對二氧化鈾熱物性及力學(xué)特性的影響熔點：在堆內(nèi)輻照下熔點將有所下降，燃耗越深，熔點下降越大熱導(dǎo)率：總的趨勢是，熱導(dǎo)率隨著燃耗的增加而減小，其影響大小與輻照時的溫度有很大關(guān)系力學(xué)特性：當(dāng)溫度低于1000℃左右時，它是一種脆性材料；在1400℃以上，則轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄圆牧?25二氧化鈾燃料的密實化和結(jié)構(gòu)變化、燃料芯塊的腫脹和裂變氣體的釋放3.5.3輻照對燃料元件性能的影響由于“熱靜效應(yīng)”，即在高溫下對二氧化鈾施加靜壓力的塑性流動，會造成燃料芯塊的密實化，使孔隙消失，芯塊體積變小燃料芯塊內(nèi)部溫度很高，溫度梯度很大，熱應(yīng)力會引起裂紋，晶粒的結(jié)構(gòu)也會變化，芯塊結(jié)構(gòu)可能發(fā)生顯著的變化燃料芯塊的腫脹和裂變氣體的釋放凈膨脹是輻照導(dǎo)致密實化和輻照引起腫脹的代數(shù)和，少量的燃料密實化并非有害，可抵消腫脹的影響核裂變過程中氣體裂變產(chǎn)物Kr從Xe從芯塊的釋出，可使芯塊和包殼的氣體導(dǎo)熱率發(fā)生變化，為此需求出芯塊和包殼內(nèi)壁的間隙中裂變氣體的含量1263.5燃料元件的徑向溫度分布堆芯傳熱的核心問題是確定燃料元件所能傳給冷卻劑的熱流率，分析燃料元件的傳熱及在元件任意截面上的溫度分布。3.5.1板狀燃料元件1.只討論穩(wěn)態(tài)傳熱問題，溫度變化與時間無關(guān)。2.元件的厚度遠(yuǎn)小于高度和寬度，因此，可以忽略高度和寬度方向的導(dǎo)熱，從而是一維導(dǎo)熱問題。3.當(dāng)討論元件橫截面上的傳熱問題時，可以把元件分成許多小段來處理，每一小段的長度比堆芯高度小得多。芯塊內(nèi)的中子通量的自屏效應(yīng)和周向不均勻性可以忽略不計。于是，每一小塊內(nèi)的中子通量和熱流密度為常數(shù)。4.包殼和冷卻劑內(nèi)不釋熱，所有材料為常物性。5.不考慮氣隙熱阻。簡化假設(shè)：127簡化模型：ab128圖為一雙面冷卻、且冷卻條件相同的板狀燃料元件示意圖，其芯塊的導(dǎo)熱是屬于有內(nèi)熱源的固體導(dǎo)熱問題，故可用下式描述：

邊界條件：

假設(shè)芯塊內(nèi)的體積釋熱率是均勻的，且Ku是常數(shù)，則上式的通解是：可得：129板狀燃料元件的包殼屬于無內(nèi)熱源的固體導(dǎo)熱問題根據(jù)傅里葉定律：可改寫為：積分得：

邊界條件：于是：1303.5.2棒狀燃料元件1.只討論穩(wěn)態(tài)傳熱問題，溫度變化與時間無關(guān)。2.元件的半徑遠(yuǎn)小于高度，因此，可以忽略高度方向的導(dǎo)熱，從而是一維導(dǎo)熱問題。3.當(dāng)討論元件橫截面上的傳熱問題時，可以把元件分成許多小段來處理，每一小段的長度比堆芯高度小得多。芯塊內(nèi)的中子通量的自屏效應(yīng)和周向不均勻性可以忽略不計。于是，每一小塊內(nèi)的中子通量和熱流密度為常數(shù)。4.包殼和冷卻劑內(nèi)不釋熱，所有材料為常物性。簡化假設(shè)：131簡化模型：ab1321.燃料芯塊內(nèi)（有內(nèi)熱源）的導(dǎo)熱及其橫截面上溫度分布對于燃料熱導(dǎo)率為常數(shù)的燃料芯塊導(dǎo)熱微分方程，可以簡化成：對方程兩次積分后得到通解為：得棒狀燃料元件燃料芯塊內(nèi)的溫度分布函數(shù)為：令得燃料芯塊表面溫度為：133根據(jù)熱平衡，在穩(wěn)態(tài)條件下，在微元段內(nèi)通過圓柱面導(dǎo)出的熱功率應(yīng)等于該柱面范圍內(nèi)燃料產(chǎn)生的總熱功率，即因此：或線功率：單位時間內(nèi)單位燃料芯塊長度上導(dǎo)出的總熱量，單位W/m?？捎扇剂蟽?nèi)最大溫降（T0-TS）表示。1342.燃料芯塊與包殼內(nèi)表面之間的間隙內(nèi)的溫度分布對于間隙內(nèi)導(dǎo)熱系數(shù)為常數(shù)的微分方程，可以簡化成：對方程兩次積分后得到通解為：得間隙內(nèi)的溫度分布函數(shù)為：棒狀燃料元件的燃料—包殼間隙內(nèi)的溫度分布函數(shù)為對數(shù)關(guān)系。135根據(jù)傅里葉定律，可求得從燃料芯塊表面導(dǎo)出的熱功率為：從而得1363.包殼內(nèi)的導(dǎo)熱和其溫度分布對于包殼內(nèi)的溫度分布函數(shù)為根據(jù)傅里葉定律，可求得從包殼內(nèi)表面到外表面導(dǎo)出的熱功率為：從而得1374.包殼外表面對冷卻劑的傳熱包殼外表面?zhèn)鹘o冷卻劑的熱功率用牛頓冷卻公式計算：根據(jù)熱平衡，在穩(wěn)態(tài)工況下，在微元段內(nèi)燃料芯塊產(chǎn)生的熱功率等于穿過間隙的熱功率，等于穿過包殼的熱功率，也等于傳給冷卻劑的熱功率，即將上述溫度表達(dá)式依次寫成如下形式：138四式相加可得從燃料中心到冷卻劑的總溫降：139例題壓水堆棒狀燃料元件燃料芯塊的直徑du=8.19mm，熱導(dǎo)率ku=2.5W/(m·℃)；包殼內(nèi)外直徑分別為dCI=8.36mm，dCS=9.5mm，熱導(dǎo)率kc=17.5W/(m·℃)；燃料—包殼間隙內(nèi)氣體的熱導(dǎo)率kG=0.5W/(m·℃)。已知元件軸向點z處的線功率ql=4.185×104W/m，對應(yīng)冷卻劑溫度Tf=310℃，包殼外表面對流換熱系數(shù)h=4.7×104W/(m2·℃)。試求點z處包殼外表面溫度Tc，內(nèi)表面溫度TCI，燃料芯塊外表面溫度TS和其中心線溫度T0，并畫出溫度分布曲線。

140解：由推導(dǎo)結(jié)果得1411423.6包殼與芯塊間的間隙傳熱及其隨燃耗的變化棒狀燃料元件的UO2陶瓷燃料芯塊與鋯合金包殼之間存在間隙，在該間隙內(nèi)充有氦氣，以及隨著反應(yīng)堆運行燃料釋放的裂變氣體氪、氙等，這種混合氣體的熱導(dǎo)率很低，并且隨著燃耗的加深，裂變氣體所占的份額越來越多，氣隙內(nèi)熱導(dǎo)率進(jìn)一步降低。因此，即使氣隙熱態(tài)間隙很小，也會使氣隙的溫差高達(dá)200～300℃，從而使燃料芯塊的溫度大幅度提高。所以，棒狀燃料元件的氣隙熱阻是很大的，不能忽略。一般把燃料芯塊表面與包殼內(nèi)表面之間的間隙看作是一個沒有內(nèi)熱源的薄層，芯塊所產(chǎn)生的熱量通過這個氣隙傳遞到包殼內(nèi)表面。143由右圖可見，間隙傳熱計算的可靠程度，將極大地影響燃料芯塊溫度計算的準(zhǔn)確性。用下式定義間隙總的傳熱系數(shù)，或稱間隙熱導(dǎo)：144間隙熱導(dǎo)的計算相當(dāng)復(fù)雜，其原因是：1.隨著反應(yīng)堆的運行，裂變氣體越來越多，氣隙內(nèi)混合氣體的熱導(dǎo)率會降低。2.在反應(yīng)堆運行中，包殼和芯塊的熱膨脹和輻照腫脹，使間隙尺寸隨著運行工況而改變。3.在運行過程中芯塊與包殼可能發(fā)生接觸，熱量可以通過接觸點傳導(dǎo)，還可以通過接觸點以外的表面間的氣隙傳導(dǎo)。而對這種傳導(dǎo)作用有影響的參數(shù)很多，關(guān)系也很復(fù)雜。計算間隙熱導(dǎo)的方法大致可分為三類：1.采用氣隙導(dǎo)熱模型。2.采用氣隙導(dǎo)熱和接觸導(dǎo)熱混合模型。3.采用經(jīng)驗數(shù)值。1451.氣隙導(dǎo)熱模型把冷態(tài)下的氣隙看作是一個薄的同心圓環(huán)，并忽略對流和輻射傳熱作用，則通過間隙的傳熱主要是導(dǎo)熱，可認(rèn)為是一個無內(nèi)熱源的環(huán)形氣隙的導(dǎo)熱問題計算混合氣體熱導(dǎo)率的方法：惰性氣體的熱導(dǎo)率可表示為：A1，B1為實驗常數(shù)，可查表3-8氣體混合物的熱導(dǎo)率可用下式計算：氣隙導(dǎo)熱模型的主要困難在于難以確定熱態(tài)下間隙中裂變氣體的含量和間隙尺寸的大小，比較適合于新的燃料元件和低燃耗的情況1462.接觸導(dǎo)熱模型燃料芯塊因溫度升高而膨脹，還會因輻照而產(chǎn)生腫脹和變形，這就可能使得芯塊與包殼接觸，一般都認(rèn)為在燃料芯塊和包殼之間只有少數(shù)的離散點接觸通過間隙的熱流密度是表面間氣隙導(dǎo)熱和接觸點導(dǎo)熱作用的熱流密度疊加的總和。接觸導(dǎo)熱模型比較適合于燃耗很深，包殼與芯塊已發(fā)生接觸的情形1473.間隙熱導(dǎo)的經(jīng)驗數(shù)據(jù)目前，國外設(shè)計的的壓水堆和沸水堆電站，多采用間隙導(dǎo)熱的經(jīng)驗數(shù)據(jù)，而不用公式計算。上述經(jīng)驗數(shù)據(jù)代表整個運行壽期內(nèi)可能出現(xiàn)的最低值。對于沸水堆燃料元件，這個數(shù)值與實際情況是比較接近的；對于壓水堆，由于一次系統(tǒng)的壓力比較高，接觸壓力較大，這個經(jīng)驗數(shù)值偏于保守。若燃料芯塊與包殼恰好接觸，且接觸壓力為零，那么等效傳熱系數(shù)約為5678，目前在大型輕水動力堆設(shè)計中，一般取這個數(shù)值作為計算依據(jù)1483.7傳熱系數(shù)對燃料元件釋熱的影響棒狀燃料元件釋熱率的計算公式：從上式可知，在燃料元件尺寸、燃料熱導(dǎo)率、間隙熱導(dǎo)率和包殼熱導(dǎo)率都已確定的情況下，對于任何一個恒定的體積釋熱率的值，為了既要提高冷卻劑溫度（可使裝置的熱效率提高），同時又不使燃料中心溫度過高，就必須盡量提高傳熱系數(shù)。另一方面，如果T0被限定為一定的值（即燃料允許溫度），則為了提高釋熱率，也必須增高傳熱系數(shù)?？梢?，提高傳熱系數(shù)的好處是：或者提高裝置的熱效率，增加堆的功率輸出；或者降低燃料元件的工作溫度，提高堆的安全性。149是否可無限提高傳熱系數(shù)？提高傳熱系數(shù)的極限是什么？從上式可知，冷卻劑的溫度接近包殼外表面溫度。提高傳熱系數(shù)會受到實際條件的限制，對于單相流傳熱來說。必須提高冷卻劑的流速，其結(jié)果不僅會增加主泵功耗，而且會引起燃料組件的振動和表面沖刷等；對于沸騰的兩相流動來說，傳熱系數(shù)受沸騰危機(jī)的限制。當(dāng)時150例題壓水堆棒狀燃料元件燃料芯塊的直徑du=8.19mm，熱導(dǎo)率ku=2.5W/(m·℃)；包殼內(nèi)外直徑分別為dCI=8.36mm，dCS=9.5mm，熱導(dǎo)率kc=17.5W/(m·℃)；燃料—包殼間隙內(nèi)氣體的熱導(dǎo)率kG=0.5W/(m·℃)。如果燃料中心溫度限制在2800℃，包殼外表面溫度限制在350℃，試求棒狀燃料元件的極限體積釋熱率。

1513.8燃料元件的軸向溫度分布1.堆芯為無干擾圓柱堆芯，堆芯和燃料元件內(nèi)的體積釋熱率沿軸向z成余弦分布。2.燃料、包殼材料和冷卻劑的熱物性以及對流傳熱系數(shù)沿冷卻劑流動方向z都為常數(shù)。3.忽略燃料元件的軸向和周向?qū)帷?.不考慮沸騰傳熱?；炯僭O(shè)：3.8.1棒狀燃料元件堆芯內(nèi)燃料元件和其冷卻劑的軸向溫度分布取決于元件內(nèi)的體積釋熱率的分布。由于反應(yīng)堆存在核的和工程的各種因素的影響，堆芯和元件內(nèi)的體積釋熱率沿軸向的分布是很復(fù)雜的。152沿冷卻劑通道的焓場和溫度場、包殼外表面的溫度分布以及燃料芯塊的中心溫度分布3.8.1棒狀燃料元件燃料元件的釋熱率分布、幾何尺寸以及冷卻劑的流量、進(jìn)口溫度、進(jìn)口焓等條件已知條件：待求量：1533.8.1棒狀燃料元件取坐標(biāo)原點在堆芯中平面上，對每根燃料元件在其原點處有最大體積釋熱率值：（1）（2）（3）

如果我們在堆芯任意徑向位置r=R處選擇一根燃料元件，就這根元件而言，其軸向位置z處的燃料釋熱率可以寫成：154試考慮由堆芯中徑向位置R處的一根燃料棒和其周圍冷卻劑構(gòu)成的冷卻劑通道。如果通道進(jìn)口處冷卻劑溫度已知，通道出口處冷卻劑溫度未知。在通道任意軸向坐標(biāo)z處取高度為dz的一微元段，則在該段內(nèi)根據(jù)熱平衡，冷卻劑吸收的熱功率等于燃料釋放的熱功率，即3.8.1棒狀燃料元件冷卻劑溫度的軸向分布（4）將上式積分得：（5）于是得冷卻劑溫度的表達(dá)式：（6）155如果忽略外推長度，則（6）式簡化為：3.8.1棒狀燃料元件冷卻劑溫度的軸向分布（7）當(dāng)z=H/2時，便得到冷卻劑出口溫度為：（8）式（6）表明，冷卻劑溫度沿z呈正弦函數(shù)一直增加，在堆芯出口達(dá)到最大值。其增加速率是z的余弦函數(shù)，在z=0處溫度的增加速率最大，向堆芯上下兩端它的變化速率逐漸減小。1563.8.1棒狀燃料元件包殼外表面和內(nèi)表面溫度的軸向分布（9）（10）（11）在求得冷卻劑溫度之后，可根據(jù)牛頓冷卻公式來獲得包殼外表面溫度分布：將（3）式和（6）式代入（9）式，得式中膜溫差為：1573.8.1棒狀燃料元件包殼外表面和內(nèi)表面溫度的軸向分布（12）如果忽略外推長度則（10）式簡化為：TC(z)沿軸向z呈正弦加余弦的復(fù)合函數(shù)分布。如圖所示及（10）式可以得出：包殼外表面溫度Tc(z)等于相應(yīng)點冷卻劑溫度Tf(z)加上該點的膜溫壓。由于Tf(z)是z的正弦函數(shù)，而膜溫壓是z的余弦函數(shù)，因而兩者之和有如下規(guī)律：1.在燃料元件中分面的上游（z<0），Tf(z)和膜溫壓的值都隨z的增加而增大，因而Tc(z)也隨z的增加而升高。2.在z=0處，膜溫壓達(dá)到最大值。1583.8.1棒狀燃料元件包殼外表面和內(nèi)表面溫度的軸向分布（13）將（10）式的Tc(z)和（3）式代入徑向分布表達(dá)式，得到包殼內(nèi)表面溫度：3.當(dāng)越過中分面后，膜溫壓開始下降，但Tf(z)仍然繼續(xù)上升，且在z>0的某區(qū)域內(nèi)Tf(z)的增加速率超過膜溫壓的下降速率，故Tc(z)在該區(qū)域內(nèi)仍然隨z增加，但增加的速率逐漸變小，即曲線變平。4.再往下游，由于冷卻劑溫度沿z的增加速率變慢（因進(jìn)入低釋熱區(qū)），而膜溫壓的下降速率加快，因而在z>0的某點上Tc(z)達(dá)到最大值。所以在此點的下游，Tc(z)值逐漸下降。1593.8.1棒狀燃料元件燃料芯塊表面溫度和中心溫度的軸向分布（14）（15）在燃料元件軸向位置z點，將（3）式和（13）式的表達(dá)式代入徑向分布表達(dá)式，便得到燃料芯塊表面溫度：將（14）式和（3）式代入徑向分布表達(dá)式，便得到燃料芯塊中心溫度溫度：Ts(z)與T0(z)沿冷卻劑通道軸向z的變化規(guī)律與Tc(z)相同。1603.8.1棒狀燃料元件燃料元件最高溫度的軸向位置及其數(shù)值（16）（17）燃料元件的最高溫度點和其大小對反應(yīng)堆運行的安全性十分重要，故需要求出他們的位置和數(shù)值。1.包殼外表面最高溫度的軸向位置在zc及其數(shù)值Tcm：將Tc(z)的表達(dá)式對z微分并令其等于零，得因此（18）161分析：1.反正切函數(shù)的所有自變量都是正值，故zc應(yīng)是正值。這說明包殼外表面最高溫度的點位于堆芯中分面的下游（z>0區(qū)）。這是由于低溫冷卻劑沿燃料元件自下而上流動的緣故。2.包殼外表面最高溫度點的位置與中子注量率或燃料體積釋熱率無關(guān)。zc僅取決于燃料元件的冷卻條件，提高對流換熱系數(shù)或降低冷卻劑流量值都會使包殼外表面最高溫度的點遠(yuǎn)離堆芯中分面向下游移動。將（18）式代入（12）式便得包殼外表面最高溫度的值。1623.8.1棒狀燃料元件燃料元件最高溫度的軸向位置及其數(shù)值（19）（20）2.燃料表面和燃料中心最高溫度的軸向位置zs、z0及其數(shù)值Tsm和T0m。使用與求得包殼外表面最高溫度相同的方法可求得相應(yīng)參數(shù)如下：Tcm、Tsm和T0m的軸向位置一個比一個更靠近燃料元件中分面（z=0）。163例題在某壓水堆堆芯中，以z=0為棒狀元件中分面，求該棒狀燃料元件的最大軸向位置zc、zs、z0以及最大溫度值Tcm、Tsm、T0m。

冷卻劑質(zhì)量流量

元件線功率冷卻劑進(jìn)口溫度W/(m·℃)W/m℃堆芯高度燃料芯塊直徑芯塊熱導(dǎo)率包殼內(nèi)徑包殼外徑包殼熱導(dǎo)率W/(m·℃)氣隙熱導(dǎo)率W/(m·℃)包殼外表面與冷卻劑的對流傳熱系數(shù)W/(m2·℃)164積分熱導(dǎo)率的概念3.8.1棒狀燃料元件我們把稱為積分熱導(dǎo)率燃料芯塊的熱導(dǎo)率Ku一般都與溫度有關(guān)對熱導(dǎo)率大的材料：采用算術(shù)平均溫度下的Ku來估算燃料芯塊的溫度場,由此引起的誤差不會太大對熱導(dǎo)率小的燃料：必須考慮Ku值隨燃料溫度的變化,Ku隨溫度變化往往不是線性關(guān)系，要直接用它進(jìn)行計算比較麻煩，因而往往把Ku對溫度t的積分作為一個整體看待，而不直接做積分運算，這樣既可以簡化設(shè)計計算，又可以減小計算結(jié)果165積分熱導(dǎo)率的推導(dǎo)3.8.1棒狀燃料元件對于無包殼的棒狀燃料元件芯塊：在穩(wěn)態(tài)工況下，通過半徑為r的等溫面導(dǎo)出的熱量等于半徑為r的圓柱形芯塊內(nèi)釋出的總熱量則：整理得：積分得：當(dāng)r=ru,t=tu,故有：為溫度tu和to間的積分導(dǎo)熱率166積分熱導(dǎo)率的推導(dǎo)3.8.1棒狀燃料元件對于無包殼的棒狀燃料元件芯塊：通常積分導(dǎo)熱率的數(shù)據(jù)是以的形式給出，則：同理，對于板狀燃料元件芯塊可以得到：對于任何形狀的燃料元件芯塊可以得到：167積分熱導(dǎo)率的概念3.8.1棒狀燃料元件積分熱導(dǎo)率的數(shù)值可以通過實驗測得下表給出了二氧化鈾的積分熱導(dǎo)率與其溫度的對應(yīng)數(shù)值168例題：已知棒狀二氧化鈾芯塊的外表面溫度為300℃，中心溫度為2000℃，求燃料元件的線功率密度。二氧化鈾的積分導(dǎo)熱率如下表所示T（℃）(W/cm)T（℃）(W/cm)20015.44199071.3130021.32215574.8840026.42234879.16169解：圓柱形燃料元件的線功率密度積分表達(dá)式為：或在本題中，上式可以改寫為：查表得：

(W/cm)170

(W/cm)

(W/cm)于是：171如圖為管狀燃料元件示意圖,圖中的是雙面冷卻的情況，為了簡化計算，這里略去了元件的包殼，只考慮芯塊的傳熱計算3.8.2管狀燃料元件求線功率計算冷卻劑的溫度內(nèi)環(huán)：外環(huán)：內(nèi)環(huán)：外環(huán)：1723.8.2管狀燃料元件求燃料芯塊的溫度外表面：內(nèi)表面：1733.8.2管狀燃料元件從有內(nèi)熱源的導(dǎo)熱公式導(dǎo)出t0(z)與tu(z)的關(guān)系具有內(nèi)熱源的圓柱形燃料芯塊的導(dǎo)熱微分方程式是：其通解為：由邊界條件：可得：1743.8.2管狀燃料元件從有內(nèi)熱源的導(dǎo)熱公式導(dǎo)出t0(z)與tu(z)的關(guān)系由計算燃料芯塊內(nèi)表面的溫度，可得：同理，由計算燃料芯塊內(nèi)表面的溫度，可得：由上面兩式相等，得：1753.8.2管狀燃料元件從有內(nèi)熱源的導(dǎo)熱公式導(dǎo)出t0(z)與tu(z)的關(guān)系如果則上式可以簡化為：在，為已知的情況下，若是常數(shù)，則只要知道、、、、就可以求出1763.9固體慢化劑和結(jié)構(gòu)部件的冷卻固體慢化劑接觸較少，不作介紹熱屏蔽位于堆芯和壓力殼之間，功用在于吸收來自堆芯的強(qiáng)輻射，使壓力殼和生物屏蔽所受到的輻射不超過允許值一般用高熔點和高熱導(dǎo)率的重金屬制成熱屏蔽中的熱源按指數(shù)衰減規(guī)律分布，最高溫度位置位于靠近堆芯的一側(cè)177反應(yīng)堆熱工水力學(xué)堆內(nèi)流動過程及水力分析178確定堆芯冷卻劑流量分布、回路管道部件尺寸、冷卻劑循環(huán)泵所需唧送功率確定在一定反應(yīng)堆功率下的自然循環(huán)水流量和堆的自然循環(huán)輸熱能力在可能發(fā)生漂移流或流量振蕩的情況下，弄清流動不穩(wěn)定性質(zhì)，尋求改善或抑制流動不穩(wěn)定性的方法水力分析包括：分析計算冷卻劑的流動壓降確定自然循環(huán)輸熱能力分析系統(tǒng)的流動穩(wěn)定性1794.1單相流體的流動壓降系統(tǒng)壓降計算式：摩擦壓降提升壓降加速壓降摩擦壓降形阻壓降

流體自截面1至截面2時由流體位能改變而引起的壓力變化

因流體速度變化而引起的壓力變化流體沿等截面直通道流動時由沿程摩阻力的作用而引起的壓力損失流體流過有急劇變化的固體邊界所出現(xiàn)的集中壓力損失4.1單相流體的流動壓降系統(tǒng)壓降計算式：摩擦壓降提升壓降加速壓降摩擦壓降形阻壓降

流體自截面1至截面2時由流體位能改變而引起的壓力變化

因流體速度變化而引起的壓力變化流體沿等截面直通道流動時由沿程摩阻力的作用而引起的壓力損失流體流過有急劇變化的固體邊界所出現(xiàn)的集中壓力損失4.1單相流體的流動壓降系統(tǒng)壓降計算式：摩擦壓降提升壓降加速壓降摩擦壓降形阻壓降

流體自截面1至截面2時由流體位能改變而引起的壓力變化

因流體速度變化而引起的壓力變化

流體沿等截面直通道流動時由沿程摩阻力的作用而引起的壓力損失流體流過有急劇變化的固體邊界所出現(xiàn)的集中壓力損失4.1單相流體的流動壓降系統(tǒng)壓降計算式：摩擦壓降提升壓降加速壓降摩擦壓降形阻壓降

流體自截面1至截面2時由流體位能改變而引起的壓力變化

因流體速度變化而引起的壓力變化流體沿等截面直通道流動時由沿程摩阻力的作用而引起的壓力損失

流體流過有急劇變化的固體邊界所出現(xiàn)的集中壓力損失1834.1.1液體冷卻劑提升壓降摩擦壓降加速壓降形阻壓降由流體重力勢能的改變引起的靜壓力變化。只有在所給定的兩個截面的位置之間有一定的豎直高度差時才會顯示出來，對于單相流體有：通常壓力變化時，液體冷卻劑的密度變化較小，如果溫度變化不十分大，則上式的可用冷卻劑沿通道全長的算術(shù)平均值來近似表示：4.1.1液體冷卻劑提升壓降摩擦壓降加速壓降形阻壓降計算單相流的摩擦壓降，普遍采用達(dá)西（Dracy）公式：達(dá)西公式適用于層流和湍流，把沿程摩擦壓降的計算問題轉(zhuǎn)化為確定沿程摩擦系數(shù)的問題實驗表明，摩擦系數(shù)與流體的流動性質(zhì)（層流與湍流）、流動狀態(tài)（定型流動即充分發(fā)展的流動與未定型流動）、受熱狀況（等溫與非等溫）、通道的幾何形狀、表面粗糙度等因素有關(guān)1854.1.1液體冷卻劑提升壓降摩擦壓降加速壓降形阻壓降等溫流動的摩擦系數(shù)圓形通道流體在圓形通道內(nèi)作定型層流（Re<2200）時，其摩擦系數(shù)可以通過解析法導(dǎo)出，其結(jié)果可以表示為：對于光滑圓形通道內(nèi)定型湍流的情況:

1864.1.1液體冷卻劑提升壓降摩擦壓降加速壓降形阻壓降等溫流動的摩擦系數(shù)圓形通道對于粗糙的圓形通道，在整個湍流區(qū)常用的經(jīng)驗公式為：對于工業(yè)用管，摩擦系數(shù)可以由莫迪曲線得到1874.1.1液體冷卻劑提升壓降摩擦壓降加速壓降形阻壓降等溫流動的摩擦系數(shù)非圓形通道對于層流：f=C/Re，C的取值參考下表：

對于湍流，通常采用水力直徑代替圓管公式中的直徑，實驗表明，De不能完全消除流道截面形狀的影響，一般要偏低10%左右1884.1.1液體冷卻劑提升壓降摩擦壓降加速壓降形阻壓降非等溫流動的摩擦系數(shù)對于p=10.34～13.79MPa的水n=0.6非等溫流動湍流摩擦系數(shù)，對于液體，大都采用西德爾-塔特（Sieder-Tate）所建議的方程計算：與非金屬流體相比較，液態(tài)金屬的熱導(dǎo)率高，粘性系數(shù)低，在加熱或冷卻時