1、目錄一、設計任務1二、課程設計要求2三、計算過程2四、程序設計框圖8五、代碼說明書9六、熱工設計準則和出錯矯正10七、重要的核心程序代碼11八、計算結果及分析17一、 設計任務 某壓水反應堆的冷卻劑及慢化劑都是水，用二氧化鈾作燃料，用Zr-4作包殼材料。燃料組件無盒壁，燃料元件為棒狀，正方形排列。已知下列參數： 系統壓力 15.8MPa 堆芯輸出功率 1820MW 冷卻劑總流量 32100t/h反應堆進口溫度 287 堆芯高度 3.66m 燃料組件數 121 燃料組件形式 17×17 每個組件燃料棒數 265 燃料包殼直徑 9.5mm 燃料包殼內徑 8.36mm 燃料包殼厚度 0.5

2、7mm 燃料芯塊直徑 8.19mm 燃料棒間距（柵距） 12.6mm 芯塊密度 95%理論密度旁流系數 5% 燃料元件發熱占總發熱的份額 97.4% 徑向核熱管因子 1.35軸向核熱管因子 1.528 局部峰核熱管因子 1.11 交混因子 0.95 熱流量工程熱點因子 1.03 焓升工程熱管因子 1.085 堆芯入口局部阻力系數 0.75 堆芯出口局部阻力系數 1.0 堆芯定位隔架局部阻力系數 1.05 若將堆芯自上而下劃分為5個控制體，則其軸向歸一化功率分布如下表：堆芯軸向歸一化功率分布（軸向等分5個控制體） 自上而下控制體號 1 2 3 4 5 歸一化功率分布 0.48 1.02 1.50

3、 0.96 0.48 通過計算，得出 1.堆芯出口溫度； 2.燃料棒表面平均熱流及最大熱流密度，平均線功率，最大線功率； 3.熱管的焓，包殼表面溫度，芯塊中心溫度隨軸向的分布； 4.包殼表面最高溫度，芯塊中心最高溫度； 5.DNBR在軸向上的變化； 6.計算堆芯壓降；二、課程設計要求1設計時間為兩周；2獨立編制程序計算；3迭代誤差為0.1%；4計算機繪圖；5設計報告寫作認真，條理清楚，頁面整潔；6設計報告中要附源程序。三、計算過程目前，壓水核反應堆的穩態熱工設計準則有： （1）燃料元件芯塊內最高溫度應低于其相應燃耗下的熔化溫度。 目前，壓水堆大多采用UO2作為燃料。二氧化鈾的熔點約為2805

4、±15，經輻照后，其熔點會有所降低。燃耗每增加104兆瓦·日/噸鈾，其熔點下降32。在通常所達到的燃耗深度下，熔點將降至2650左右。在穩態熱工設計中，一般將燃料元件中心最高溫度限制在22002450之間。 （2）燃料元件外表面不允許發生沸騰臨界。 通常用臨界熱流密度比DNBR 來定量地表示這個限制條件。DNBR 是根據堆內某處燃料元件周圍的冷卻劑狀態使用專門的計算公式而得到的臨界熱流密度與該處燃料元件表面的實際熱流密度的比值。DNBR 隨堆芯通道的長度是變化的，在整個堆芯內，DNBR 的最小值稱為最小DNBR，用MDNBR 或DNBRmin 表示。為了確保燃料元件不燒毀，

5、當計算的最大熱功率下，MDNBR 不應低于某一規定值。如果計算熱流密度的公式沒有誤差，則當MDNBR=1 時，表示燃料元件表面要發生沸騰臨界。若該公式存在誤差，則MDNBR 就要大于1。例如，W-3 公式的誤差為23%，所以當使用W-3 公式計算DNBR 時，就要求MDNBR 1.3。 （3）在穩態額定工況下，要求在計算的最大熱功率下，不發生流動不穩定性。 對于壓水堆，只要在堆芯最熱通道出口附近冷卻劑中的含氣量不大于某一數值，就不會發生流動不穩定性。 （4）必須保證正常運行工況下燃料元件和堆內構件能得到充分冷卻；在事故工況下能提供足夠的冷卻劑以排出堆芯余熱。本計算根據核反應堆熱工分析課程設計指

6、導書中的計算提示，采用簡單的C語言編程計算。將堆芯沿軸向劃分為五個等分控制體進行計算以下是計算過程:3.1堆芯流體出口溫度（平均管） 按流體平均溫度以及壓力由表中查得。3.2燃料表面平均熱流密度 W/m2 式中為堆芯燃料棒的總傳熱面積 m2燃料棒表面最大熱流密度qmax w/m2燃料棒平均線功率 W/m燃料棒最大線功率 w/m3.3平均管的情況 平均管的流速V m/s式中，堆芯內總流通面積 n0為燃料組件內正方形排列時的每一排（列）的燃料元件數由壓力以及流體的平均溫度查表得到：3.4為簡化計算起見，假定熱管內的流體流速Vh和平均管的V相同。（實際上，應該按照壓降相等來求。熱管內的流體流速要小一

7、些）。則Vh=V同樣，熱管四根燃料元件組成的單元通道內的流量 3.5熱管中的計算（按一個單元通道計算）（1）熱管中的流體溫度 （2） 第一個控制體出口處的包殼外壁溫度 式中：h(z)可以用來求。所以， 式中： 流體的k(z)、（z）和Pr數根據流體的壓力好溫度由表查得。（k= 傳熱系數）如果流體已經達到過冷沸騰，用Jens-Lottes公式： 當時，用前面的式子當時，用（3） 第一個控制體出口處的包殼內壁溫度 式中：Zr-4的 W/m. (4) 第一個控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度 （5） 第一個控制體出口處的UO2芯塊中心溫度用積分熱導求解的方法，即其他2個控制體的計算方法相同，重復上述

8、過程即可。3.6熱管中的用w-3公式計算，同樣對3個控制體都算3.7DNBR的計算 3.8計算熱管中的壓降3.9單相流體的摩擦壓降 式中： 單相流體加速壓降：單相流體提升壓降：局部壓降，出口： 進口：定位格架出口壓降：其中，比容v按相應的流體壓力和溫度，由表查得。開始四、程序設計框圖讀輸入參數計算有關堆參數估算控制體出口溫度tf計算控制體出口溫度|1-tf|<0.001重估tf否計算該處含汽量是計算包殼外表面溫度根據W-3算臨界熱流包殼內表面溫度芯塊表面溫度計算燒毀比芯塊中心溫度打印輸出值停機五、代碼說明書本代碼主要由五個小部分組成。堆芯出口溫度計算、堆熱流量計算、堆平均參數計算、第一至

9、第六控制體各量計算、熱管的壓降計算。（1）堆芯出口溫度計算：此段根據任務書給出的基本參數和熱量與流量之間關系，運用迭代的算法，求出堆芯的出口溫度。（2）堆熱流量計算：先根據堆芯的輸出功率和釋熱率以及總的傳熱面積，求出燃料元件表面平均熱流量，再根據熱管因子求出最大熱流量。再求出平均線功率和最大線功率。（3）堆平均參數計算：根據基本的尺寸，求出堆體的流通截面積和一個柵元的流通截面積。然后再求出流經柵元的流量。依據上面的溫度結果，查出熱物性參數，再求出冷卻劑的流速。（4）第一至第五控制體的各量計算：因為五個控制體的計算過程類似，這里只說明第一個控制體的計算過程。在現有的參數下，根據熱流量與流量的關系

10、和迭代算法，求出該控制體的出口溫度。通過流通截面積與濕周的關系求出柵元的當量直徑。再根據上面的溫度，查出對應的熱物性參數由雷諾數與努爾數的關系，解出控制體出口處的對流換熱系數。因為不知該處的流體狀態，分別用單相強迫對流放熱公式和詹斯-洛特斯傳熱方程算出各自的膜溫壓，取較小的值加上出口處的流體溫度即是包殼的外表面溫度。由包殼的外表面的溫度再根據圓管的傳熱方程運用迭代算法解出包殼內表面的溫度。芯塊與包殼內表面之間的導熱問題，根據間隙導熱模型，即可解出芯塊表面的溫度，根據內熱源的導熱模型，依據積分熱導率與溫度的對應關系和插值方法，解出芯塊中心的溫度。接下來依據冷卻劑的溫度，得出的控制體出口處的含汽量

11、。進而依據W-3公式求出該出的臨界熱流量 ，最后得出該出的燒毀比DNBR。（5）熱管的壓降計算：熱管的壓降包括摩擦壓降、提升壓降、進出口局部壓降、定位擱架出口壓降。摩擦壓降可由計算單相流的達西（Darcy）公式算得。提升壓降可由根據位置的變化算得，其中參數都取平均值。其余的壓降根據形阻壓降的基本公式再乘以相應的系數求得。最后各項相加得出熱管的總壓降。六、熱工設計準則和出錯矯正目前，壓水核反應堆的穩態熱工設計準則有：（1）燃料元件芯塊內最高溫度應低于其相應燃耗下的熔化溫度。目前，壓水堆大多采用UO2作為燃料。二氧化鈾的熔點約為2805 ±15，經輻照后，其熔點會有所降低。燃耗每增加10

12、4兆瓦·日/噸鈾，其熔點下降32。在通常所達到的燃耗深度下，熔點將降至2650左右。在穩態熱工設計中，一般將燃料元件中心最高溫度限制在22002450之間。（2）燃料元件外表面不允許發生沸騰臨界。通常用臨界熱流密度比DNBR 來定量地表示這個限制條件。DNBR 是根據堆內某處燃料元件周圍的冷卻劑狀態使用專門的計算公式而得到的臨界熱流密度與該處燃料元件表面的實際熱流密度的比值。DNBR 隨堆芯通道的長度是變化的，在整個堆芯內，DNBR 的最小值稱為最小DNBR，用MDNBR 或DNBRmin 表示。為了確保燃料元件不燒毀，當計算的最大熱功率下，MDNBR 不應低于某一規定值。如果計算熱

13、流密度的公式沒有誤差，則當MDNBR=1 時，表示燃料元件表面要發生沸騰臨界。若該公式存在誤差，則MDNBR 就要大于1。例如，W-3 公式的誤差為23%，所以當使用W-3 公式計算DNBR 時，就要求MDNBR 1.3。（3）必須保證正常運行工況下燃料元件和堆內構件能得到充分冷卻；在事故工況下能提供足夠的冷卻劑以排出堆芯余熱。（4）在穩態額定工況下，要求在計算的最大熱功率下，不發生流動不穩定性。對于壓水堆，只要在堆芯最熱通道出口附近冷卻劑中的含氣量不大于某一數值，就不會發生流動不穩定性。在反應堆內，即使燃料元件的形狀、尺寸、密度和裂變物質的濃縮度都相同，堆芯內的中子通量分布也是不均勻的，再加

14、上堆芯內存在控制棒，水隙、空泡及反射層的影響，中子通量的分布更是不均勻的。從而，堆芯內的熱功率分布也是不均勻的。而燃料元件在加工、安裝及運行中的各類工程因素也能造成實際值與設計值之間產生偏差。為了表示有關的熱工參數的最大值偏離平均值（或名義值）的程度，引入了熱管因子的概念。分兩類：核熱管因子和工程熱管因子。七、重要的核心程序代碼%流體堆芯出口溫度計算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*(0.0400

15、6*(t0_-310)+5.7437); xi=tfin+Fa*Nt/(Wt*(1-b)*Cp_); e0=(tfout-xi)/tfout; tfout=xi %堆芯出口處溫度end%熱流密度計算m=121;n=265;dcs=9.5e-3;L=3.66;q_=Fa*Nt/(m*n*pi*dcs*L) %燃料元件表面平均熱流量FRN=1.35;FZN=1.528;FqN=FRN*FZN;FqE=1.03;FDHE=1.085;FDHmE=0.95;qmax=q_*FqN*FqE %最大熱流量ql_=q_*pi*dcs %平均線功率qlmax=ql_*FqN*FqE %最大線功率%平均管情況B

16、=17;S=12.6e-3;dx=0.8e-3;Af=m*n*(S2-pi/4*dcs2)+m*4*B*S*dx; %總的流通截面積tf_=0.5*(tfout+tfin) %熱管平均溫度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; %單元流通截面積Wu=Wt*(1-b)*Ab/Af; %單元截面流量%第一控制體溫度計算e11=0.01;tf1=300;L1=3.66/6;fai1=0.80;while e11>0.001 t11_=0.5*(tf1+

17、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 %求出該控制體出口處的溫度endDe=4*(S2-pi/4*dcs2)/(pi*dcs); %單元通道當量直徑u1=944e-7;Pr1=0.85;k1=575.5e-3; %查得該溫度下的熱物性Re1=Wu*De/(Ab*u1);h1=0.023*Re10.8*Pr10.4*k1/De; %該處的對流換熱系數dtf11=q_*FRN*fai1*

18、FqE/h1; %單相強迫對流放熱公式算得的溫壓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-洛特斯傳熱方程算得的過冷沸騰膜溫壓if dtf11<dtf12 %膜溫壓取兩個中較小值，算得包殼外表面溫度 tcs1=tf1+dtf11else tcs1=tf1+dtf12 enddci=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

19、; 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殼內表面溫度endhg=5678;du=8.19e-3;tu1=tci1+ql_*FRN*FqE*fai1*2/(pi*(dci+du)*hg) %燃料芯塊表面溫度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)*(

20、to1_ku-30.93)+500 %根據積分熱導率圖表查得芯塊中心溫度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); %該點含汽量qDNB1=3.154e6*(2.022-6.238e-8*p)+. %根據W-3公式計算出臨界熱流量 (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

21、.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) %計算燒毀比%第二控制體溫度計算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=

22、(x2i-tf2)/tf2; tf2=x2i %求出該控制體出口處的溫度endDe=4*(S2-pi/4*dcs2)/(pi*dcs);u2=919e-7;Pr2=0.91;k2=562e-3; %查得該溫度下的熱物性Re2=Wu*De/(Ab*u2);h2=0.023*Re20.8*Pr20.4*k2/De; %該處的對流換熱系數dtf21=q_*FRN*fai2*FqE/h2; %單相強迫對流放熱公式算得的溫壓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-洛特斯傳熱方程算得

23、的過冷沸騰膜溫壓if dtf21<dtf22 %膜溫壓取兩個中較小值，算得包殼外表面溫度 tcs2=tf2+dtf21else tcs2=tf2+dtf22enddci=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殼內表面溫度endhg=5678;du=8.19e-3;

24、tu2=tci2+ql_*FRN*FqE*fai2*2/(pi*(dci+du)*hg) %燃料芯塊表面溫度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 %根據積分熱導率圖表查得芯塊中心溫度p=15.8e+6;hfin=1273.59e+3;hfs=1650.54e+3;hgs=2584.84e+3;G=pf_*v*3600;h2=1341.59

25、88e+3;x2=(h2-hfs)/(hgs-hfs); %該點含汽量qDNB2=3.154e6*(2.022-6.238e-8*p)+. %根據W-3公式計算出臨界熱流量 (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/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) %計

26、算燒毀比%第三控制體溫度計算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 %求出該控制體出口處的溫度endDe=4*(S2-pi/4*dcs2)/(pi*dcs);u3=869e-7;Pr3=1.01;k3=533e-3; %查得該溫度下的熱物性Re3=W

27、u*De/(Ab*u3);h3=0.023*Re30.8*Pr30.4*k3/De; %該處的對流換熱系數dtf31=q_*FRN*fai3*FqE/h3; %單相強迫對流放熱公式算得的溫壓ts=347.328;P=15.5;dtf32=25*(q_*FRN*fai3*FqE/106)0.25*exp(-P/6.2)+ts-tf3; %采用詹斯-洛特斯傳熱方程算得的過冷沸騰膜溫壓if dtf31<dtf32 %膜溫壓取兩個中較小值，算得包殼外表面溫度 tcs3=tf3+dtf31else tcs3=tf3+dtf32enddci=8.60e-3;tci3=349;e32=0.01;whi

28、le 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殼內表面溫度endhg=5678;du=8.19e-3;tu3=tci3+ql_*FRN*FqE*fai3*2/(pi*(dci+du)*hg) %燃料芯塊表面溫度d3_ku=ql_*FRN*FqE*fai3/(4*pi*100);tu3_ku=(34.97-30.93)/(600-500

29、)*(tu3-500)+30.93;to3_ku=tu3_ku+d3_ku;to3=(1560-1405)/(61.95-58.4)*(to3_ku-58.4)+1405 %根據積分熱導率圖表查得芯塊中心溫度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); %該點含汽量qDNB3=3.154e6*(2.022-6.238e-8*p)+. %根據W-3公式計算出臨界熱流量 (0.1722-1.43e-8*p)*exp(18.177- 5.

30、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) %計算燒毀比%熱管中的壓降uf=889e-7;L=3.66;uw=825.7e-7; % uf為按主流平均溫度取值的流體的粘性系數.uw為按照壁面溫度取值的流體的粘性系數。Re_=pf_*v*De/uf;f=0.3146/Re_0.25*(uw/

31、uf)0.6;%摩擦壓降 dPf=f*L*(G/3600)2*vf_/(2*De)%單相流體提升壓降計算g=9.8;Kout=1.0;Kin=0.75;Kgr=1.05;vfin=0.0013334;vfout=0.0016253;dPel=pf_*g*L%進口局部壓降計算dPin=Kin*(G/3600)2*vfin/2%出口局部壓降計算dPout=Kout*(G/3600)2*vfout/2%定位擱架出口壓降計算dPgr=Kgr*(G/3600)2*(vfin+vfout)/2/2%總的壓降計算dP=dPf+dPel+dPin+dPout+dPgr八、計算結果及分析1.流體堆芯出口溫度tf

32、,out= 323.3156； 2.堆芯內燃料棒的總傳熱面積F t =3.50256e+03 m2 ； 3.燃料棒表面平均熱流密度q= 5.0611e+05w/m2 ； 4.燃料棒表面最大熱流密度qmax= 1.0753e+06w/m2 ； 5.燃料棒平均線功率ql= 1.5105e+04w/m； 6.燃料棒最大線功率ql,max= 3.2093e+04w/m； 7.堆芯內總流通面積Af= 2.9007m2 ； 8.平均管流速V=4.0757m/s； 9.單元通道內流量Wu=0.2566Kg/s； 10. 單元通道面積Ab=8.7878e-5m2 11.第一控制體出口流體溫度tf,h（L1）=

33、291.4156； 12.第一控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h（L1）=302.8174； 13.第一控制體出口處的包殼內壁溫tci,h(L1)= 307.1229； 14.第一控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度tu,h（L1）= 372.5749； 15.第一控制體出口處的UO2芯塊中心溫度to,h(L1)=552.3271； 16.熱管中的qDNB,h(L1)=5.5524e+6 w/m2 ； 17.DNBR(L1)=16.4370 18.第二控制體出口流體溫度tf,h（L2）=299.9065； 19.第二控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h（L2）=322.1467； 20.第二控制體

34、出口處的包殼內壁溫tci,h(L2)= 330.5891； 21.第二控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度tu,h（L2）=461.4931；22.第二控制體出口處的UO2芯塊中心溫度to,h(L2)=903.3812；23.熱管中的qDNB,h(L2)=5.0732e+6w/m2 ；24.DNBR(L2)=7.5092 25.第三控制體出口流體溫度tf,h（L3）=313.2811； 26.第三控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h（L3）=348.2315； 27.第三控制體出口處的包殼內壁溫tci,h(L3)=361.5972； 28.第三控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度tu,h（L3）=5

35、74.1519； 29.第三控制體出口處的UO2芯塊中心溫度to,h(L3)=1474.8； 30.熱管中的qDNB,h(L3)=4.3073e+6w/m2 ； 31.DNBR(L3)=3.923532.第四控制體出口流體溫度tf,h（L4）=332.9278；33.第四控制體出口處的包殼外壁溫tcs,h（L4）=349.1277；34.第四控制體出口處的包殼內壁溫tci,h(L4)=357.6001；35.第四控制體出口處的UO2芯塊外表面溫度tu,h（L4）=496.6855；36.第四控制體出口處的UO2芯塊中心溫度to,h(L4)=992.1573；37.熱管中的qDNB,h(L4)=3.1221e+6w/m2 ；38.DNBR(L4)=4.349539.第五控制體出口流體溫度tf,h（L5）=