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HAD102-07核电厂堆芯的安全设计HAD102/07核电厂堆芯的安全设计(1989 年 7 月 12 日国家核安全局同意公布)本导则自觉布之日起实行本导则由国家核安全局负责解择1引言 ........................- 6 -1.1概括 ....................- 6 -1.2范围 ....................- 6 -1.3堆芯和有关设备的范围 . .......- 7 -2安全设计原则 .....................- 8 -2.1总则 ....................- 8 -2.2中子物理和热工水力设计的基本考虑 -11 -2.3机械设计的基本考虑 . (12)3堆芯设计要求 (14)3.1燃料元件和燃料组件 . (14)燃料元件的设计要求 - 14 -燃料组件机械方面的安全设计要求 (19)3.2冷却剂 (23)轻水 (24)重水 (25)二氧化碳 (26)3.3慢化剂 (26)轻水 (27)重水 (27)石墨 (28)3.4 反响性控制手段 . (30)反响性控制手段的种类 -31 -最大反响性价值和反响性引人速率 (31)整体功率和局部功率控制 -32 -可燃毒物的影响 (33)辐照效应 (33)3.5堆芯监测系统 (33)3.6 反响堆停堆手段 . (36)停堆手段的种类 (38)靠谱性 (39)停堆和保侍停堆的有效性-40 -停堆速率 (42)环境考虑 (44)3.7堆芯及有关构造 (45)反响堆冷却剂压力界限 -46 -反响堆堆芯组件支承构造-47 -燃料组件支承构造 . - 48 -停堆装置和反响性控制装置的导向构造 (48)堆内仪表支承构造 . - 49 -其余堆内构件 (50)退伍考虑 (50)3.8堆芯管理 (51)安全限值 (51)反响堆运转设计资料 - 52 -反响堆堆芯剖析 (53)燃料装卸系统 (55)3.9瞬态剖析和事故剖析 . (56)假定始发事件 (56)剖析 (57)4 判定和试验 (60)4.1设备判定 (60)4.2 检查和试验的举措 . (61)5 设计、制造和运转的质量保证 (62)名词解释 (62)附录 I反响性系数 . (64)附录 II芯块—包壳相互作用 (66)II.1锆合金包壳 (66)II.2钢包壳 (68)附录 III设计中对堆芯管理方面的考虑-70-III.1功率整形 (70)III.2堆芯反响性水平易停堆 (72)附录 IV影响堆芯设计的假定始发事件的实例 -74 -1引言1.1 概括《核电厂设计安全规定》（ HAF102 ，以下简称《规定》）对核电厂堆芯设计提出了一定知足的最低安全要求。
核电厂堆芯的安全设计（1989 年 7 月 12 日国家核安全局批准发布 ）本导则自发布之日起实施 本导则由国家核安全局负责解择1引 言- 2 -1.1 概述 - 2 - 1.2 范围 - 3 -1.3 堆芯和有关设备的范围 - 3 - 2 安全设计原则 - 4 -2.1 总则 - 4 -2.2 中子物理和热工水力设计的基本考虑 - 5 2.3 机械设计的基本考虑 - 6 - 3 堆芯设计要求 - 6 -3.1 燃料元件和燃料组件 - 7 -3.1.1 燃料元件的设计要求 - 7 - 3.1.2 燃料组件机械方面的安全设计要求 3.2 冷却剂 - 10 -3.2.1 轻水- 11 - 3.2.2 重水- 12 - 3.2.3 二氧化碳 - 12 - 3.3 慢化剂 - 12 -3.3.1 轻水- 13 - 3.3.2 重水- 13 - 3.3.3 石墨- 13 - 3.4 反应性控制手段 - 14 -3.4.1 反应性控制手段的类型 - 14 - 3.4.2 最大反应性价值和反应性引人速率 3.4.3整体功率和局部功率控制 - 15 - 3.4.4 可燃毒物的影响 - 16 - 3.4.5 辐照效应 - 16 - 3.5 堆芯监测系统 - 16 - 3.6 反应堆停堆手段 - 17 -3.6.1 停堆手段的类型 - 18 - 3.6.2 可靠性 - 19 -3.6.3 停堆和保侍停堆的有效性 - 20 - 3.6.4 停堆速率 - 21 - 3.6.5 环境考虑 - 22 -HAD102/07- 15 -3.7 堆芯及有关结构- 22 -3.7.1 反应堆冷却剂压力边界- 23 -3.7.2 反应堆堆芯组件支承结构- 23 -3.7.3 燃料组件支承结构- 23 -3.7.4 停堆装置和反应性控制装置的导向结构- 24 -3.7.5 堆内仪表支承结构- 24 -3.7.6 其他堆内构件- 25 -3.7.7 退役考虑- 25 -3.8 堆芯管理- 25 -3.8.1 安全限值- 25 -3.8.2 反应堆运行设计资料- 26 -3.8.3 反应堆堆芯分析- 26 -3.8.4 燃料装卸系统- 27 -3.9 瞬态分析和事故分析- 28 -3.9.1 假设始发事件- 28 -3.9.2 分析- 28 -4 鉴定和试验- 29 -4.1 设备鉴定- 29 -4.2 检查和试验的措施- 30 -5 设计、制造和运行的质量保证- 30 - 名词解释- 30 - 附录I 反应性系数- 31 - 附录II 芯块—包壳相互作用- 32 -II.1 锆合金包壳- 32 -II.2 钢包壳- 33 -附录III 设计中对堆芯管理方面的考虑- 34 -III.1 功率整形- 34 -III.2 堆芯反应性水平和停堆- 35 -附录IV 影响堆芯设计的假设始发事件的实例- 35 -1 引言1.1 概述《核电厂设计安全规定》( HAF102 ，以下简称《规定》)对核电厂堆芯设计提出了必须满足的最低安全要求。
图1 堆芯捕集器布置
2 AP1000机组IVR设计
2.1 设计要点
AP1000机组的IVR设计是通过改善反应堆压力容器外部冷却特性来实现堆芯熔融物在压力容器内的滞留，设计要点如下：
（1）压力容器下封头没有贯穿件，除容器蠕变失效外，不会产生其他的失效模式；
图3 严重事故期间压力容器壁面热流密度与临界热流密度的比值
图2 AP1000机组IVR设计原理图
此外，在下封头外设置一个半球形的导流板来引导冷却水流，同时保证压力容器外具有足够的安全壳淹没水位，以实现两相自然循环流动。
这将提高热量导出能力，保证压力容器外表面不发生偏离泡核3 讨论
3.1 主要优点
AP1000机组IVR设计的主要优点有三：
（1）只需在堆腔内压力容器外部设置必要的结构材料，正常运行时隔热保温，事故后建立自然循环冷却流道，相比ERP机组和VVER机组的堆芯捕集器，极大简化了系统设计、减少了设备数量，降低了建造、运行和维护成本。
（2）采用非能动设计，严重事故期间利用爆破阀和重力完成堆腔淹没，压力容器壁面和安全壳壁面的两个自然循环冷却回路确保了堆芯熔融物热量导出的有效性和持续性。
相比堆芯捕集器，AP1000机组不依赖任何动力电源，不需要储存化学填料，事故后也无需补水。
（3）将堆芯熔融物滞留在压力容器内部，保持了压力容器完整性，大大降低了机组大量放射性物质释放概率（LRF）。
同时，防止堆芯熔融物向安全壳内迁。
40 kW热离子月面堆电源堆芯方案研究王征1郝晓龙2孙征1侯丞1赵守智1*(1.中国原子能科学研究院 北京 102413; 2.北京跟踪与通信技术研究所 北京 100089)摘要：针对月球科研站的用电需求，笔者开展了电功率为40 kW、寿期为10年，以氢化钇为慢化剂的热离子月面堆电源堆芯方案的研究。
对该型反应堆的温度效应、燃耗效应、慢化剂氢泄漏效应以及临界安全特性进行了分析研究。
经综合分析和权衡研究，给出了经过优化的堆芯布置方案。
计算给出了堆芯的临界参数、各种反应性效应、反应性平衡、特殊临界安全特性以及堆芯热工特性。
结果表明：堆芯方案设计满足物理、热工的要求。
关键词：月面堆 热离子能量转换 堆芯方案 氢化钇中图分类号：TL413文献标识码： A 文章编号：1672-3791(2023)18-0211-04 Research on the Scheme for the Power Core of the 40 kWThermionic Lunar ReactorWANG Zheng1HAO Xiaolong2SUN Zheng1HOU Cheng1ZHAO Shouzhi1*(1.China Institute of Atomic Energy, Beijing, 102413 China; 2.Beijing Institute of Tracking andTelecommunication Technology, Beijing, 100089 China)Abstract:In view of the power demand of the lunar research station, the authors carry out research on the scheme of the power core of the thermionic lunar reactor with an electric power of 40 kW and a life span of 10 years that takes yttrium hydride as moderator. They analyze and study the temperature effect, fuel consumption effect, mod‐erator hydrogen leakage effect and critical safety characteristics of this type of reactor, give an optimized scheme for core layout after comprehensive analysis and trade-off study, and after calculation, give the critical parameters, vari‐ous reactivity effects, reactivity balance, special critical safety characteristics and thermal characteristics of the core. The results show that the core scheme design meets physical and thermal requirements.Key Words: Lunar reactor; Thermionic energy conversion; Reactor core scheme; Yttrium hydride月球是地球唯一的天然卫星，其具有高真空、无磁场、无大气活动等环境条件，是开展科学研究的天然实验室[1]，并且月球还有钍、氦-3等丰富的矿物资源，可供人类开发利用。
核动力工程Nuclear Power En g ineerin g第21卷第1期2000年2月Vol.21.No.1Feb .20001999年9月15日收到初稿,1999年9月25日收到修改稿。
1引言目前压水堆核电站占世界核电站发电总量的58%以上,1000M W 热功率已发展到目前的四环路4270M W 热功率。
堆芯燃料组件由14×14排列121个增大到17×17排列205个,燃料棒由21659根增加到54120根,活性段高度由3.05m 增高到4.3m 。
当代压水堆一回路系统运行压力为15.5M Pa ,堆芯内冷却剂平均温度为310℃左右,燃料棒局部壁温为345℃,冷却剂流速为3～6m/s ,燃料棒平均在堆内运行3年。
这就要求燃料组件及相关构件具备良好的耐腐蚀性、耐辐照性和高度可靠性。
本文综合论述了压水堆堆芯设计中的基本问题,并简要介绍了负荷跟踪运行与堆芯设计的关系以及当前压水堆堆芯的改进设计与演变过程。
2压水堆堆芯设计压水堆核电站的原型堆是1957年开始运行的希平港核电站,后经杨基核电站的改进,确立了当代压水堆堆芯设计的基础,实现了堆芯功率分布的平坦化、高功率密度和较好的经济性。
当代压水堆堆芯设计的目标仍然是在保证运行安全的条件下,尽可能降低燃料成本,同时打破以往稳定在额定负荷运行的A 模式,变成日负荷和周末负荷跟踪运行的G 模式,确定最佳换料周期和延长换料周期。
以下简要介绍堆芯设计的主要基础及其所具有的优点。
2.1化学补偿反应性在化学补偿反应性的设计中,采用将吸收中子能力强的硼材料以硼酸溶液的方式加入反应堆冷却剂中,通过调节其浓度,实现控制堆芯反应性的目的。
压水堆核电站在循环寿命初期具有大约30%的剩余反应性。
在如此大的剩余反应性中,反应堆从常温停堆工况到高温运行工况(接近300℃的温度变化)、氙(Xe )或钐(Sm )的浓度变化等对反应性的控制都是通过化学补偿完成的(如表1所示),因此,可减少机械控制棒的数目,并且在功率运行过程中,大多数控制棒都可处于提升状态,即使在第一循环寿期初,控制棒也仅插入堆芯30步(约780mm ),因而可获得平坦的堆内功率分布。
clc clear clcclear allNe=10^9; %电站电功率nt=0.3333; %效率Fu=0.974; %燃料释热占堆芯总释热的份额P=1.55*10^7; %冷却剂压力x=0; %质量含汽率Hsat=1629850; %饱和水焓Hin=1289420; %进口冷却剂比焓Hout=1459050; %出口冷却剂比焓a=0.040; %格架混流扩散系数Fc=1.05; %热流密度不均匀修正因子MDNBR=1.34; %最小烧毁比F=2.5752; %总热流密度热点因子ds=0.0095; %燃料元件外径HEU=2.1; %水铀比Oc=0.00057; %包壳厚度Og=0.00017; %燃料与包壳间隙n=264; %组件内的元件数LED=1.15; %高径比Ea=0.04; %旁流系数G=100; %假设冷却剂质量流速Gm=200; %冷却剂质量流速Nt=Ne/nt; %反应堆热功率nn=1;%反应堆稳态热工计算p1=sqrt(pi/4*HEU*(ds-2*Oc-2*Og)^2+pi*ds^2/4); %正方形栅元栅距De=4*(p1^2-pi*ds^2/4)/(pi*ds); %当量直径while abs(G-Gm)/Gm>0.005if abs(G-Gm)/Gm>0.005&&nn>1G=Gm;endnn=nn+1;Fs=1.0+0.03*G*(a/0.019)^0.35/(4.882*10^6); %定位格架搅混修正qDNBREU=3.154*10^6*((2.022-6.238*10^(-8)*P)+(0.1722-1.427*10^(-8)*P)*exp((18.177-5.987* 10^(-7)*P)*x))*(1.157-0.869*x)*((0.1484-1.596*x+0.1729*x*abs(x))*G/(10^6)*0.2048+1.037)*(0 .2664+0.8357*exp(-124*De))*(0.8258+0.341*10^(-6)*(Hsat-Hin))*Fs; %临界热流密度qDNBn=qDNBREU/Fc; %非均匀加热时的临界热流密度qmax=qDNBn/MDNBR; %最大允许热流密度q0=qmax/F; %平均热流密度At=Nt*Fu/q0; %燃料元件总传热面积l=17*p1; %组件的边长Def=(4*l^2*Nt*Fu/(n*pi^2*ds*q0*LED))^(1/3); %堆芯等效直径L=Def*LED; %活性段高度N1=Nt*Fu/(pi*ds*q0*L); %燃料元件总根数N=n*round(N1/n); %取整后的燃料元件根数Weff=Nt/(Hout-Hin); %反应堆有效流量Wt=3600*Weff/(1000*(1-Ea)); %总流量Ab=p1^2-pi*ds^2/4; %一根燃料元件栅元的冷却剂通流截面Gm=3600*Weff/(N*Ab); %冷却剂质量流速AL=pi*ds; %一根燃料元件单位长度上的外表面积Endz=sym('z'); %使得z成为一个自变量Hfmz=Hin+vpa(3600*q0*AL/(G*Ab),8)*z; %平均管冷却剂的焓场pp0=713.75; %平均密度pp2=677.54; %出口密度pp1=744.31; %进口密度uf=8.616*10^(-5); %平均温度下的流体粘度us=7.615*10^(-5); %壁面温度下的流体的粘度g=9.8; %重力加速度A=0.1166; %燃料元件正方形排列的系数Ke=8; %一组燃料组件轴向定位格架数Kgd=0.1107; %定位架形阻系数oo=0.05; %下腔室流量系数m=0.2; %指数系数Pel=pp0*g*L; %提升压降Pa=(Gm/3600)^2*(1/pp2-1/pp1); %加速压降V1=Gm/3600/pp1; %截面1冷却剂流速V2=Gm/3600/pp2; %截面2冷却剂流速V=Gm/3600/pp0; %冷却剂平均流速Re=De*V*pp0/uf; %雷诺数fa=0.3164/(Re^0.25); %等温流动圆形通道摩擦系数B=740.3*10^(-6)*(p1/ds)^3*(1.273*(p1/ds)^2-1)^(3/4)/(1.122*(p1/ds)-1)^(9/2);%燃料元件正方形排列的系数fb=fa*(1+A*(p1/ds)^(4/3))*(0.58+0.42*exp(-B));%湍流等温流动状态棒束的摩擦阻力系数f=fb*(us/uf)^0.6; %飞等温流动是的阻力系数Pf=f*L*pp0*V^2/(2*De); %摩擦压降Pgd=Kgd*Ke*pp0*V^2/2; %定位格架型阻压降Kfh=(1-oo)^(2-m); %热管摩擦压降的下腔室修正因子Kah=(1-oo)^m; %热管各型阻压降及加速压降的下腔室修正因子Phe=Kfh*Pf+Kah*(Pa+Pgd)+Pel; %热管有效驱动压头tin=291; %冷却剂进口温度FHN=1.12; %焓升核热点因子FHE=1.02; %焓升工程热管因子Cp=5618.9; %按平均温度计算冷却剂比热J/kgsGh=1.05*Gm; %热管冷却剂的质量流速du=ds-2*(Oc+Og); %燃料芯块直径Prf=0.87884; %按平均温度计算冷却剂的普朗特常数Wf=0.5484; %按平均温度计算的冷却剂的导热系数Wu=2.32; %燃料芯块导热系数Wc=14.3; %包壳导热系数Wg=0.29; %气隙导热系数Hfhz=Hin+vpa(3600*q0*FHN*FHE*AL/(Gh*Ab),8)*z; %热管冷却剂焓场Au=pi*du^2/4; %燃料芯块面积Le=1.0664*L; %堆芯外推高度XS=Le*(2*sin(pi*L/2/Le))/(pi*L); %轴向平均功率计算的系数Ar=5.92*ds*q0/du^2; %轴向功率表达式系数Br=pi/Le; %热管轴向功率表达式系数Firz=vpa(Ar,8)*cos(vpa(Br,8)*z); %轴向功率分布表达式Atf=3600*Ar*Au*FHN*FHE/(Br*Ab*Gh*Cp); %热管冷却剂温度表达式系数thz=vpa(Atf,6)*sin(vpa(Br,5)*z)+vpa(tin+Atf*sin(Br*L/2),7);%热管冷却剂温度表达式thfhL=tin+Atf*(sin(Br*L/2)+sin(Br*L/2)); %热管出口温度C0=0.042*p1/ds-0.024; %冷却剂对流换热系数的系数h=C0*Wf*Re^0.8*Prf^0.4/De; %冷却剂对流换热系数Atc=tin+Atf*sin(Br*L/2); %燃料包壳温度表达式系数Btc=Atf; %燃料包壳温度表达式系数Ctc=Au*Ar/(pi*h*ds); %燃料包壳温度表达式系数thcz=vpa(Atc,7)+vpa(Btc,5)*sin(vpa(Br,4)*z)+vpa(Ctc,5)*cos(vpa(Br,4)*z); %包壳表面温度分布函数Zc=atan(Btc/Ctc)/Br; %燃料包壳最高温度位置（相对于堆芯中分面）thcm=Atc+Btc*sin(Br*Zc)+Ctc*cos(Br*Zc); %燃料包壳最高温度Aus=Au*((log(ds/(ds-2*Oc)))/(2*pi*Wc)+Og/(pi*du*Wg)); %系数Ctu=Aus*Ar+Ctc+Ar*du^2/(16*Wu); %燃料中心温度表达式系数thucz=vpa(Atc,7)+vpa(Btc,7)*sin(vpa(Br,4)*z)+vpa(Ctu,7)*cos(vpa(Br,4)*z);%燃料中心温度的分布函数Zu=atan(Btc/Ctu)/Br; %燃料中心最高温度位置（相对于堆芯中分面）thum=Atc+Btc*sin(Br*Zu)+Ctu*cos(Br*Zu); %燃料中心最高温度%反应堆稳态工况水力计算Sloop=3; %环路数neff=0.75; %主泵的总效率Pin1=0.0275*10^6; %反应堆入口管嘴Pin2=0.201*10^6; %反应堆入口段Pex1=0.037*10^6; %反应堆出口段Pex2=0.0275*10^6; %反应堆出口管嘴PR=Pf+Pa+Pgd+Pel; %堆芯平均管压降P1=Pin1+Pin2+Pex1+Pex2+PR; %反应堆总压降P2=0.175*10^6; %一回路管道、主泵及蒸汽发生器一次侧、阀门压降Pt=P1+P2; %一回路总压降Wul=Wt/(3.6*pp0); %冷却剂的总质量流量Npe=Wul*Pt/(1000*Sloop); %主泵的有效功率，KW Npz=Npe/neff; %主泵的轴功率%自然循环能力计算L0=12; %热源与冷源之间的高度Kzb=20; %主泵阻力系数dzb=0.8; %主泵管道的直径Pnd=(pp1-pp2)*g*L0; %自然循环的驱动压头Vn=0; %自然循环流量假定值Pnt=100; %自然循环时一回路总压降假定值while abs(Pnd-Pnt)/Pnd>0.0001 Vn=Vn+0.00001;Pnin1=Pin1*(Vn/V)^2; %自然循环时反应堆入口管嘴压降Pnin2=Pin2*(Vn/V)^2; %自然循环时反应堆入口段压降Pnex1=Pex1*(Vn/V)^2; %自然循环时反应堆出口段压降Pnex2=Pex2*(Vn/V)^2; %自然循环时反应堆出口管嘴压降Pnel=0; %自然循环时提升压降Pna=Pa*(Vn/V); %自然循环时加速压降Pnf=Pf*(Vn/V)^(1.75); %自然循环时摩擦压降Pngd=Pgd*(Vn/V)^2; %自然循环时定位格架型阻压降PnR=Pnf+Pna+Pngd+Pnel; %自然循环时堆芯平均管压降Pn1=Pnin1+Pnin2+Pnex1+Pnex2+PnR; %自然循环时反应堆总压降Gn=pp0*Vn; %自然循环质量流速Wneff=Gn*N*Ab; %自然循环时的有效质量流量Wnt=Wneff/(1-Ea); %自然循环时的总质量流量Vzb=4*Wnt/(pi*Sloop*pp1*dzb^2); %自然循环时主泵管道中的冷却剂流速Pn2=P2*(Vn/V)^2+0.5*Kzb*pp1*Sloop*Vzb^2;%自然循环时一回路管道、主泵及蒸汽发生器一次侧、阀门压降Pnt=Pn1+Pn2; %自然循环时一回路总压降EndNnt=Wneff*(Hout-Hin); %自然循环时的热功率Ablity=Nnt/Nt; %自然循环能力%压力容器强度计算%Di=sqrt((3.49+0.176)^2+4*Wt/(7*pi*3.6*pp1))Di=4.3; %圆柱壳内径Sm=184; %材料许用应力Pdes=1.11*P*10^(-6); %设计压力Fr=1; %焊缝系数c=0.1; %壁厚附加量tcmin=Pdes*Di/(2*Sm*Fr-Pdes)+c; %圆柱壳最小壁厚tsmin=Pdes*Di/(4*Sm*Fr-2*Pdes)+c; %球壳最小壁厚temin=Pdes*Di/(2*Sm*Fr-Pdes)+c; %椭球壳最小壁厚Do=4.95; %圆柱壳外径Dgi1=0.8; %进口管道内径ttmin1=(Pdes*Dgi1/(2*Sm*Fr+Pdes)+c)/(1-2*Pdes/(2*Sm*Fr+Pdes)); %进口管道最小壁厚Dgi2=0.838; %出口管道内径ttmin2=(Pdes*Dgi2/(2*Sm*Fr+Pdes)+c)/(1-2*Pdes/(2*Sm*Fr+Pdes)); %出口管道最小壁厚%结果输出disp('反应堆热功率W')Ntdisp('燃料元件总传热面积㎡')Atdisp('均匀加热时的临界热流密度W/㎡')qDNBREUdisp('冷却剂质量流速kg/(m2*h)')Gdisp('当量直径m')Dedisp('正方形栅元栅距m')p1disp('定位格架修正因子')Fsdisp('非均匀加热时的修正因子')qDNBndisp('最大允许热流密度W/㎡')qmaxdisp('平均热流密度W/㎡')q0disp('燃料元件的总根数根')Ndisp('堆芯高度m')Ldisp('燃料组件边长m')ldisp('堆芯等效直径m')Defdisp('组件数量个')N/ndisp('反应堆有效流量Kg/s')Weffdisp('堆芯总流量T/h')Wtdisp('平均管冷却剂质量流速Kg/(㎡*h)')Gmdisp('栅元冷却剂流通截面㎡')disp('平均管冷却剂的焓场表达式')Hfmzdisp('燃料元件单位长度外表面积㎡/m')ALdisp('提升压降Pa')Peldisp('加速压降Pa')Padisp('截面1冷却剂流速m/s')V1disp('截面2冷却剂流速m/s')V2disp('摩擦压降Pa')Pfdisp('等温流动圆形通道摩擦系数')fadisp('雷诺数')Redisp('等温棒束摩擦阻力系数')fbdisp('燃料元件排列系数')Bdisp('摩擦系数')fdisp('定位格架型阻系数')Pgddisp('棒束中的平均流速m/s')Vdisp('热管有效驱动压头Pa')Phedisp('热管摩擦压降下腔室修正因子')Kfhdisp('热管各型阻压降及加速压降下腔室修正因子') Kahdisp('热管冷却剂焓场')Hfhzdisp('热管冷却剂的质量流速kg/(㎡h)')Ghdisp('堆芯外推高度m')Ledisp('轴向功率分布表达式')Firzdisp('热管轴向功率表达式系数W/m3')disp('热管轴向功率表达式系数/m')Brdisp('燃料棒芯块截面积㎡')Audisp('热管冷却剂温度表达式')thzdisp('热管冷却剂温度表达式系数℃')Atfdisp('热管出口温度℃')thfhLdisp('冷却剂对流换热系数W/(㎡K)')hdisp('燃料包壳温度表达式系数℃')Atcdisp('燃料包壳温度表达式系数℃')Btcdisp('燃料包壳温度表达式系数℃')Ctcdisp('包壳表面温度分布函数')thczdisp('燃料包壳最高温度位置（相对于堆芯中分面）m') Zcdisp('燃料包壳最高温度℃')thcmdisp('系数(m3K)/W')Ausdisp('燃料中心温度表达式系数℃')Ctudisp('燃料中心温度的分布函数')thuczdisp('燃料中心最高温度位置（相对于堆芯中分面）m') Zudisp('燃料中心最高温度℃')thumdisp('反应堆总压降Pa')P1disp('一回路总压降Pa')Ptdisp('主泵有效功率KW')Npedisp('冷却剂的总体积流量m3/s')Wuldisp('主泵轴功率KW')disp('自然循环能力')Ablitydisp('圆柱壳最小壁厚m') tcmindisp('球壳最小壁厚m') tsmindisp('椭球壳最小壁厚m') temindisp('进口管道最小壁厚m') ttmin1disp('出口管道最小壁厚m') ttmin2disp('压力容器内径m')Didisp('压力容器外径m')Dodisp('进口管道内径m')Dgi1disp('出口管道内径m')Dgi2。
