肖常志,楊紅義,張大林,沈格宇,秋穗正,路 遠,張 魁,黃源彬

(1.中國原子能科學研究院 核工程設計研究所,北京 102413;2.西安交通大學 核科學與技術學院,陜西 西安 710049)

蒸汽發(fā)生器是分隔鈉冷快堆二回路和三回路的重要邊界,一旦傳熱管破裂將會引起嚴重的鈉水反應,嚴重影響核電站運行的可用性、經(jīng)濟性及可靠性。然而,蒸汽發(fā)生器又是核電站中最容易發(fā)生泄漏事故的部件[1]。一、二次側流體的溫差,溫度場的波動均會引起傳熱管的熱應力變化,導致疲勞破損。另外,由橫向流引起的流致振動現(xiàn)象會使得傳熱管表面與支撐板發(fā)生微振磨損,也可能導致傳熱管的損壞[2]。因此,鈉冷快堆蒸汽發(fā)生器換熱管的完整性較輕水堆重要得多[3]。

國際上比較有名的快堆蒸汽發(fā)生器分析程序主要有印度英迪拉甘地原子研究中心開發(fā)設計的DESOPT程序[4]、韓國原子能研究中心開發(fā)設計的ONCESG程序[5]以及美國西屋公司針對其原型蒸汽發(fā)生器開發(fā)設計的PSM-W程序[6]。國際上已經(jīng)開發(fā)了成熟的蒸汽發(fā)生器熱工水力系統(tǒng)程序,滿足蒸汽發(fā)生器熱工水力設計的需要,然而,我國目前尚未開發(fā)出在國內通用且受到國際認可的具有自主知識產(chǎn)權的蒸汽發(fā)生器熱工水力計算程序。

國內外蒸汽發(fā)生器實驗裝置大部分均為以原型為基礎的縮比模化臺架或局部試驗段,試驗段的內部結構設計、技術參數(shù)與原型差別較大。實驗工質大部分為氟利昂、氦氣-水或空氣-水,與蒸汽發(fā)生器內真實的氣液兩相流的流動換熱機理存在差異[7-9]。本文實驗采用鈉-水實驗工質,按照等高、等壓、等換熱管直徑設計了試驗臺架,建成我國首個且唯一能夠從事鈉冷快堆蒸汽發(fā)生器綜合性能驗證的重大創(chuàng)新平臺——鈉-水蒸汽發(fā)生器綜合性能考核實驗驗證平臺PUSA。

目前,中國示范快堆(CFR600)直流蒸汽發(fā)生器正在緊張研發(fā),它是我國第1次研發(fā)、設計和制造的示范快堆核心設備。在前期準備工作中,西安交通大學在中國原子能科學研究院的帶領下,開發(fā)了快堆鈉-水蒸汽發(fā)生器兩相流熱工流體設計及校核分析程序DeCOSS[10]、兩相流熱工流體瞬態(tài)分析程序TCOSS[11]、流動不穩(wěn)定性分析程序FICOSS[12]以及安全限值分析與評估程序SACOSS等4種熱工水力設計程序,并進行了一系列數(shù)值模擬計算[13],以驗證蒸汽發(fā)生器熱工水力設計分析方法的合理性,為CFR600蒸汽發(fā)生器結構的設計優(yōu)化提供必要的數(shù)據(jù)支撐。

基于西安交通大學開發(fā)的熱工水力設計程序,東方電氣完成了蒸汽發(fā)生器原型樣機的設計,東方重機完成了原型樣機的制造工作。由中國原子能科學研究院牽頭,在西安交通大學中國西部科技創(chuàng)新港,目前已搭建了快堆鈉-水蒸汽發(fā)生器綜合性能試驗臺架,并開展了一系列穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)綜合性能實驗。

本文基于鈉-水蒸汽發(fā)生器熱工水力穩(wěn)態(tài)實驗,通過將實驗數(shù)據(jù)與蒸汽發(fā)生器設計及校核分析程序DeCOSS計算結果進行對比,驗證蒸汽發(fā)生器設計的合理性和設計分析程序穩(wěn)態(tài)計算的準確性。

1 蒸汽發(fā)生器綜合性能試驗臺架

鈉-水蒸汽發(fā)生器綜合性能試驗臺架系統(tǒng)包括鈉充排系統(tǒng)、冷阱系統(tǒng)、鈉-水換熱、事故排放系統(tǒng)、液鈉電加熱系統(tǒng)、蒸汽冷凝及高壓給水系統(tǒng)、脫鹽水系統(tǒng)、輔助系統(tǒng)和蒸汽發(fā)生器原型樣機,其中,蒸汽發(fā)生器原型樣機包括蒸發(fā)器和過熱器。本文主要介紹鈉回路系統(tǒng)和水回路系統(tǒng)以及蒸汽發(fā)生器原型樣機。

1.1 鈉回路系統(tǒng)

鈉-水蒸汽發(fā)生器綜合性能試驗臺架鈉回路主系統(tǒng)主要由鈉緩沖槽(V0 102)、機械鈉泵(P0 101)、電加熱器(E0 105、E0 106)、蒸發(fā)器(E0 101)、過熱器(E0 102)、電磁流量計(FI0 101至FI0 104)及相應的管道、閥門、儀表控制附件等構成,系統(tǒng)示意圖如圖1所示,其中,電磁流量計(FI0 101至FI0 104)的儀表精度信息列于表1。

表1 試驗臺架傳感器精度

圖1 試驗臺架鈉回路系統(tǒng)

鈉緩沖槽具有整個系統(tǒng)運行中鈉溫度變化引起體積變化的補償能力,還能減緩鈉水反應產(chǎn)生的壓力波沖擊,其主要作用是給系統(tǒng)增加液態(tài)金屬鈉的存儲量,補償鈉的熱膨脹,起到流量調節(jié)的作用。此外,還可在鈉緩沖槽監(jiān)測氫氣以判斷蒸汽發(fā)生器的泄漏情況。機械鈉泵為具有自由液面的單級、單吸、立式離心泵,給金屬鈉提供動力克服鈉在整個系統(tǒng)中的流動阻力。鈉電加熱系統(tǒng)采用浸沒式直接加熱方式,為液態(tài)鈉提供熱源,使液態(tài)鈉升溫達到蒸汽發(fā)生器設計的進口溫度。電磁流量計則監(jiān)測鈉回路系統(tǒng)的流量。

正常運行工況下,金屬鈉由機械鈉泵的底部側面出口排出,加壓后的金屬鈉經(jīng)電磁流量計計量后進入電加熱器,經(jīng)過電加熱器加熱到設定溫度后,由過熱器的下端進入殼程,自下向上流動,通過過熱器管程中的過熱蒸汽進行對流換熱,金屬鈉降溫并進入蒸發(fā)器頂部,在蒸發(fā)器殼程內自上向下流動與高壓水進行換熱,溫度降至設定溫度后進入鈉緩沖槽,最后進入機械鈉泵循環(huán)流動,完成鈉主回路系統(tǒng)的循環(huán)。

1.2 水回路系統(tǒng)

水回路系統(tǒng)主要由蒸發(fā)器(E0 101)、過熱器(E0 102)、高壓給水泵(P0 103)、熱水緩沖罐(V0 106)、高壓水電加熱器(E0 107)、減溫減壓裝置(M0 103)、蒸汽冷凝器(E0 104)、矩形流量計(FI0 105)、壓力傳感器(PI0 101、PI0 102)、鎧裝熱電偶(TI0 101至TI0 103)安全閥以及相應的管道、閥門、儀表控制附件等管道和閥門、管道儀表等組成,系統(tǒng)示意圖如圖2所示,其中,矩形流量計(FI0 105)、壓力傳感器(PI0 101、PI0 102)、鎧裝熱電偶(TI0 101至TI0 103)的儀表精度信息列于表1。該系統(tǒng)的主要功能是向蒸汽發(fā)生器供應主給水,從而產(chǎn)生高溫高壓蒸汽。給水在蒸汽發(fā)生器管側與殼側鈉進行熱交換,將熱量帶出。

圖2 試驗臺架水回路系統(tǒng)

熱水緩沖罐是水回路系統(tǒng)的關鍵設備,在高壓給水泵出口引出一條支路流回熱水緩沖罐,起到平衡水回路系統(tǒng)壓力的目的,同時兼做實驗啟動過程中的除氧裝置。高壓主給水泵的作用是提供蒸汽發(fā)生器系統(tǒng)所需的壓力及給水流量,其安全運行直接影響到蒸汽發(fā)生器的正常運行。

試驗臺架所用的減溫減壓方式是噴水減溫,這種方式常用于電廠和大型實驗系統(tǒng)。其原理是通過噴淋系統(tǒng)向蒸汽直接噴入霧化水,使之蒸發(fā)為水蒸氣并與調溫水蒸氣良好混合以降低調溫水蒸氣溫度。霧化水則由高壓給水泵出口的未加熱冷水提供,水的噴射依靠給水泵和減溫器之間的壓差來實現(xiàn),不需要專門的減溫水泵。減溫減壓后的飽和蒸汽需要在蒸汽冷凝器中經(jīng)過循環(huán)水冷凝為對應的蒸汽凝液。

水回路初次運行時,利用熱水緩沖罐內置的電加熱將緩沖罐內的除氧水加熱至設定溫度,經(jīng)高壓給水泵加壓將熱水壓入蒸發(fā)器,與殼側的高溫金屬鈉換熱,熱水經(jīng)加熱汽化并微過熱后,蒸汽進入過熱器被高溫液體鈉加熱至設定溫度,過熱蒸汽經(jīng)過減溫減壓裝置,與高壓給水泵出口側的一股熱水混合,被減溫減壓至2.0 MPa的飽和蒸汽,進入蒸汽冷凝器,冷凝后進入熱水緩沖罐循環(huán)使用。此外,低功率穩(wěn)態(tài)運行時主給水未被加熱到過熱蒸汽,此時需要考慮水側過熱器投入與否,因此需要在蒸發(fā)器與過熱器到減溫減壓裝置之間增加閥門并分析其開閉狀態(tài)。

1.3 蒸汽發(fā)生器原型樣機

蒸汽發(fā)生器原型樣機基于CFR600蒸汽發(fā)生器設計,其蒸汽發(fā)生器的熱功率為75 MW[14]。然而,在與CFR600蒸汽發(fā)生器相同的電功率條件下,很難制造出高可靠性的直流蒸汽發(fā)生器原型實驗裝置,并且大功率的運行環(huán)境會對試驗臺架的安全運行產(chǎn)生一定的影響。因此,綜合考慮實驗成本與所需信息后,實驗裝置的加熱功率降為20 MW。

此外,由于蒸汽發(fā)生器換熱管數(shù)量的龐大,會對原型樣機的建造帶來很大的難度,因此有必要簡化換熱管數(shù)量。采用功率體積法對原型樣機的結構參數(shù)進行比例?；??；蟮恼羝l(fā)生器原型樣機與CFR600蒸汽發(fā)生器參數(shù)對比列于表2[15]。

蒸汽發(fā)生器原型樣機是鈉回路與水回路的主要樞紐,由蒸發(fā)器模塊和過熱器模塊組成,蒸發(fā)器和過熱器采用鈉連接管連接。蒸發(fā)器為直管立式布置固定管板式換熱器,主要由以下結構組成:鈉腔室、水-蒸氣腔室、殼體、管束,換熱管布置方式采用三角形排列布置。過熱器結構與蒸發(fā)器相似,只是結構尺寸有差別。原型樣機采用與CFR600蒸汽發(fā)生器相同直徑和壁厚的傳熱管,對傳熱管根數(shù)進行數(shù)量縮比。圖3為CFR600蒸汽發(fā)生器原型樣機結構示意圖。

圖3 蒸汽發(fā)生器原型樣機結構示意圖

二回路液態(tài)鈉從中間熱交換器流出,經(jīng)入口接管進入過熱器下部,自下而上流過過熱器的殼側,再經(jīng)排放管進入蒸發(fā)器模塊,自上而下流過蒸發(fā)器的殼側,最后經(jīng)下部接管進入鈉緩沖罐后,由鈉泵送回中間熱交換器。三回路給水從蒸發(fā)器入口進入蒸發(fā)器模塊的下部腔室,流經(jīng)節(jié)流孔板后在傳熱管內空間自下而上流動,吸收鈉側的熱量,經(jīng)過預熱、加熱、蒸發(fā)后達到所需的溫度,產(chǎn)生具有一定過熱度的過熱蒸汽,從蒸發(fā)器上部腔室流出。鈉-水蒸汽發(fā)生器管內從進口過冷水到出口過熱蒸汽整個過程中包括單相液、過冷沸騰、核態(tài)沸騰、膜態(tài)沸騰、過熱蒸汽區(qū)。

1.4 蒸汽發(fā)生器原型樣機測點布置

鈉-水蒸汽發(fā)生器試驗臺架在進行熱工水力穩(wěn)態(tài)實驗時,通過測量不同位置處壁面溫度、流體溫度、壓力、壓降等實驗數(shù)據(jù),驗證蒸汽發(fā)生器設計的合理性和設計分析程序穩(wěn)態(tài)計算的準確性。本節(jié)主要介紹蒸汽發(fā)生器原型樣機測點分布。

蒸汽發(fā)生器原型樣機需要測量的壓力參數(shù)有:過熱器鈉側進口壓力、過熱器鈉側出口壓力(蒸發(fā)器鈉側入口壓力)、蒸發(fā)器鈉側出口壓力、蒸發(fā)器水側進口壓力、蒸發(fā)器水/蒸汽側出口壓力(過熱器蒸汽側進口壓力)、過熱器蒸汽側出口壓力。

蒸汽發(fā)生器原型樣機水溫測點布置共有10處:過熱器鈉側進口溫度、過熱器鈉側出口溫度(蒸發(fā)器鈉側進口溫度)、蒸發(fā)器鈉側出口溫度、蒸發(fā)器水側進口溫度、蒸發(fā)器水/蒸汽側出口溫度、過熱器蒸汽側出口溫度、蒸發(fā)器傳熱管出口腔室溫度、過熱器傳熱管出口腔室溫度、蒸發(fā)器傳熱管壁面溫度、過熱器傳熱管壁面溫度。除蒸發(fā)器與過熱器傳熱管壁面溫度外,其余9處測點各布置兩根熱電偶,一備一用。

為了驗證蒸汽發(fā)生器設計程序的合理性,需要在蒸汽發(fā)生器殼側(鈉側)不同高度位置沿軸向布置多根熱電偶,以獲取不同工況下殼側鈉流體溫度的變化規(guī)律,與蒸汽發(fā)生器設計程序進行對比分析,達到程序驗證的目的。圖4為蒸汽發(fā)生器鈉側熱電偶布置示意圖,熱電偶采用徑向對稱布置,每個高度布置兩根,并避開耳式支撐位置,即蒸發(fā)器共布置26根,過熱器共布置12根。

圖4 蒸汽發(fā)生器鈉側熱電偶布置示意圖

2 實驗數(shù)據(jù)處理方法

鈉-水蒸汽發(fā)生器試驗臺架綜合性能實驗穩(wěn)態(tài)運行工況達到熱工水力穩(wěn)態(tài)的標準:15 min內,溫度波動為±2 ℃,流量波動為±2%,壓力波動為±0.1 MPa。

本實驗電磁流量計和超聲波流量計測得的均為液鈉體積流量Qs,液鈉質量流量Ws計算式為:

Ws=Qsρs

(1)

式中,ρs為液鈉密度,kg/m3,由蒸發(fā)器出口溫度和出口壓力對應查表而得。

定義水側運行功率為Pw:

Pw=Ww(Hw,out-Hw,in)

(2)

式中:Ww為鈉水SG水側質量流量,kg/s;Hw,in為蒸發(fā)器進口水焓,kJ/kg;Hw,out為蒸發(fā)器出口水/蒸汽/蒸汽-水兩相焓,kJ/kg。

3 設計值穩(wěn)態(tài)驗證

鈉-水蒸汽發(fā)生器熱工水力穩(wěn)態(tài)實驗時,參照CFR600原型蒸汽發(fā)生器冷啟動功率臺階設計,結合模化分析方法,得到蒸汽發(fā)生器原型樣機的冷啟動功率臺階。實際運行時,通過改變鈉側流量、入口鈉溫、給水流量、給水溫度,記錄對應各穩(wěn)態(tài)工況點時蒸汽發(fā)生器整體的熱工水力穩(wěn)態(tài)平均值。運行功率則基于水側焓升計算而得。

實驗過程中由于蒸發(fā)器與過熱器之間的接管沒有保溫,導致進出口溫差較大,在進行穩(wěn)態(tài)計算時會產(chǎn)生較大的溫差。因此在進行穩(wěn)態(tài)計算時,將蒸發(fā)器與過熱器分開模擬計算。由于實驗過程中蒸發(fā)器進口鈉溫沒有測量,故以蒸發(fā)器最高位置處的熱電偶測點溫度作為進口溫度,同時修正相應的蒸發(fā)器長度。而過熱器水側入口沒有相應的熱電偶測量溫度,無法展開計算,因此蒸汽發(fā)生器熱工水力分析程序穩(wěn)態(tài)計算只計算蒸發(fā)器模型。

在DeCOSS程序計算過程中,調節(jié)鈉側流量、水側流量、蒸發(fā)器進口鈉溫、給水溫度、蒸發(fā)器鈉側出口壓力、蒸發(fā)器水側進出口壓力保持與實驗值一致,并將計算結果與實驗值進行歸一化處理后,再進行對比驗證。本文分別選取冷啟動功率臺階中低功率、中等功率及滿功率穩(wěn)態(tài)共5種典型工況的鈉側軸向溫度分布與蒸發(fā)器出口鈉側、水側出口溫度進行對比分析。

3.1 鈉側軸向溫度分布對比

將鈉側軸向溫度除以每個實驗工況的鈉側入口溫度進行歸一化處理,軸向高度變化則除以蒸發(fā)器長度進行歸一化處理。

1) 低功率穩(wěn)態(tài)

當電加熱器加熱功率較低時,蒸發(fā)器殼側的金屬鈉無法將管側的過冷水加熱到單相蒸汽狀態(tài),過熱器不投入使用,故閥門945開啟,閥門936/937關閉。選取電加熱器加熱功率為7.18%、12.41%額定功率的兩種穩(wěn)態(tài)工況,將DeCOSS程序計算所得的蒸發(fā)器鈉側沿軸向溫度變化與實驗數(shù)據(jù)進行對比,結果如圖5所示。

圖5 低功率下鈉側溫度沿軸向變化對比

由于過熱器不投入使用,蒸發(fā)器水側經(jīng)歷過冷水及兩相區(qū)兩個階段。由于鈉側流體流動方向與水側相反,因此鈉側溫度分布曲線應從右往左分析。結合圖5分析,鈉進入蒸發(fā)器時,對應水側依次為膜態(tài)沸騰和核態(tài)沸騰,因此首先換熱能力惡化導致鈉側溫度基本不變,隨后水側進入核態(tài)沸騰,鈉側溫度下降速率開始增大。當進入水側過冷水區(qū),換熱逐漸穩(wěn)定,鈉側溫度下降速率趨于平穩(wěn)。

可看出,程序的計算值與實驗值符合良好,在水側由過冷水階段過渡到兩相區(qū)的核態(tài)沸騰階段,即飽和沸騰起始點,兩者略有差距,這是由于DeCOSS程序使用的核態(tài)沸騰換熱模型與實際實驗過程有一定偏差,需要后面進一步修正。

2) 中等功率穩(wěn)態(tài)

當鈉回路以中等功率運行時,水側溫度被加熱到單相蒸汽狀態(tài),過熱器投入運行,故閥門945關閉,閥門936/937開啟。選取加熱功率為27.87%、29.74%額定功率的兩種穩(wěn)態(tài)工況,將設計程序DeCOSS計算所得的蒸發(fā)器鈉側沿軸向溫度變化與實驗數(shù)據(jù)進行對比,結果如圖6所示。

圖6 中等功率下鈉側溫度沿軸向變化對比

由于過熱器開始投入使用,蒸發(fā)器水側經(jīng)歷過冷水、兩相區(qū)及單相蒸汽3個階段。結合圖6分析,鈉側溫度曲線整體呈下降趨勢。鈉進入蒸發(fā)器時,此時對應的水側為單相蒸汽換熱,隨著溫差的增大,換熱逐漸增強,溫度下降速率變大。當開始進入膜態(tài)沸騰和核態(tài)沸騰時,鈉側溫度下降速率減小,進入核態(tài)沸騰,鈉側溫度下降速率開始增大。在蒸發(fā)器入口區(qū)域,進入水側過冷水區(qū),鈉側溫度下降速率趨于平穩(wěn)。

可看出,在過冷水與兩相區(qū),DeCOSS程序的計算值與實驗值符合良好,而在由兩相區(qū)過渡到單相蒸汽階段,即過熱蒸汽起始點處,兩者有明顯差距。這說明采用的單相蒸汽模型存在一定的偏差,無法模擬該階段溫差增加導致的鈉側溫度下降速度增大的現(xiàn)象,需要后續(xù)進一步修正計算方法。

3) 滿功率穩(wěn)態(tài)

滿功率穩(wěn)態(tài)工況下,過熱器投入運行,閥門945關閉,閥門936/937開啟。將設計程序DeCOSS計算所得的蒸發(fā)器鈉側沿軸向溫度變化與實驗數(shù)據(jù)進行對比,結果如圖7所示。

圖7 滿功率下鈉側溫度沿軸向變化對比

滿功率穩(wěn)態(tài),鈉-水蒸汽發(fā)生器管內從進口過冷水到出口過熱蒸汽整個過程中包括單相液、過冷沸騰、核態(tài)沸騰、膜態(tài)沸騰、過熱蒸汽區(qū)。對應的鈉側溫度呈下降趨勢,在過冷水以及單相蒸汽階段,下降速度較大,兩相區(qū)換熱能力較差,下降速度較慢。

可看出,DeCOSS程序的計算值與實驗值符合良好,這是由于設計程序開發(fā)時,所調研進行調試的實驗數(shù)據(jù)大多是滿功率運行工況。與低功率及中等功率穩(wěn)態(tài)類似,程序在飽和沸騰起始點以及過熱蒸汽起始點附近,與實驗值仍存在一定的偏差。

3.2 鈉側、水側出口溫度對比

對上述低功率、中等功率以及滿功率穩(wěn)態(tài)5個工況下所得的溫度、流量等熱工水力參數(shù)分別除以滿功率下的溫度、流量,進行歸一化處理,對比DeCOSS程序與實驗數(shù)據(jù)的鈉側、水側出口溫度,如表3所列。表3中:序號1～2分別代表加熱功率為7.18%、12.41%額定功率的低功率穩(wěn)態(tài)工況;序號3～4分別代表加熱功率為27.87%、29.74%額定功率的中等功率穩(wěn)態(tài)工況;序號5代表滿功率穩(wěn)態(tài)工況。

表3 鈉側、水側出口溫度對比

對比上述計算結果可看出,相對水側出口溫度,鈉側出口溫度與實驗值更吻合。這是由于鈉的沸點較高,故在整個穩(wěn)態(tài)過程中,鈉側均為單相液態(tài)鈉,因此設計程序添加的鈉物性以及換熱模型比較簡單。而水側經(jīng)歷了過冷水、兩相區(qū)及單相蒸汽3個階段,換熱模型較為復雜,與實際實驗過程存在一定差距。

此外,可看出DeCOSS程序計算所得的水側出口溫度明顯高于實驗值,這是由于程序計算過程中忽略實驗過程存在的熱耗散現(xiàn)象,導致數(shù)值模擬的換熱量大于實驗值,出口鈉溫偏低。

總地來說,DeCOSS設計程序計算所得的鈉側、水側出口溫度與實驗數(shù)據(jù)的相對誤差在5%以內,均在合理范圍內,因此可驗證蒸汽發(fā)生器自主化設計和分析程序DeCOSS的正確性。

4 結論

本文基于西安交通大學開展的CFR600鈉-水蒸汽發(fā)生器熱工水力穩(wěn)態(tài)實驗,分別記錄低功率、中等功率以及滿功率等5個典型穩(wěn)態(tài)工況的蒸汽發(fā)生器整體的熱工水力參數(shù),同時用自主開發(fā)的兩相流熱工流體設計及校核分析程序DeCOSS對上述5個工況進行數(shù)值模擬。將上述兩種結果進行歸一化處理后,分別對鈉側軸向溫度分布與蒸發(fā)器出口鈉側、水側出口溫度進行對比分析,得到如下結論:

1) 在不同功率工況下,DeCOSS程序計算所得的鈉側軸向溫度分布與蒸發(fā)器出口鈉側、水側出口溫度均與實驗數(shù)據(jù)符合良好,驗證蒸汽發(fā)生器自主化設計和分析程序的正確性,可用于鈉-水蒸汽發(fā)生器的設計計算;

2) 飽和沸騰起始點與過熱蒸汽起始點附近區(qū)域存在一定偏差,需要在后續(xù)程序開發(fā)過程中修正相應的換熱模型;

3) 由于DeCOSS程序忽略實驗中存在的熱耗散,導致?lián)Q熱量大于實驗值,因此計算所得的出口氣溫較實驗值偏大,鈉側出口溫度偏低。