ACP100集成式堆頂結(jié)構(gòu)可壓縮氣體對(duì)流傳熱數(shù)值模擬

何培峰　許　斌　羅　英　余　豪　馬梓淇　孫善文　周進(jìn)雄

1（中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院　核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室　成都　610200）2（西安交通大學(xué)　航天航空學(xué)院　機(jī)械結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與振動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室　西安　710049）

ACP100集成式堆頂結(jié)構(gòu)可壓縮氣體對(duì)流傳熱數(shù)值模擬

何培峰1許斌1羅英1余豪2馬梓淇2孫善文2周進(jìn)雄2

1（中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室成都610200）2（西安交通大學(xué)航天航空學(xué)院機(jī)械結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與振動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室西安710049）

反應(yīng)堆集成式堆頂結(jié)構(gòu)的功能之一是通過(guò)冷卻氣體的對(duì)流傳熱為控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)提供冷卻。針對(duì)ACP100反應(yīng)堆集成式堆頂結(jié)構(gòu)建立完整的模型并劃分流場(chǎng)網(wǎng)格，基于ANSYS/CFX軟件分別對(duì)可壓縮氣體和不可壓縮氣體進(jìn)行計(jì)算，并嚴(yán)格對(duì)比分析了其結(jié)果，重點(diǎn)研究氣體可壓縮性對(duì)對(duì)流傳熱計(jì)算結(jié)果的影響。計(jì)算結(jié)果表明，氣體可壓縮性對(duì)速度、溫度分布和壓降有較大影響，忽略氣體可壓縮性所預(yù)測(cè)的控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)表面最高溫度偏低，控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)間隙氣體最大流速和壓降也偏低。

可壓縮氣體，集成式堆頂結(jié)構(gòu)，計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)，對(duì)流傳熱

隨著數(shù)值仿真計(jì)算技術(shù)的進(jìn)步，計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（Computational fluid dynamic, CFD）方法已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于各種流場(chǎng)問(wèn)題的數(shù)值仿真計(jì)算［1?3］，反應(yīng)堆的流場(chǎng)分析問(wèn)題就是其中之一。Martinez等［4］基于STAR-CD對(duì)反應(yīng)堆一回路熱工水力進(jìn)行了數(shù)值模擬。Kao等［5］對(duì)反應(yīng)堆壓力容器上腔室流場(chǎng)進(jìn)行了分析。Baliga等［6］討論了集成式堆頂結(jié)構(gòu)在商用壓水反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)上的應(yīng)用，論述了堆頂結(jié)構(gòu)內(nèi)部控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)（Control rod drive mechanism, CRDM）冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和基本參數(shù)。余志偉等［7］對(duì)M310堆頂結(jié)構(gòu)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)進(jìn)行了不可壓縮氣體流場(chǎng)和溫度場(chǎng)數(shù)值分析。于浩等［8］基于可壓縮理想氣體對(duì)堆頂結(jié)構(gòu)風(fēng)冷系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)值模擬。

在對(duì)反應(yīng)堆堆頂結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)流傳熱數(shù)值模擬時(shí)，氣體的可壓縮性是一個(gè)基本問(wèn)題。對(duì)于氣體可壓縮性問(wèn)題，已有相關(guān)學(xué)者進(jìn)行了研究［9?10］。通常情況下認(rèn)為當(dāng)氣體流動(dòng)速度不高、壓力變化較小時(shí)，可以近似為不可壓縮氣體；但是當(dāng)氣體流動(dòng)馬赫數(shù)大于0.3 Ma時(shí)，必然會(huì)引起很大的壓力變化，從而導(dǎo)致密度也會(huì)發(fā)生顯著的變化，這時(shí)就需要考慮氣體可壓縮性的影響。由于堆頂結(jié)構(gòu)復(fù)雜，局部區(qū)域氣流馬赫數(shù)要高于0.3 Ma，因此在對(duì)堆頂結(jié)構(gòu)進(jìn)行流場(chǎng)分析時(shí)，氣體的可壓縮性會(huì)對(duì)堆頂結(jié)構(gòu)流場(chǎng)分析產(chǎn)生較大影響?，F(xiàn)有關(guān)于堆頂對(duì)流傳熱模擬的文獻(xiàn)中，既有采用可壓縮假設(shè)的，也有采用不可壓縮假設(shè)的，更缺乏對(duì)兩種不同假設(shè)計(jì)算結(jié)果的定量對(duì)比和分析。基于此，本文以ACP100反應(yīng)堆集成式堆頂結(jié)構(gòu)為例，深入研究了氣體可壓縮性對(duì)集成式堆頂結(jié)構(gòu)對(duì)流傳熱特性的影響。首先利用HyperMesh軟件對(duì)堆頂結(jié)構(gòu)進(jìn)行高質(zhì)量網(wǎng)格劃分；然后基于ANSYS/CFX15.0軟件，分別分析在氣體可壓縮與不可壓縮條件下堆頂結(jié)構(gòu)的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)以及壓力場(chǎng)。

1　計(jì)算模型與求解設(shè)置

1.1幾何模型

ACP100集成式堆頂結(jié)構(gòu)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)主要由保溫層、風(fēng)板、控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)、圍筒、出口、支撐板、抗震板、固定保溫層等組成。其工作原理是冷卻空氣首先通過(guò)頂部的進(jìn)風(fēng)口進(jìn)入，流經(jīng)控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)間隙，之后通過(guò)圍筒下部和圍板，最后經(jīng)出風(fēng)口流出，從而達(dá)到為控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)降溫的目的，其幾何模型如圖1所示。

圖1　ACP100堆頂結(jié)構(gòu)幾何模型Fig.1　ACP100 3D model.

1.2網(wǎng)格劃分

由于堆頂結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，使用四面體網(wǎng)格自動(dòng)劃分方法雖然可以快速地對(duì)堆頂結(jié)構(gòu)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，但是這種方法劃分的網(wǎng)格質(zhì)量不高，而且需要的網(wǎng)格數(shù)量較多。本文基于HyperMesh有限元?jiǎng)澐周浖?duì)堆頂結(jié)構(gòu)進(jìn)行了高質(zhì)量的六面體網(wǎng)格劃分，相比于四面體網(wǎng)格而言，六面體網(wǎng)格在同樣的網(wǎng)格尺寸下數(shù)量要少很多并且其網(wǎng)格方向更能迎合流場(chǎng)方向（例如在邊界層附近區(qū)域），因此采用六面體網(wǎng)格在計(jì)算分析時(shí)更容易收斂，結(jié)果更加精確。由于網(wǎng)格數(shù)量在很大程度上會(huì)影響計(jì)算結(jié)果，因此我們對(duì)堆頂結(jié)構(gòu)分別劃分了6.48×106、9.42×106、1.319×107三種不同數(shù)量網(wǎng)格。表1給出了三種不同數(shù)量網(wǎng)格所計(jì)算的堆頂結(jié)構(gòu)進(jìn)出口壓差以及出口速度對(duì)比，從表1中結(jié)果可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過(guò)9.42×106之后，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量計(jì)算結(jié)果基本保持不變。由此可知網(wǎng)格數(shù)量為9.42×106滿足網(wǎng)格無(wú)關(guān)性要求，因此對(duì)堆頂結(jié)構(gòu)的計(jì)算分析采用網(wǎng)格數(shù)量為9.42×106的網(wǎng)格。堆頂結(jié)構(gòu)整體流場(chǎng)以及頂部流場(chǎng)網(wǎng)格如圖2所示。

表1　不同網(wǎng)格數(shù)量分析Table 1　Analysis for different amounts of mesh.

圖2　ACP100堆頂結(jié)構(gòu)流場(chǎng)網(wǎng)格　（a） 整體流場(chǎng)網(wǎng)格，（b） 頂部流場(chǎng)網(wǎng)格Fig.2　ACP100 mesh model. （a） Overall flow field mesh, （b） Top flow field mesh

1.3邊界條件與求解設(shè)置

ACP100集成式堆頂結(jié)構(gòu)的工作環(huán)境為反應(yīng)堆安全殼內(nèi)部，流體介質(zhì)為空氣，通常在運(yùn)行工況下，堆頂結(jié)構(gòu)入口附近的氣體壓力為一個(gè)大氣壓，入口溫度在5?80 oC之間，堆頂結(jié)構(gòu)出口冷卻風(fēng)量的質(zhì)量流量在9.5458 kg·s?1左右。我們基于ANSYS/CFX軟件分別對(duì)不同工況下堆頂結(jié)構(gòu)流場(chǎng)在氣體可壓縮與不可壓縮條件下進(jìn)行分析計(jì)算，邊界條件與求解設(shè)置如下：

1） 流體域設(shè)置：在可壓縮條件下，采用可壓縮的理想氣體模型作為實(shí)際空氣的近似，流體介質(zhì)選擇理想氣體，熱量傳輸模型選擇全熱模型。參考?jí)毫υO(shè)置為1.01×105Pa，湍流模型選擇K-Epsilon湍流模型。在不可壓縮條件下，采用不可壓縮的氣體模型作為實(shí)際空氣的近似，流體介質(zhì)選擇25 oC空氣，熱量傳輸模型選擇熱焓模型，其他設(shè)置與可壓縮條件相同。

2） 入口及出口邊界條件設(shè)置：入口邊界類型選擇開(kāi)放式邊界，質(zhì)量與動(dòng)量參量設(shè)置為開(kāi)放壓強(qiáng)與方向，相對(duì)壓力選擇0 Pa，方向選擇與邊界垂直，湍流參量選擇中等湍流密度，熱量傳輸設(shè)定為開(kāi)放式溫度，環(huán)境溫度根據(jù)工況的不同分別設(shè)為5 oC、20 oC、55 oC、80 oC。堆頂結(jié)構(gòu)的出口邊界類型設(shè)置為出口，出口流體的質(zhì)量與動(dòng)量設(shè)置為質(zhì)量流量速率，其根據(jù)工況的不同設(shè)為9.5458 kg·s?1，以及在此基礎(chǔ)上分別增加和減少10%。

3） 壁面邊界條件設(shè)置：控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)壁面設(shè)置為不可滑移的光滑壁面，熱流量為3592.1 W·m?2，絕熱壁面設(shè)置為不可滑移的光滑絕熱壁面，保溫層恒溫壁面設(shè)置為不可滑移的光滑壁面，溫度設(shè)置為60 oC。

4） 求解步長(zhǎng)設(shè)置：由于堆頂結(jié)構(gòu)網(wǎng)格數(shù)量巨大，所以合理的步長(zhǎng)選擇對(duì)于求解精度以及收斂性至關(guān)重要。步長(zhǎng)過(guò)小，收斂速度慢，但是比較穩(wěn)定；步長(zhǎng)過(guò)大，收斂速度快，但是容易造成震蕩甚至發(fā)散。經(jīng)過(guò)不斷試算，最終得到了合適的求解步長(zhǎng)，如表2所示，在該求解步長(zhǎng)的計(jì)算下，質(zhì)量與動(dòng)量、熱傳導(dǎo)、湍流耗散與湍流動(dòng)能均收斂到5×10?5左右。

表2　求解步長(zhǎng)設(shè)定Table 2　Analysis step length.

2　可壓縮與不可壓縮氣體計(jì)算結(jié)果對(duì)比

2.1環(huán)境溫度為20 oC、冷卻風(fēng)量為9.5458 kg·s-1時(shí)結(jié)果分析

圖3分別給出了在氣體可壓與不可壓條件下堆頂結(jié)構(gòu)整體流線圖，從圖3中可以看出，冷卻空氣從堆頂入口開(kāi)始進(jìn)入，在經(jīng)過(guò)控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)間隙時(shí)，由于流動(dòng)區(qū)域變小，氣流流速增大。氣流在通過(guò)控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)間隙之后由于流動(dòng)空間變大，氣流流速減小，在通過(guò)圍板之后氣流流速增大，最終通過(guò)出口流出。從可壓與不可壓條件下的流線圖均可以看出氣流在圍筒底部區(qū)域以及出口與圍板的連接位置附近存在較多漩渦，這會(huì)導(dǎo)致流場(chǎng)在這些位置產(chǎn)生較大壓力損失。在可壓條件下，空氣最大流速為151.7 m·s?1，發(fā)生在圍板靠近出口區(qū)域。在不可壓條件下，空氣最大流速為134.1 m·s?1，相比可壓條件減小較大，但出現(xiàn)位置基本相同。

圖3　堆頂結(jié)構(gòu)整體流線圖?。╝） 可壓縮，（b） 不可壓縮Fig.3　ACP100 streamline. （a） Compressible, （b） Incompressible

圖4分別給出了在氣體可壓與不可壓條件下控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)壁面溫度云圖。從圖4（a）可以看出，在可壓條件下，控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)壁面最高溫度為669.8K，其中外圍控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)壁面溫度較低，靠近中心區(qū)域的溫度較高。氣體在流經(jīng)磁軛線圈時(shí)由于間隙較小，流速較大，因此磁軛線圈壁面溫度較低，在兩層磁軛線圈中間區(qū)域，由于流動(dòng)空間突然變大，會(huì)在該區(qū)域產(chǎn)生漩渦，且流速不高，因此在磁軛線圈中間區(qū)域壁面溫度較高。在流過(guò)下層磁軛線圈后，流動(dòng)空間增大會(huì)導(dǎo)致氣體流速的降低，所以下層磁軛線圈下部壁面溫度較高。在不可壓條件下，控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)壁面最高溫度為536.9 K，相比可壓條件下最高溫度有所降低，同時(shí)整體溫度分布也更加平均。

圖4　控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)壁面溫度云圖?。╝） 可壓縮，（b）不可壓縮Fig.4　CRDM wall temperature. （a） Compressible, （b） Incompressible

圖5給出了Y=0 m的XZ平面位置示意圖以及在該平面上的速度以及壓力分布云圖。從圖5（b）、（c）可以看出，在可壓條件下，從上層磁軛線圈間隙到下層磁軛線圈間隙，氣流流速逐漸增高，大部分速度高于20 m·s?1，在下層磁軛線圈間隙氣流速度最大，達(dá)到30.96 m·s?1。氣流在流過(guò)下層磁軛線圈間隙之后，由于流動(dòng)空間增大導(dǎo)致速度逐漸降低，受底部外側(cè)負(fù)壓影響，氣流流向偏向控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)外側(cè)。在不可壓條件下，其速度分布規(guī)律與可壓條件基本相同，氣體最高流速為30.06 m·s?1，低于可壓條件下的30.96 m·s?1，在下層磁軛線圈底部，氣流流向偏向控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)外側(cè)趨勢(shì)沒(méi)有可壓縮氣體明顯。從圖5（d）、（e）可以看出，在可壓條件下，沿著控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)向下，其壓力逐漸降低，由上部的最大值?6.6 Pa減小到底部最小值?710 Pa，壓降為703.4 Pa。在兩層磁軛線圈中間區(qū)域，由于流動(dòng)空間的突然增大會(huì)出現(xiàn)漩渦，因此在這些區(qū)域會(huì)導(dǎo)致很大的壓力損失。在不可壓條件下，其壓力相比可壓條件有所增大，在該平面上壓力最大值為?5.5 Pa，最小值為?681.7 Pa，壓降為676.2 Pa，低于可壓條件下的703.4 Pa。

圖5　XZ平面速度及壓力分布云圖（a） XZ平面位置示意圖，（b） 可壓縮速度矢量圖，（c） 不可壓縮速度矢量圖，（d） 可壓縮壓力云圖，（e） 不可壓縮壓力云圖Fig.5　Velocity and pressure distribution in XZ plane. （a） XZ plane position, （b） Velocity of compressible, （c） Velocity of incompressible, （d） Pressure of compressible, （e） Pressure of incompressible

圖6給出了控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)三個(gè)線圈平面位置示意圖及壓力分布云圖。從圖6中可以看出，在可壓條件下，上層線圈平均壓力在?330 Pa左右，壓力較大位置出現(xiàn)在靠近圍板附近區(qū)域；中層線圈平均壓力在?445 Pa左右，壓力較大位置也出現(xiàn)在靠近圍板附近區(qū)域；下層線圈平均壓力在?615 Pa左右，壓力較大區(qū)域出現(xiàn)在線圈平面中間位置。在不可壓條件下，不同線圈平面平均壓力相比可壓條件偏小，其中上、中、下三層線圈平均壓力分別在?317Pa、?463 Pa、?594 Pa左右，上層線圈平面內(nèi)最大壓力同樣出現(xiàn)在靠近圍板附近區(qū)域；下層線圈壓力分布規(guī)律則與可壓條件不同，壓力最大位置沒(méi)有出現(xiàn)在線圈平面中心區(qū)域。

圖6　控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)線圈平面壓力云圖?。╝） 線圈平面位置示意圖，（b） 可壓縮提升線圈平面，（c） 不可壓縮提升線圈平面，（d） 可壓縮傳遞線圈平面，（e） 不可壓縮傳遞線圈，（f） 可壓縮夾持線圈平面，（g） 不可壓縮夾持線圈平面Fig.6　Pressure distribution in coil plane. （a） Coil plane position, （b） Lift of compressible, （c） Lift of incompressible, （d） Movable of compressible, （e） Movable of incompressible, （f） Stationary of compressible, （g） Stationary of incompressible

2.2不同環(huán)境溫度與不同冷卻風(fēng)量結(jié)果分析

通常情況下，堆頂結(jié)構(gòu)工作的環(huán)境溫度為5?80oC之間，因此我們分別討論了環(huán)境溫度為5oC、20 oC、55 oC、80 oC下氣體可壓縮性對(duì)堆頂結(jié)構(gòu)對(duì)流傳熱特性的影響。圖7給出了在可壓與不可壓條件下控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)壁面平均溫度以及間隙平均速度，由圖7（a）可知，隨著環(huán)境溫度的升高，控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)壁面平均溫度也隨之升高且氣體的可壓縮性對(duì)控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)壁面平均溫度幾乎沒(méi)有影響。由圖 7（b）可知，在20 oC、55 oC、80 oC三種環(huán)境溫度下，可壓條件下的控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)間隙平均速度相比不可壓條件大，而5 oC環(huán)境溫度下，可壓條件下的平均速度相比不可壓小。

圖7　控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)壁面平均溫度（a）和間隙平均速度（b）Fig.7　Average temperature in CRDM wall （a） and average velocity in CRDM gap （b）.

在原方案的基礎(chǔ)上減小10%冷卻風(fēng)量以及增加10%冷卻風(fēng)量，其他條件不變，分別在氣體可壓與不可壓的條件下進(jìn)行計(jì)算分析，以此來(lái)考察氣體的可壓縮性對(duì)堆頂結(jié)構(gòu)對(duì)流傳熱特性的影響。圖8給出了在可壓與不可壓條件下中層線圈平面速度與出口平均速度。從圖8（a）中可以看出，隨著冷卻風(fēng)量的增多，中層線圈平面的平均速度也隨之增大，氣體的可壓縮性對(duì)中層線圈平面平均速度影響不大。從圖8（b）可以看出，隨著冷卻風(fēng)量的增多，出口平均速度隨之增大，可壓條件下出口平均速度大于不可壓。

圖8　傳遞線圈平面（a）和出口（b）平均速度Fig.8　Average velocity in movable gripper coil plane （a） and outlet （b）.

3　結(jié)語(yǔ)

本文以ACP100集成式堆頂結(jié)構(gòu)為例，基于ANSYS/CFX軟件，對(duì)氣體可壓縮性對(duì)堆頂結(jié)構(gòu)對(duì)流傳熱特性的影響進(jìn)行了深入研究。分別計(jì)算分析了可壓縮與不可壓縮條件下堆頂結(jié)構(gòu)的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)、壓力場(chǎng)分布特性，進(jìn)而對(duì)比了不同環(huán)境溫度和不同冷卻風(fēng)量下堆頂結(jié)構(gòu)的流場(chǎng)分布特性。計(jì)算結(jié)果表明，氣體可壓縮性對(duì)速度、溫度分布和壓降有較大影響，忽略氣體可壓縮性所預(yù)測(cè)的控制棒驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)表面最高溫度偏低，控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)間隙氣體最大流速和壓降也偏低。因此在進(jìn)行堆頂結(jié)構(gòu)流場(chǎng)分析時(shí)需要將氣體的可壓縮性考慮在內(nèi)，這樣得到的仿真結(jié)果更加接近真實(shí)情況。

1 Beukelmann D, Guo W, Holzer W, et al. Safety assessment of reactor pressure vessel integrity for loss of coolant accident conditions［J］. Journal of Pressure Vessel Technology, 2012, 134（1）: 345?355. DOI: 10.1115/ 1.4004799

2 葛志浩, 彭勇升, 呂逸君, 等. 液態(tài)金屬在堆芯子通道內(nèi)的湍流換熱［J］. 核技術(shù), 2015, 38（9）: 090603. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2015.hjs.38.090603

GE Zhihao, PENG Yongsheng, LYU Yijun, et al. Turbulent heat transfer of liquid metal inside the sub-channels of reactor core［J］. Nuclear Techniques, 2015, 38（9）: 090603. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2015. hjs.38.090603

3 曹寅, 吳燕華, 林超, 等. 渦腔倒角結(jié)構(gòu)對(duì)渦流二極管性能影響的數(shù)值模擬［J］. 核技術(shù), 2015, 38（1）: 010602. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2015.hjs.38.010602

CAO Yin, WU Yanhua, LIN Chao, et al. Numerical simulation of the performance of vortex diodes with chamfered vortex chambers［J］. Nuclear Techniques, 2015, 38（1）: 010602. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2015.hjs. 38.010602

4 Martinez P, Galpin J. CFD modeling of the EPR primary circuit［J］. Nuclear Engineering and Design, 2014, 278: 529?541. DOI: 10.1016/j.nucengdes.2014.08.013

5 Kao M T, Wu C Y, Chieng C C, et al. CFD analysis of PWR core top and reactor vessel upper plenum internal subdomain models［J］. Nuclear Engineering and Design, 2011, 241（10）: 4181?4193. DOI: 10.1016/j.nucengdes. 2011.08.007

6 Baliga R, Watts T N, Kamath H. Application of an integrated head assembly concept at pressurized water reactor commercial nuclear plants［C］. 2014 22nd International Conference on Nuclear Engineering, American Society of Mechanical Engineers, Prague, Czech Republic, 2014. DOI: 10.1115/ ICONE22-30916

7 余志偉, 何培峰, 李燕, 等. M310堆頂冷卻結(jié)構(gòu)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)數(shù)值仿真［J］. CAD/CAM與制造業(yè)信息化, 2014, 7（7）: 43?48. DOI: 10.3969/j.issn.1671-8186.2014.07.039

YU Zhiwei, HE Peifeng, LI Yan, et al. Numerical simulation on the flow and temperature field in M310 integrated head package［J］. Digital Manufacturing Industry, 2014, 7（7）: 43?48. DOI: 10.3969/j.issn. 1671-8186.2014.07.039

8 于浩, 張明, 馮少東, 等. CAP1000一體化堆頂組件風(fēng)冷系統(tǒng)流場(chǎng)分析［J］. 核技術(shù), 2013, 36（4）: 040624. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36.040624

YU Hao, ZHANG Ming, FENG Shaodong, et al. CAP1000 integrated head package airflow system fluid field analysis［J］. Nuclear Techniques, 2013, 36（4）: 040624. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36.040624

9 任重, 黃興元, 柳和生, 等. 基于可壓縮氣輔的聚合物擠出成型非等溫黏彈數(shù)值分析［J］. 化工學(xué)報(bào), 2015, 66（4）: 1615?1623. DOI: 10.11949/j.issn.0438-1157. 20141674

REN Zhong, HUANG Xingyuan, LIU Hesheng, et al. Non-isothermal viscoelastic numerical analysis of compressible gas-assisted polymer extrusion molding［J］. Journal of Chemical Industry and Engineering, 2015, 66（4）: 1615?1623. DOI: 10.11949/j.issn.0438-1157. 20141674

10 張錫文, 李亨, 姚朝暉. 多孔介質(zhì)/純流體耦合區(qū)域內(nèi)可壓縮氣體的流動(dòng)［J］. 化工學(xué)報(bào), 2003, 54（9）: 1209?1214

ZHANG Xiwen, LI Heng, YAO Zhaohui. Compressible gas flow in porous media/fluid coupled areas［J］. Journal of Chemical Industry and Engineering, 2003, 54（9）: 1209?1214

Numerical simulation on the convective heat transfer of compressive gas in ACP100 integrated head package

HE Peifeng1XU Bin1LUO Ying1YU Hao2MA Ziqi2SUN Shanwen2ZHOU Jinxiong2

1（Key Laboratory of Nuclear Reactor System Design Technology, Nuclear Power Institute of China, Chengdu 610200, China）
2（State Key Laboratory for Strength and Vibration of Mechanical Structures, School of Aerospace, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China）

Background: One of the functions of the integrated head package is to cool down control rod drive mechanism （CRDM）, which is realized through convective flow and heat transfer of cooling gas. Purpose: Concerning the integrated head package of ACP100 nuclear reactor, we rigorously compared the thermal-fluid computation results. The emphasis of numerical simulation and comparison was laid on the effect of gas compressibility on heat transfer of cooling gas. Methods: The complete mesh model is built by HyperMesh and the thermal-fluid computation results are simulated with commercial ANSYS/CFX software and treating fluid media as both compressible and incompressible gases. Results: The simulation results show that the gas compressibility has great impact on the distribution of temperature, velocity and pressure fields. Conclusion: Ignoring the compressibility of gas would give an underestimation of maximum temperature on CRDM surfaces, lower maximum velocity and smaller pressure drop on CRDM gaps.

Compressible gas, Integrated head package, Computational fluid dynamic （CFD）, Convective heat transfer

ZHOU Jinxiong, E-mail: jxzhouxx@mail.xjtu.edu.cn

TL45

10.11889/j.0253-3219.2016.hjs.39.100601

中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室課題（No.HT-A100-02-2015002）資助

何培峰，男，1981年出生，2006年于浙江大學(xué)獲碩士學(xué)位，研究領(lǐng)域?yàn)榉磻?yīng)堆結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

周進(jìn)雄，E-mail: jxzhouxx@mail.xjtu.edu.cn

Supported by Key Laboratory of Nuclear Reactor System Design Technology Project （No.HT-A100-02-2015002）First author: HE Peifeng, male, born in 1981, graduated from Zhejiang University with a master’s degree in 2006, focusing on reactor structural design

2016-05-03，

2016-07-28