高新力，王昆鵬，趙傳奇，蘇光輝

(1. 西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西西安710049； 2.環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心，北京100082)

對(duì)CANDU燃料組件結(jié)構(gòu)的一維瞬態(tài)輻射程序開(kāi)發(fā)與驗(yàn)證

高新力1,2，王昆鵬2，趙傳奇2，蘇光輝1

(1. 西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西西安710049； 2.環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心，北京100082)

在氣冷CANDU式燃料組件之中，輻射換熱也是不容忽視的一部分。特別是在出現(xiàn)了系統(tǒng)失壓/失流事故時(shí)，輻射換熱將會(huì)成為保證燃料安全的主要冷卻手段。本文中針對(duì)CANDU式壓力管編制了針對(duì)壓力管幾何條件下的一維輻射換熱瞬態(tài)程序。程序中采用將燃料元件棒轉(zhuǎn)化為同心圓環(huán)的方式簡(jiǎn)化輻射角的計(jì)算，并加入了隔層輻射模型，使模型更加貼近實(shí)際。采用分別將程序中的幾個(gè)模塊的計(jì)算結(jié)果與CFX計(jì)算結(jié)果對(duì)比的方式來(lái)達(dá)到程序驗(yàn)證的目的，驗(yàn)證結(jié)果顯示程序RHTPB具有良好的表現(xiàn)，能夠滿足于反應(yīng)堆安全計(jì)算的需要。

CANDU組件；輻射換熱；瞬態(tài)程序

德州大學(xué)奧斯汀分校所開(kāi)發(fā)的壓力管式聚變裂變混合堆概念[1]，為了能夠有效地減小冷卻劑的電磁效應(yīng)和中子慢化效應(yīng)，并減少腐蝕，采用了氦氣冷卻方案。同時(shí)，為了減小中子需要穿透的結(jié)構(gòu)壁的厚度并較好地承受住冷卻劑的壓力，概念中采用了CANDU式的壓力管式組件設(shè)計(jì)。

對(duì)于氣體冷卻反應(yīng)堆的非能動(dòng)冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)來(lái)說(shuō)，現(xiàn)階段主要采用的是依靠氣體自然循環(huán)能力帶走余熱或者采用熱傳導(dǎo)將余熱排出的方案。然而對(duì)于壓力管式聚變裂變混合堆的氦氣系統(tǒng)，兩種方案都存在一些困難。首先依靠氣體自然循環(huán)能力來(lái)帶走反應(yīng)堆余熱的設(shè)計(jì)需要保證堆芯的壓降足夠小，這就需要較高的堆芯冷卻劑體積比[2]。同時(shí)，因?yàn)闅怏w的自然循環(huán)能力較小，為了保證燃料溫度低于限值，就需要提高冷卻劑設(shè)計(jì)壓力，這就會(huì)造成反應(yīng)堆工程造價(jià)的提高。而對(duì)于依靠熱傳導(dǎo)和熱輻射來(lái)將余熱帶出反應(yīng)堆的系統(tǒng)，需要反應(yīng)堆內(nèi)材料具有較大的導(dǎo)熱系數(shù)，且擁有較大的堆芯內(nèi)的燃料占空比。而對(duì)于壓力管式氦氣冷卻混合堆來(lái)說(shuō)，由于處在聚變堆之中，結(jié)構(gòu)受到很大的限制，而氦氣的自然循環(huán)能力很差，因此，德州大學(xué)奧斯汀分校的設(shè)計(jì)概念采用了一種新式的余熱排出系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案，使用熱管作為介質(zhì)，依靠輻射換熱將壓力管內(nèi)的余熱排出。

在此類余熱排出系統(tǒng)中，熱管參數(shù)、壓力管參數(shù)和輻射換熱量等關(guān)鍵因素都會(huì)影響到系統(tǒng)的正常工作。因此，在系統(tǒng)設(shè)計(jì)過(guò)程中，有必要進(jìn)行CANDU式燃料組件內(nèi)的輻射換熱計(jì)算。現(xiàn)階段，計(jì)算程序CHAN-II[3]以及CATHENA[4]已經(jīng)能夠用于預(yù)測(cè)表面輻射在熱輻射中作為主要輻射方式時(shí)的情況。同時(shí)，CFX、Fluent等有限元分析程序也被證明能夠用于計(jì)算CANDU式的燃料棒幾何內(nèi)的輻射換熱工況。但是，這些程序應(yīng)用起來(lái)較為復(fù)雜，特別是有限元商業(yè)程序計(jì)算瞬態(tài)工況耗時(shí)很長(zhǎng)。針對(duì)上述問(wèn)題，為了滿足設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)的需求，本文開(kāi)發(fā)了一種新的計(jì)算程序RHTPB，能夠快速進(jìn)行CANDU式壓力管內(nèi)的輻射換熱計(jì)算。

1 瞬態(tài)輻射程序的開(kāi)發(fā)

1.1 基本假設(shè)

在壓力管內(nèi)輻射換熱計(jì)算過(guò)程中，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，我們做了一些基本假設(shè)：

(1) 參與輻射的物體表面(包括壓力管內(nèi)壁、燃料包殼外壁)都是漫射(漫發(fā)射、漫反射)灰體；

(2) 不考慮壓力管或者燃料元件上的軸向溫度傳遞；

(3) 同一根燃料組件內(nèi)燃料的功率相同。

1.2 數(shù)學(xué)模型

由于氦氣為分子結(jié)構(gòu)對(duì)稱的雙原子氣體[4]，在工業(yè)上常見(jiàn)的溫度范圍內(nèi)，實(shí)際上沒(méi)有發(fā)射和吸收輻射能的能力，可以認(rèn)為是熱輻射的透明介質(zhì)。另外，由于程序計(jì)算的對(duì)象是氦氣冷卻壓力管式燃料元件發(fā)生失流的情況，在此過(guò)程中，氣體不存在對(duì)流換熱，加上氦氣導(dǎo)熱能力并不是熱傳遞的主要因素。因此，從系統(tǒng)設(shè)計(jì)角度來(lái)說(shuō)，為了獲得保守的結(jié)果，在計(jì)算過(guò)程中，不考慮氦氣對(duì)輻射的吸收以及氣體的導(dǎo)熱和對(duì)流，只考慮燃料元件內(nèi)部的導(dǎo)熱及燃料元件表面間的輻射換熱。

因此，燃料芯塊的瞬態(tài)熱傳導(dǎo)方程為：

(1)

對(duì)于燃料包殼的瞬態(tài)熱傳導(dǎo)方程為：

(2)

邊界條件為：

其中，ρu為燃料芯塊的密度；ρc為燃料包殼的密度；cu，Qv為燃料芯塊體積釋熱率；R代表著包殼的輻射換熱。因此，如何確定燃料元件間輻射換熱量就成了求解燃料元件溫度的關(guān)鍵問(wèn)題。

在復(fù)雜系統(tǒng)中，輻射角的計(jì)算一直是輻射熱量計(jì)算的關(guān)鍵問(wèn)題。對(duì)于CANDU式的棒束來(lái)說(shuō)，本身有著中心對(duì)稱和圓周均勻的幾何，且在模型中，同一燃料組件內(nèi)功率近乎相等，因此，燃料棒束的同一環(huán)上的燃料元件溫度分布基本相同?；谝陨显?，本文采用了一種合理的簡(jiǎn)化方式對(duì)燃料組件內(nèi)的輻射換熱進(jìn)行計(jì)算。如圖1中所示，程序中假設(shè)燃料組件里的燃料棒能夠被近似轉(zhuǎn)化成為幾個(gè)同心的圓環(huán)，輻射換熱只在相鄰的燃料環(huán)表面進(jìn)行傳遞。同時(shí)假設(shè)燃料元件棒束的軸向無(wú)限長(zhǎng)。這種假設(shè)能夠大大降低CANDU式棒束幾何的輻射角計(jì)算難度，但同時(shí)這種假設(shè)的缺點(diǎn)在于每個(gè)燃料元件上表面的周向不同位置的溫度區(qū)別不能很好地體現(xiàn)出來(lái)。

圖1 輻射模型轉(zhuǎn)變方法Fig.1 Radiation Model Transforming Method

模型轉(zhuǎn)換的過(guò)程中，確定每一環(huán)的內(nèi)外半徑時(shí)，需要保證轉(zhuǎn)換后模型中每一環(huán)燃料元件的內(nèi)外表面積分別等于實(shí)際模型中每一環(huán)上燃料元件的對(duì)內(nèi)總輻射面積和對(duì)外總輻射面積。而對(duì)內(nèi)輻射面積和對(duì)外輻射面積由具體的棒束幾何所確定。同時(shí)，為了保證每一圈燃料環(huán)擁有與之相應(yīng)的燃料元件相同的功率，模型轉(zhuǎn)換過(guò)程中還根據(jù)轉(zhuǎn)換前/轉(zhuǎn)換后的面積比調(diào)整了功率密度。例如在圖1中，原模型中環(huán)2上有6根燃料元件棒，經(jīng)過(guò)轉(zhuǎn)換后，變成了右側(cè)模型中的環(huán)2，其中環(huán)2的內(nèi)表面面積與棒束模型中第二圈中所有的燃料棒的能夠向內(nèi)輻射熱量的表面積相同，外表面積與棒束模型中第二圈中所有的燃料棒的能夠向外輻射熱量的表面積相同。

然而，顯而易見(jiàn)的是這種逐層輻射的模型與實(shí)際情況中的輻射熱量傳遞方式有著較大差異。在棒束模型之中，燃料元件不僅僅與相鄰環(huán)上的燃料元件進(jìn)行輻射換熱，并且與隔層的燃料棒進(jìn)行了輻射換熱。為了保證模型盡可能的貼近真實(shí)情況，假設(shè)模型中不僅存在相鄰層之間的輻射能量傳遞，同時(shí)也有隔層輻射之間的能量傳遞。如圖1中，從環(huán)1表面中發(fā)出的輻射能量不僅僅被環(huán)2的內(nèi)表面接收，同時(shí)還被環(huán)3的一部分內(nèi)表面所接收。這樣的話，計(jì)算所用的2面封閉輻射系統(tǒng)變成了圖2中所示的3個(gè)面所組成的封閉輻射系統(tǒng)。其中，表面1到表面4的輻射角等于圖1中環(huán)3上空隙所占的比例。

圖2 輻射電阻模型Fig.2 Radiation Resistance Model

2 瞬態(tài)程序的驗(yàn)證

因?yàn)槿狈?shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，程序中的輻射模型、瞬態(tài)輻射計(jì)算模塊以及穩(wěn)態(tài)輻射計(jì)算模塊分別由CFX進(jìn)行了校核。

2.1 穩(wěn)態(tài)結(jié)果校核

本文使用RHTPB程序和CFX對(duì)同一穩(wěn)態(tài)算例進(jìn)行計(jì)算，并通過(guò)與算術(shù)解進(jìn)行對(duì)比來(lái)驗(yàn)證程序中穩(wěn)態(tài)輻射計(jì)算的正確性。

穩(wěn)態(tài)算例是對(duì)幾個(gè)同心圓環(huán)中的輻射換熱量進(jìn)行計(jì)算。如圖3中所示，最內(nèi)環(huán)的固態(tài)輻射盤(pán)的半徑為R1,out，其余各個(gè)同心圓環(huán)的內(nèi)外半徑由內(nèi)至外依次為R2,in,R2,out,R3,in,…R5,in。所有表面的發(fā)射率假設(shè)為0.8。假設(shè)環(huán)間氣體為氦氣。氦氣作為雙原子對(duì)稱結(jié)構(gòu)，可以視作輻射透明介質(zhì)，因此燃料環(huán)表面之間的熱傳遞僅僅通過(guò)熱輻射進(jìn)行。兩個(gè)相鄰的表面間，比如環(huán)2的外表面與環(huán)3的內(nèi)表面，組成一個(gè)完整的封閉輻射系統(tǒng)。假設(shè)燃料元件和壓力管的材料導(dǎo)熱率都足夠大，使每個(gè)環(huán)內(nèi)部的溫度差小到足以忽略。每一個(gè)燃料環(huán)內(nèi)的功率密度均為0.8MW/m3，并假設(shè)壓力管的外表面的溫度為573K恒溫。

圖3 穩(wěn)態(tài)驗(yàn)證算例Fig.3 Steady State Verification Example

使用CFX進(jìn)行計(jì)算時(shí)，假設(shè)材料的導(dǎo)熱率為5000 W/(m2·K)，使每個(gè)環(huán)內(nèi)部的溫度差小到足夠忽略。模型兩端設(shè)置為對(duì)稱邊界條件，以保證可以等效為無(wú)限長(zhǎng)的圓柱體。由于采用He作為氣體工質(zhì)，將氣體導(dǎo)熱系數(shù)設(shè)置為0，同時(shí)將氦氣的輻射吸收系數(shù)設(shè)置為0，并采用適合計(jì)算無(wú)氣體輻射的Monte Carlo模型來(lái)模擬氦氣輻射透明的特性。經(jīng)過(guò)對(duì)不同網(wǎng)格數(shù)量的CFX模型進(jìn)行了敏感性分析后選擇了合適數(shù)量的網(wǎng)格，如圖4給出了CFX計(jì)算的網(wǎng)格。

圖4 穩(wěn)態(tài)驗(yàn)證算例網(wǎng)格Fig.4 Mesh of Steady State Verification Example

圖5中給出了CFX計(jì)算結(jié)果的溫度分布圖。圖中可以看出，由于材料的導(dǎo)熱率設(shè)置的足夠大，每一環(huán)的溫度均一致。溫度從內(nèi)向外逐層降低，最外層的溫度為573K，而最內(nèi)側(cè)的燃料棒溫度為887K。

圖5 穩(wěn)態(tài)驗(yàn)證算例的CFX計(jì)算結(jié)果Fig.5 Steady state result of CFX calculation

表1中給出了穩(wěn)態(tài)算例的結(jié)果對(duì)比，從表中我們可以清晰看出程序RHTPB的計(jì)算結(jié)果和數(shù)值解保持了非常好的一致性，證明程序RHTPB在輻射換熱量計(jì)算上的合理性。同時(shí)，CFX計(jì)算結(jié)果與數(shù)值結(jié)果相差很小，可以認(rèn)為CFX用于輻射性計(jì)算具有相當(dāng)?shù)目煽啃?，且?jì)算中模型設(shè)置方法正確，可以作為程序校核的參考。

表1 CFX穩(wěn)態(tài)算例計(jì)算結(jié)果與RHTPB

2.2 模型校核

為了檢測(cè)RHTPB程序中將CANDU式燃料組件處理成幾個(gè)同心圓環(huán)來(lái)計(jì)算輻射換熱的方法的正確性，本文將RHTPB計(jì)算結(jié)果和CFX計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。另外，由于幾何結(jié)構(gòu)復(fù)雜，輻射角難以計(jì)算，難以計(jì)算出數(shù)值解。因此，我們采用對(duì)幾何結(jié)構(gòu)不敏感的CFX進(jìn)行對(duì)比計(jì)算，來(lái)驗(yàn)證RHTPB程序的計(jì)算結(jié)果。

圖6給出了計(jì)算對(duì)象的截面圖。如圖中所示，壓力管內(nèi)共有37根燃料元件。按CANDU式燃料組件方式排列，37根燃料元件分別處在4個(gè)不同半徑的同心圓上。燃料為壓水堆式燃料棒，內(nèi)部為UO2芯塊，外部包裹著燃料包殼，包殼與燃料棒間的等效熱傳導(dǎo)系數(shù)為5678 W/(m2·℃)。燃料元件在兩端固定，因此內(nèi)部無(wú)其他定位格架影響棒間輻射。燃料元件長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于10倍直徑，可等同無(wú)限長(zhǎng)圓柱間傳熱問(wèn)題。氦氣為雙原子對(duì)稱結(jié)構(gòu)，對(duì)于熱輻射的吸收能力非常小，可視作輻射透明介質(zhì)。

圖6 模型轉(zhuǎn)化方法驗(yàn)證算例Fig.6 Modeling Method Verification Example

CFX計(jì)算中，選擇Monte Carlo輻射模型模擬壓力管內(nèi)的氣體透明輻射特性。燃料棒的功率密度為0.8MW/m3，壓力管的外表面的溫度為573.1K恒溫，燃料棒的初始溫度設(shè)置為625K。包殼與燃料棒間的等效熱傳導(dǎo)系數(shù)為5678 W/(m2·℃)。壓力管兩端為對(duì)稱邊界，從而能夠消除壓力管長(zhǎng)度對(duì)輻射角的影響。所有輻射表面的發(fā)射率假設(shè)為0.8。

圖7給出了CFX計(jì)算的計(jì)算網(wǎng)格。網(wǎng)格采用六面體網(wǎng)格劃分，質(zhì)量達(dá)到0.5以上，并經(jīng)過(guò)網(wǎng)格數(shù)量敏感性測(cè)試，保證了計(jì)算結(jié)果的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性。圖8給出了壓力管輻射問(wèn)題的CFX計(jì)算結(jié)果。可以看出，由于燃料元件內(nèi)部的功率較低，燃料元件內(nèi)的功率分布較為均勻。燃料元件的溫度由內(nèi)至外依次降低，且由于幾何結(jié)構(gòu)的中心對(duì)稱性，同一環(huán)上的壓力管溫度相同。

圖7 模型轉(zhuǎn)化方法驗(yàn)證算例的計(jì)算網(wǎng)格Fig.7 Mesh for Modeling Method Verification Example

圖8 模型轉(zhuǎn)化方法驗(yàn)證算例的CFX計(jì)算結(jié)果Fig.8 CFX Result for Modeling Method Verification Example

在RHTPB程序的計(jì)算過(guò)程中，會(huì)將圖7中的燃料組件模型轉(zhuǎn)化為圖9中所示的同心圓環(huán)燃料形式，圖9中還給出了轉(zhuǎn)換后模型的具體尺寸。其尺寸確定原則為：每一環(huán)的內(nèi)/外表面積分別等于圖7中燃料組件模型上相應(yīng)環(huán)上的燃料棒的向內(nèi)/外輻射面積。例如圖9中的表面7，其表面積等于壓力組件中第4環(huán)上18根燃料組件的能夠直接與壓力管進(jìn)行輻射換熱的表面積之和。但這也導(dǎo)致每一環(huán)的燃料環(huán)體積與燃料組件內(nèi)相應(yīng)的燃料棒體積不同，程序內(nèi)通過(guò)改變?nèi)剂檄h(huán)內(nèi)的功率密度使得轉(zhuǎn)化后的模型與原模型擁有相同的總功率。另外，燃料環(huán)厚度的變化，也會(huì)影響到燃料元件內(nèi)部導(dǎo)熱的計(jì)算，因此在燃料棒內(nèi)導(dǎo)熱計(jì)算過(guò)程中，燃料環(huán)的厚度不作為導(dǎo)熱計(jì)算的輸入，而是使用燃料棒的直徑作為燃料環(huán)導(dǎo)熱的傳輸距離，使設(shè)計(jì)結(jié)果更為保守。

圖9 程序RHTPB模型轉(zhuǎn)化結(jié)果Fig.9 Modeling Transfer Result of RHTPB

可以看到在實(shí)際的燃料組件模型中，燃料元件不僅僅和相鄰環(huán)上的燃料元件進(jìn)行換熱，同時(shí)還會(huì)穿過(guò)燃料元件之間的縫隙與間隔層進(jìn)行輻射換熱。因此，為了使轉(zhuǎn)化后的模型更加接近真實(shí)模型，我們假設(shè)在轉(zhuǎn)化后的模型中，輻射不僅僅存在于兩個(gè)相鄰的表面間，也存在于相隔的燃料元件環(huán)之間。比如輻射換熱不僅僅存在于表面1與表面2之間，在表面1與表面4之間也存在輻射換熱。

圖10給出了CFX與程序RHTPB的計(jì)算結(jié)果對(duì)比。為了體現(xiàn)出間隔輻射模型對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，程序RHTPB分別對(duì)采用間隔輻射模型和不采用間隔輻射模型的情況進(jìn)行了計(jì)算。圖中可以看出，不采用間隔輻射模型時(shí)，程序RHTPB計(jì)算出的每層燃料環(huán)的最高溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于CFX計(jì)算出的每環(huán)燃料的最高溫度。而采用間隔輻射模型時(shí)，程序RHTPB計(jì)算結(jié)果與CFX計(jì)算結(jié)果相對(duì)符合較好，且程序計(jì)算結(jié)果溫度比CFX的計(jì)算結(jié)果高，滿足設(shè)計(jì)中保守計(jì)算的需求。另外，不考慮間隔層燃料環(huán)之間的輻射時(shí)，每層燃料環(huán)之間的溫差也更大。而在考慮了間隔輻射之后，每層燃料環(huán)之間的溫度變化也相對(duì)平緩，更貼近CFX計(jì)算出的結(jié)果，說(shuō)明間隔輻射模型更符合實(shí)際情況。

圖10 間隔輻射模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.10 Comparison of Result calculated with and without gap radiation model

2.3 瞬態(tài)工況驗(yàn)證

為了驗(yàn)證程序的瞬態(tài)計(jì)算模塊是否正確，本文使用RHTPB和CFX對(duì)同一瞬態(tài)算例進(jìn)行計(jì)算，并將結(jié)果進(jìn)行比較。

如圖11所示，瞬態(tài)工況包含從一個(gè)自發(fā)熱的內(nèi)管向外側(cè)的薄管輻射換熱的瞬態(tài)過(guò)程，假設(shè)里側(cè)的發(fā)熱盤(pán)和外側(cè)的薄管的熱導(dǎo)率非常大從而能夠保證其內(nèi)部的溫差小到可以忽略。輻射表面發(fā)射率均為0.7，表面2恒定溫度873.15K。假設(shè)表面1和表面2之間只有輻射換熱。在T0時(shí)刻，內(nèi)管突然停止發(fā)熱，計(jì)算之后內(nèi)管溫度的變化情況。

圖11 瞬態(tài)工況驗(yàn)證算例Fig.11 Transient State Verification Example

圖12中給出了CFX和程序RHTPB計(jì)算結(jié)果比較。圖中黑點(diǎn)為H.T.KIM用CFX計(jì)算的結(jié)果[6]。代表程序RHTPB計(jì)算所得到的結(jié)果?？梢钥闯?，內(nèi)部的管壁溫度T1從初始溫度1673.15K開(kāi)始下降，直至最終降至與外側(cè)溫度T2相同。由于輻射換熱量隨著溫差減小而減小，溫度下降的速率也越來(lái)越慢。程序與CFX計(jì)算結(jié)果符合非常好，證明了程序瞬態(tài)計(jì)算模塊的可靠性。

圖12 瞬態(tài)工況驗(yàn)證結(jié)果Fig.12 Comparison of CFX and RHTPB Result for Transient State Verification Example

3 總結(jié)

本文提出了一種計(jì)算CANDU式燃料組件內(nèi)輻射熱量計(jì)算的簡(jiǎn)化方法，并編制了程序RHTPB。通過(guò)加入間隔輻射模型，減小了環(huán)形燃料輻射模型與實(shí)際輻射模型的計(jì)算結(jié)果的差距。本文通過(guò)分別校核程序中的輻射模型、

瞬態(tài)輻射計(jì)算模塊以及穩(wěn)態(tài)輻射計(jì)算模塊來(lái)達(dá)到驗(yàn)證校核程序的目的。與CFX結(jié)果的比較證明了程序計(jì)算結(jié)果的可靠性，證明了本程序可以應(yīng)用于氦氣冷卻的CANDU壓力管式反應(yīng)堆失流事故后燃料棒溫度計(jì)算。

后續(xù)工作將圍繞加入非輻射透明氣體模型展開(kāi)，研究非輻射透明氣體介質(zhì)對(duì)輻射換熱的影響。

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Development and Verification of a One Dimensional Transient Radiation Code for CANDU Fuel Assembly

GAO Xin-li1，2，WANG Kun-peng2，ZHAO Chuan-qi2，SU Guang-hui1

(1. School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2.Nuclear and Radiation Safety Center, Ministry of Environmental Protection, Beijing 100082, China)

In the Gas-cooled CANDU kind fuel assemble, radiation heat transfer cannot be ignore. Expertly during the LOFA accidents, with no convection heat transfer, the radiation heat transfer will become the main force to ensure the safety of the reactor. This paper developed a one dimensional transient radiation code to calculate the radiation heat transfer in CANDU fuel assembly. The code assumes that the fuel element rings can be lumped into several circular rings, which can simplify the calculation of radiation angle factors. And with the purpose of making the models closer to the actual situation, radiation between next nearest neighbor layers is also considered in addition to that between nearest neighbor layers. The radiation model, transient radiation calculation and steady radiation calculation of the code RHTPB are verified by comparing with result of CFX, respectively. The result shows that the code has good performance in transient radiation calculation, and can satisfies the need of nuclear industry.Key words: CANDU Bundles; Radiation Heat Transfer; Transient Code

2016-02-11

高新力(1988—)，男，陜西省，工程師，博士，核科學(xué)與技術(shù)專業(yè)，現(xiàn)從事核安全科研方向工作

TL333

A

0258-0918(2016)06-0739-07