JAERI - M 9090-043 043 - IAEA

JAERI - M 90-043

Xtf*ftl$DNBRfWf

1 9 9 0 # 3 B

Japan Atomic Energy Research Institute

~AERI -M

90・043

扇平二重炉心型高転換軽水炉の定常運転時

及び事故時DNBR解析

1 990年 3月

岩村公道・末村高幸・大久保努

平賀富士夫・村尾良夫

日本原子力研究所

Japan Atamic Energy Research Institute

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JAERl-M reports are issued irregularly. Inquiries about availability of the reports should be addressed to Information Division.

Department of Technical Information. Japan Atomic l-ncrgy Research Institute. Tokai-mura. Naka-gun, lharaki-ken 319-11. Japan.

Japan Atomic Knergy Research Institute, 1990

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J..¥ 1・I{ト¥1レポート :i， Il牛:1原rtHlf究，itrか 'F;仁!制に公FlJ，_ている緋先鰍;t;持て寸

人Fの間合わせは， Il本原子力研究川rHiホrt，'i鰍部情報資料課 l〒:lllj-1 1:'1，峨 ~I，~明:Ì目rm;'.\!.

lij十1，あて， j;I¥1 L二L~たさいなお.ニJ)ほかに財 l.Jj;]，人 I~( r !J弘A会資料セ J ク

4〒:lllJ 11;'i，城即、明:J.rm;，~(;師十 t I! -1~ 11;'. 1" 1) 研究，ilrl付j で限りによる'J:'IV ，jil (j)宅 J;ニな

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，IAERトM reports are issued irregularly

Inquirics about avaiJabihty of the tcports shouJu bc auuresseu to Information Division，

Department of Technkal Information. Japan Alomic Fnergy Research Institutc. Tok山

mura. Naka-餌Jn，lbaraki-kcn319・11.Japan

Japan AtumI(' Energy Resear('h In~titult.. 1990

編集権施行 11本 I'ii{-IJ ~'t .先 lilI

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JAERI-M 90-043

mW- -«'^'DSiS«i^g7K'Jj3©^tiieB#&0 : '*teB# D N B R JJ¥0T

(1990 *P2£ 3 B ^ S )

& (HCLWR-JDFl) fflSf&#iia6£*l-r^5o *<P(i, p / d # 1 . 2 3 fflJlW'l>£*RS7"7

60cm"e, y'yyr-y M S ^ i i l ^ ' t l f e 30 cm-e4>5o #jlp£*f S > i L T , ;£3t3iSB$, - & # 4 f J # # >7° h 'J -, 7°*jjfti$&tf-frftWtttf > 7 % H

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JKJSW&Sr: T 319 - 11 Î f t iMgPjgJSt t6#?H« 2 - 4

I

]AERI-M 90 -043

扇平二重炉心型高転換軽水炉の定常運転時及び事故時DNBR解析

日本原子力研究所f軍研究所原子炉工学部

岩村公道・末村高幸・大久保努

平賀富士夫・村尾良夫

C 1990年 2月3日受理)

原研Kおいては，ウラン資源の有効利用と共K安全性を向上させた扇平二重炉心型高転換軽水

炉 CHCLWR-J DF 1)の研究が進められている。本炉は， p/dが1.23の扇平炉心を中間ブラ

ンケットを介して二段に重ねたもので，上部及び下部にもプランケットを有す。各炉心の高さは

60cmで，プランケ γ ト高さはいずれも 30cmである。

本炉を対象として，定常運転時，一次冷却材ポンプトリップ事故時及び一次冷却材ポンプ紬固

着事故時の DNB (核沸勝離脱)解析を実施した。事故時の一次系システムの過渡解析には，最

適評価コード ]-TRACを用い，解析条件は，軽水炉の安全評価解析に使用されているのと同様

の保守的な仮定IL基づいて定めた。 DNB比(DNBR)の評価には， COBRA-IV-Iサプチャ

ンネル解析コードと組み合わせたKfKの限界熱流束 CCHF)相関式を使用した。 KfK相関式

は，原研で実施した小規模 (4本及び7本ロッド)CHF実験データ及ひ:Bett j s原子力研究所

の 20本ロッドCHF実験データを用いて検証した。サブチャンヰノレ解析に用いる混合係数及びグ

リッドスベーサ圧力損失係数は，実験により決定した。現行軽水炉の場合と同様な基準，すなわ

ち95%の信頼度をもって 95~ぢの確率で DNBK至らないための最小DNBR 制限値を， KfK相

関式を用いて評価した結果1.28を得た。本炉の最小DNBR評価値は，定常運転条件ドで1.66，

ポンプトリップ事故時には 1.56，柚国善事故時には1.34となり，いずれも DNBR制限値を上

回っている。従って，本炉は， DNBR制限上の立場からは成立性に関する重大な支障はなく，実

現可能なことが明らかとなった。

東海研究所:〒 319ー 11 茨城県那珂郡東海村白方字白線 2-4

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DNBR Analyses under Steady-State and Accident Conditions for a Double-Flat-Core High Conversion Light Water Reactor

Takamichi IWAMURA, Takayuki SUEMURA, Tsutomu 0KUB0 Fujio HIRAGA and Yoshio MURAO

Department of Reactor Engineering Tokai Research Establishment

Japan Atomic Energy Research Institute Tokai-mura, Naka-gun, Ibaraki-ken

(Received February 3, 1990)

A double-flat-core high conversion light water reactor (HCLWR-JDF1) has been developed at JAERI aiming at better fuel utilization and higher safety margin. The HCLWR has two pancake type cores piled up with lower, internal and upper axial blankets. Fuel rods are arranged in a triangular lattice with p/d = 1.23. The lengthes of each core part and each blanket part are 60 cm and 30 cm, respectively.

Departure from nucleate boiling (DNB) analyses were performed under steady-state operational condition and accident conditions. The primary coolant pump trip accident and locked rotor accident were selected for the transient analyses. The primary system transient calculations under accident conditions were performed with a best-estimate code J-TRAC using the same conservative assumptions as in the licensing calculation for a current LWR. The KfK critical heat flux (CHF) correlation coupled with the COBRA-IV-I subchannel analysis was used to evaluate the DNB ratio (DNBR). The KfK correlation was verified with the data from small scale (4 and 7 rods) CHF experiments at JAERI and 20-rods CHF experiments at Bettis Atomic Power Laboratory. The mixing coefficient and grid spacer loss coefficient used in the subchannel analyses were experimentally determined. Based on the criterion that no fuel rod in the core experiences DNB with 95 % probability at 95 % confidence level, which is used in the current

il

JAERI-M 90-043

DNBR Ana1yses under Steady-State and Accident Conditions for

a Doub1e-F1at-Core High Conversion Light Water Reactor

Takamichi IWAMURA， Takayuki SUEMURA， Tsutomu OKUBO

Fujio HlRAGA and Yoshio MURAO

Department of Reactor Engineering

Tokai Research Estab1ishment

Japan Atomic Energy Research Institute

Tokai-mura， Naka-gun， Ibaraki-ken

(Received February 3， 1990)

A doub1e-f1at-core high conversion 1ight water reactor (HCLWR-

JDF1) has been deve10ped at JAERI aiming at better fue1 uti1ization and

higher safety margin. The HCLWR has two pancake type cores pi1ed up

with 10wer， interna1 and upper axia1 b1ankets. Fue1 rods are arranged

in a triangu1ar 1attice with p/d 1.23. The 1en苗thesof each core

part and each b1anket part are 60 cm and 30 cm， respective1y.

Departure from nuc1eate boi1ing (DNB) ana1yses were performed

under steady-state operationa1 condition and accident conditions. The

primary co01ant pump trip accident and 10cked rotor accident were

se1ected for the tτansient analyses. The primary system transient

ca1cu1ations under accident conditions were performed with a best-

estimate code J-TRAC using the same conservative assumptions as in the

1icensing ca1cu1ation for a current LWR. The KfK critica1 heat flux

(CHF) corre1ation coup1ed with the COBRA-IV-I subchanne1 analysis was

used to eva1uate the DNB ratio (DNBR). The KfK corre1ation was

verified with the data from sma11 sca1e (4 and 7 rods) CHF experiments

at JAERI and 20-rods CHF experiments at Bettis Atomic Power Laboratory.

The mixing coefficient and grid spacer 10ss coefficient used in the

subchanne1 an~lyses were experimenta11y determined. Based on the

criterion that no fuel rod in the core experiences DNB with 95 %

probabi1ity at 95 % confidence 1eve1， which is used in the current

JAERI-M 90-043

LWR licensing procedure, the minimum DNBR was determined to be 1.2S with the KfK correlation. The estimated minimum DNBR's were 1.66 for the steady-state condition, 1.56 for the pump trip accident and 1.34 for the locked rotor accident. These minimum DNBR's are larger than the minimum allowable DNBR limit. The results indicate that the present HCLWR design is acceptable from a view point of the DNBR criterion.

Keywords: High Conversion Light Water Reactor, Subchannel Analysis, Departure from Nucleate Boiling, Critical Heat Flux, COBRA-IV-I Code, J-TRAC Code, Thermal-Hydraulic Design, Accident Analysis, Mixing Coefficient, Pressure Drop, Reactor Safety

iil

JAER1-M 90-043

LWR licensing procedure， the minirnum DNBR was determined to be 1.28

with the KfK correlation. The estimated minirnum DNBR's were 1.66 for

the steady-state condition， 1.56 for the pump trip accident and 1.34 for the locked rotor accident. These minirnum DNBR's are larger than

the minimum allowable DNBR limit. The results indicate that the pre-

sent HCLWR design i5 acceptable from a view point of the DNBR criterion.

Keywords: High Conversion Light Water Reactor， Subchannel Analysis，

Departure from Nucleate BOiling， Critical Heat Flux，

COBRA-IV-I Code， J-TRAC Code， Therrnal-Hydraulic Design，

Accident Analysis， Mixing Coefficient， Pressure Drop，

Reactor Safety

111

JAERI-M 90-043

I tK

i. * m i 2. H¥H«^/DS!i^Kg|g7K*Pffl8lg 3

2. 1 W ' W i A 3 2.2 igTh£©c*5£ 3

3. DNBR!W??± 10 3.1 DNBRfFffi#'ft©«fS 10 3. 2 DNBff«S:©il^ 10 a 3 m&mm ii 3.4 t / f t y*>\,Wfc^- KCOBRA-lV-I^rffll^cDNBtflM^WSFffi 12 3.5 Stegl@7K*5©g'hDNBR gipffi 13 3. 6 «t«ffi"FBFffl#S^DNB 14 3.7 *SfeSPtffn-KJ-TRAC 15

4. 5g^3feB#0DNBRI¥ffi 24 4.1 COBRA-IV- I 3-Kl£«fc £-* 7** +V^ftPflr 24 4.2 ftWI£JSI 25

4. 3 ft/hDNBR©ffffi 26 5. ¥&B$®DNBRfF« 32

5. i Mmmm& 32 5. 2 J-TRAC => - KjJ?#f£ft 32 5.3 COBRA-IV- I 3 - KPttf^ff 33 5 4 - f t # £ p W M ^ £ ¥ & J $ t f f 33

5. 4. 1 J-TRAC#P#r*SS 33 5.4.2 COBRA-IV-I lc«fcS*7*f- + y*>HBSrSS 34 5. 4. 3 ft'hDNBRfflJM 34

5.5 -*^ i6PW=t!y7- t t@##Sfe»«T 34

5. 5. 1 J-TRACftWfSJil 35 5.5.2 COBRA-IV-1 tc£ £-* 7 '^ i - y ^ A - P ^ l g 35

5. 5. 3 ft'hDNBRffllHMffi 35 6. ta m 55 IB ft 55 # # £ l f t 56 I t S I A DNBfFtfS; 59 tt & B COBRA-IV-I KilT-9 62

V

JAERI-M 90-043

目次

l 序論 ……….....・.....一…・・・・… ・・・-…-・・・・・ …...……・……・・…

2. 扇平二重炉心型高転換軽水炉の慨要一・・・-…....・ H ・-……......…田……・…・一- ・・・ 3

2. 1 原子炉システム ……………………………………………………………・…………… 3

2.2 主要寸法の決定 -….... ……・・・・………・・・・ぃ υ ・・…….. • . • . . . . . . . .ー・ー…・-… 3

3. DNBR評価手法…一・ ….........・H ・…・・….................. ・……・・ー・・・・・・ u ・…・ 10

3.1 DNBR評価手法の概要………………・-………・……・…一一ー・一一…・…...・ 10

3.2 DNB評価式の選定・・・・・・ー・…・・…ー……・ … ...…・….. • . . • . • . . . ーー… …・・ 10

3.3 混合係数・・…・・…… ....…・……・…・… ・・・・……・・…一 ..•.... …・・・… 11

3.4 サブチャンネル解析コードCOBRA-!V-Iを用いた DNB相関式の評価 .•.• ... 12

3.5 高転換軽水炉の辰小DNBR基準値………………目…・…ー・・…......・ H ・..…一ーー 13

3.6 流量低下時の非定常DNB……・・・……・・…・……・…ー…ー・ー……・・.....一…ー 14

3.7 事故解析コード ]-TRAC ....……………日・・一一.. . . • . . . . . . . • .一...…・・・・・ーー，・ 15

4 定常運転時のDNBR評価…………・…-…ー・…・……一 ....・・……・・ー -ー・ーー.. 24

4.1 COBRA-1 V一Iコードによるサプチャンネノレ解析 ………・-一一一………・・・ー. 24

4.2 解析結果 …一・・ ……ー……・・……田・・-………・…一 .. …・・・………・・・ ..•. 25

4.3 最小DNBRの評価・…・……….....… ・・・・・・・・・ ....................…・…... 26

5 事故時のDNBR評価・…ー・・…・・……・…-・…・・・・・・・… . . . . • . . . . • .…… ・・・・・・ 32

5. 1 解析対象事故 …・……・…….............……................ー・・…-… .•.•...•. ・…... 32

5.2 ]-TRACコード解析条件 ………-…・・・…ー…・一一ー・…...............…….. 32

5.3 COBRA-IV-Iコード解析条件 ……・田・….......一・・…........……ー…・…回一. 33

5 4 一次冷却材流量喪失事故解析 …・.............…............. ー・・…..... ぃ・・・.... 33

5. 4. 1 ] -TRAC解析結果 …-…口一...…....…一 .....•. ・・・・・・・・・…. 33

5.4.2 COBRA-1 V-1 によるサブチャンネ Jレ解析結果 ………ー・…・・・………-・ー 34

5.4.3 最小DNBRの評価・……-……・ー…....・ H ・-一………-一……ー………. 34

5.5 一次冷却材ポンプ軸固着事故解析 …・…・…-…・………一- ・…………・…・・・…. 34

5. 5. 1 ] -TRAC解析結果 …一..………・・..…一 …・…-一・ー・ .......…….. 35

5.5.2 COBRA-IV-Iによるサプチャンネル解析結果 …一・田………….......•....•.• 35

5.5.3 辰小DNBRの評価・・田……………………・田・…・…....…・………・・・ .... 35

6 結論・目 H ・H ・・・・ u ・・.....・田…….....・ H ・・・・・・・・・・・・- …-・・…・田… .....•....•.•... 55

謝辞・-…・・……・…・・・-…-…・・・…・・…・・…・…・・……・……ー……....・H ・……・・……..... 55

参考文献一…........……….. ・・…..・田…………・・・・・田…・・・ ……...…目・H ・H ・....……........ 56

付録 A DNB評価式..……・・・…・…・・…… ・・町・…田・・・・・…-….........…...…-…ー 59

付録 B COBRA-IV-I入力デタ …………-…………..….......・ H ・-…・・・・・・・・ 62

V

JAERI-M 90-043

C o n t e n t s

1. Introduction i 2. Double-Flat-Core High Conversion Light Water Reactor 3 2.1 Reactor System 3 2.2 Determination of Major Geometry 3

3. Evaluation Procedure of DNBR , IQ 3.1 Outline of DNBR Evaluation Procedure 1 0

3.2 Selection of DNB Correlation 10 3.3 Mixing Coefficient 11 3.A Evaluation of DNB correlations with Subchannel Code

COBRA-IV-I 12 3.5 Minimum DNBR for the HCLWR 13 3.6 Effect of Flow Reduction Transient on DNB 14 3.7 Accident Analysis Code J-TRAC 15

A. Evaluation of DNBR under Steady-State Operation 2A A. 1 Subr nannel Analysis with COBRA-IV-I 2A A .2 Calculated Results 25 A .3 Evaluation of Minimum DNBR 26

5. Evaluation of DNBR under Accident Conditions 32 5.1 Accidents for Analyses 32 5.2 J-TRAC Analysis Conditions 32 5.3 COBRA-IV-I Analysis Conditions 33 5.A Analysis of Primary Coolant Pump Trip Accident 33

5.A.1 J-TRAC Calculated Results 33 5.A.2 COBRA-IV-I Calculated Results 34 5.A.3 Evaluation of Minimum DNBR 34

5.5 Analysis of Locked Rotor Accident 34 5.5.1 J-TRAC Calculated Results 35 5.5.2 COBRA-IV-I Calculated Results 35 5.5.3 Evaluation of Minimum DNBR 35

6. Conclusion 55 Acknowledgment 55 References 56 Appendix A DNB Correlation 59 Appendix B COBRA-IV-I Input Data 62

VI

JAERI-M 90-043

Contents

1. Introduction.

2. Double-Flat-Core High Conversion Light Water Reactor ......... 3

2.1 Reactor System .••...•...••.•..•••.•.•..•.•••...••..••..... 3

2.2 Determination of Major Geometry •••.•..•..........•...•.... 3

3. Evaluat ion Procedure of DNBR •...•••..•••.•...•.•..........•.• 10

3.1 Outline of DNBR Evaluation Procedure .••...•............... 10

3.2 Selection of DNB Correlation .•.•.•.•.....•••..•.•.•....... 10

3.3 Mixing Coefficient ........................................ 11

3.4 Evaluation of DNB correlations with Subchannel Code

COBRA-IV-I ........司・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 12

3.5 Minimum DNBR for the HCLWR .....•.•.•.•.•.•.•••••.......... 13

3.6 Effect of Flow Reduction Transient on DNB ...•.......•..... 14

3.7 Accident Analysis Code J -TRAC •••.•.•.•...•.••....•........ 15

4. EvaluatLm of DNBR under Steady-State Operation ....•...•..... 24

4.1 Subrnannel Analysis with COBRA-IV-I ..•.•.•.•..•........... 24

4.2 Calculated Results ........................................ 25

4.3 Evaluation of Minimum DNBR ................................ 26

5. Evaluation of DNBR under Accident Conditions ..・・・・・・・・・・・・・・・ 32

5.1 Accidents for Analyses ......••••...•.....•.•....•.•...•... 32

5.2 J-TRAC Analysis Conditions ...•.•.•.•.•...•.•••...••...•.•. 32

5.3 COBRA-IV-I Analysis Conditions ............................ 33

5.4 Analysis of Primary Coolant Pump Trip Accident •........... 33

5.4.1 J-TRAC Calculat巴dResults •••...•.•••...•..••....••.... 33

5.4.2 COBRA-IV-I Calculated Results ......................... 34

5.4.3 Evaluation of Minimum DNBR ............................ 34

5.5 Analysis of Locked Rotor Accident •.•.•...•.•...•••....•... 34

5.5.1 J-TRAC Calculated Results ............................. 35

5.5.2 COBRA-IV-I Calculated Results •••.•.•...•.•.•••..•••.•. 35

5.5.3 Evaluation of Minimum DNBR •••..•••••.•.•....•••.•...•. 35

6. Conclusion. • • • • . • • • . • • • • • • . • . . . • . • . . • . • . • . • . • . • . • . • . . • . • • • . • . 55

Acknowledgment •...•.•..•.•..•..•.•.•..•••••.•••••.•.•••..•.•.•... 55

References ••..•.•...•.•...••.••..•.•...•.•..•...•.•....••....•... 56

Appendix A DNB Correlation ••...••.•.•.•..•.•••...•.•......•..... 59

Appendix B COBRA-IV-I Input Data ••••••••••••••••.••••••••••••.•• 62

VI

JAERI-M 90-043

1. &

ifftB!«>MP (HCLWR) ©lait-W^^, B * ' R , a '8I, HK-f 7" , 7 7 > X'51 - # © f t | l T i i & LT l>S 0 HSfT'fcBHfn60^S*^,5feîl7j<« 3©?-iiW'i^ft^B3^L, ^ © i S i t t ^ g H ^ Sfcfc©^WIft&tfl»M<:'J'^WfcBF'ft£ii»T^3 1" 1- m l 8 'o

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- i -

JAERI ~ M 90~043

1.序論

軽水炉利用の長期化を背景として，天然ウラン資源及ひ前プルトニウムの有効利用をはかるため，

高転換軽水炉(HCLWR)の設計研究が，日本山叫べ商ドイツヘフランス情l等の各国で進展

している。原研でも昭和60年度から高転換軽水炉の予備的な検討を開始し，概念、の成立性を調べ

るための炉物理的及び熱水力学的な研究を進めている臥 i7L1810

高転換軽水炉では，転換比(親物質が単位時間に中性子を捕獲して生じる核分裂物質の屋に対

する消滅する核分裂物質の量の比)を高めるため，減速材と燃料の体積比 (Vm/V，)を小さく

して中性子スベクトルを硬化させる必要がある。このため，高転換軽水炉の設計では，燃料棒は

三角配列とし，燃料棒の間隔を狭くした調密格子炉心が一般に採用されている。

ところで，従来の炉心設計では，調密度を向上させようとすると，ボイド反応度係数が特に高

ポイド領域で止になる可能性が指摘され，高転換軽水炉の安全性確保の上で問題となっていた。

この点を解決するため，石黒らは，炉心長さを短くすることにより，中性子を上下方向に逃して

ポイド反応度係数を常に負の状態に保持できる腐平炉心型高転換軽水炉の概念を提案した九し

かしながら，本炉は，高転換率の達成と同時にボイド反応度係数が十分負にできるなとの優れた

特性を有するものの，炉心直径の割に原子炉出力が小さくなり，経済性の面では必ずしも有利で

はなかった。そこで，扇平炉心の炉物理的特性を保持しながら現行軽水炉と同等の経済性及び安

全性を得るため，扇平炉心をプランケ y 卜部を狭んで上下に二段に墳ねた扇半一三官室炉心型高転換

軽水炉の概念を日本原子力研究所伝熱流動研究室から提案しだ臥叩。

扇平三重炉心型高転換軽水炉については，その後，ボイド反応度係数を負に保持しながら転換

比及び燃焼度をできるだけ向上させるために.石黒らにより，炉物理上の最適化計算が実施され.

燃料棒配列ピッチ 11.7mmで，高さ 60cmの炉心を 30cmのプランケットを介して 2段に噴ね

た犠造が決定されたへ

伝熱流動研究室では，この設計結果に基づいて，本炉心の熱水力学的成立性の検討を実施した。

検討項目は以下の通りである。

(1) 限界熱流東の予測精度の向上

(21 炉心内圧力損失

(31 流れによる燃料俸の振動及び変位

(41 バンドル内の流体混合

(51 再冠水モテ勺レの検証

(61 通常運転時における最小限界熱流東比評価

(7) 大破断，小破断，流昼喪失，ポンプ軸固着.及び外電喪失 ATWS等の事故時における熱

水力特性評価

本報では，このうち(61の通常巡転時における最小限界熱流東比の評価，及び('j)の項目のうち，

流量喪失事故及びポンプ輸固着事故時における最小限界熱流東比に関する検討結果を報告する。

その他の項目についても，順次報告書を作成する。

-1-

JAER1-M 90-043

&/)<D&l^mmiRmfrt>MWb. («i^)Kl8tS5S(departure from nucleate boiling- : D N B ) £ ^ T )

(l)NBK) £&#£l , Sal" I"-. R ' r t f f l t ^ t O f t i i l r O DNBR ^,1'FffiL, DNBR Offi'Mi (ll|J*>. &'J«W.*UrftsfcIt) * s *5«« | - . - r -*)5J ; -5 lc- r4o -5iff©Nrt PWR (/jlDl^K'W^/k to'1") T-li, 95% «f3i8JK£fc-?T, 95% roii^T&W#Xaaai DNB K i i b t t l i £ # « « * £ £ LT, W- 3frlBg^; f f l ;£-«iÂ:JSAl4M'hDNBR*51.3Ji(.h<t-r5«^^Jm>'inT§fco *

lfiiffllS;Â^<^ftLteJ6S»Bit*^|!H^«iflfL* (CHF) i f l i L t l ' i f t ,1S,f|- 1:14 C tt£ DXBffl'k CSSSBSî^-^L, CHF£HJ^TDNB£JrffiLTi.>So DNBR (4 r:i£© =fc T lc,

ffl'f '.'I'Jp-i:>giJftfe}llg*'Jp(cMLTl4, SM^Wtt'fffl&M'" Sctf'-t 7 * + y * ; i 4 W £ f t t'#SB4- DNBR fffilli" D * i<£** lT l ' 5* i , Cft i ( 4 ^ - f ttfefiiiftJ^HUOfrJffll^ ( b" ••, f-11.4mm, frMM &©i3£ 50cm, tp\%\7 7 > >r-v t-&£ 50cm) £ * t £ £ I T U . 3 0 i fc, -tt*T-© DNBR Jfffi-e(4, S!ti!),i4Sll-<k0?§t.n)t*7'-f + ^^^Pf l r lc^gf i sKf^M^f i l i ,

*ftlT-(i. fiilftSftfcffiH'- \1^L>^*Gfc8* '^£*m£L-c, f.^Mro^^DXBIffiHi

|A1ff) CO DNBR^fif)(coOT,ft :ffiL, y f - ^ W t P ' t ^ t e ^ / K * ' " ^ Wfe£. DNBR ©fcgi.1,;

- 2 -

JAERI-M 90-043

出i転換軽水炉の経済竹ーを向ヒさせるためには.ii-i心から取り 11¥す熱IIUJをできるだけIt:Jめるこ

とが要求される。しかしながら，原子iPll¥力を僧大していくと，燃料俸表面での{ム熱形態が除熱

能力の高い核沸騰状態から離脱(校沸騰離脱Cdeparturefrom nucl凶 tcboi!ing : D~B) とぶう)

L. 除熱能力の低い遷移沸騰状態にl'fI移することにより，燃料俸表面j温度が 1<，界し燃料破tilに

ャ:る IIJ能性がある。そこで. DNBが午じる熱流東と燃料俸の同所熱流*の比を|限界熱流*比

(!)]¥;BH) と定義し. ，設計L.炉心IAJのすべての似筒での DNsHを評価し. DNBHの最小liIi

(悶Jち.段小限界熱流$/{比)がある納以上であるようにする。現行の[碍内 Pin¥(初ilH<)(V料水

炉)では. 95%の信頼度をもって. 95%の確率で燃料棒表面がDl'.Jsにゼらないための広準と

して. ¥¥'-:3相関式咽をJjjt、た場合は最小 DNBRが1.3以上とする縫準がJIJいられてきた。そ

して.運転時の異常な過渡変化を合む全運転期間中において，この某準が満足されるよう投討を

11なっている。なお，実験的には.Il¥hを増加させていき，骸i沸l燐状態が維持できなくなり .l~

lfli温度が大きく変化し始める熱流東を限界熱流束 CCIlF)と祢しているが，設計上はこれを

])'.:13の中じる熱流東とみなし. CHf、を4lいて DNBを評価しているo DNRRは仁述のように，

原子炉の最ー大熱lIlJJを規}.Eするファクターなので，高転換終J!<'kriの熱水力投討を進める f<<で，

j)i¥BR特性をUljらかにすることが積要となる。

同平 ¥a有炉心型高転換軽水炉に関しては，熱水力的な予備検討."及びサブチャンネル解析をfT

むdf納な DNBR，Jifflllj叩闘がなされているが，これらはいずれも最適化以前の初期設，l/"(ビソチ

11. 4mm. 炉心 l段の高さ 50cm‘中間プランケ y卜高さ 50cm) を対象と Lている。また. こ

れまでの DNBR評価では，流動試験により得られたサブチャンネル解析に必要な流14>:泌介係数，

炉心11:力指失係数等のデータが反映されていなL、。

本報では.最適化された扇平:電炉心型高転換軽水炉を対象として， I，t紺fitの{;jl、Il'.:BJ>f佃1

f.itに，Ij~づ、き.通常運転時の DNBR 及び事故時(一次冷却材流国喪失及びー次冷却材ポンフ。鮒1

問符)の[)!'JBH学動について評価し. .\HÏ'V-<，噴炉心J(~高転換軽水炉の成、11'I:を. J)]¥;BRの観点

から検Hする。

。，u

JAERI-M 90-043

2. M¥r.mF&mmu&&.Jkip(!>i&

2.1 J^pltFi/XxA

m;- ~m&fcwmm&Mp<»m&\m v\g.2.1 K * L , «MtJifti*©ft!y'Mtf'»t«iftf+ rt©»IWii:?ij£, ^n-e'n Fig. 2.2 &tx 2.3 icp-t-o * fc, **p© K fc&jcs- Table2.1 ic

*#5ffl«jiWi^*4©<*8Sit (Vm/vo ( i i . 0 6 i ^ - ^ T ^ s o ttz, nmômmtWK ±6t,- fi'MWMlglJ. 56GWd/t, ^mi&itlt 0. 83 T-* i> \

4;^6ffl*i,'li^l±2,432MVV (SSHli/J 826MW ffl^) T-, --ftftJUMIH/J, *''<!> Al I • 111 I ! fil£&Ot:IP'C>£dKnSftJPM*g8gMfc#*!>, fi£*S3 A- -7°PWR £ li!£|.i] - i L t 0 Cttli, tf>Ts:gsiiW©« ( - & & # :ft#iP£, ^ - i i ' > ' i l f ) * i t « P W R i f M ] -fL-tSiL, *?. igtt&tf-ioEtt©[f.]±£ Hf§ L fc fc&T* 5o

•4"H-j4p©#'#li, g £ 60cm ©Ifi^'JtP^*, 30cm ©#1187*7 y T -y h £ li $ A T , k K 2

nm&WZ 1 ?iJAnT*B$©*iJW«M$£iS*!>-tu.50 c©fcfe, (iS-f^lli/jo'A'illcî-ilMW.^Â *<*£(*). '^P'll^ffiiftilti 4. 373m £ 4' -> tz0

mmmoi9\.'mtmiPWR© 17x17M«^^^f*iini 1; 9.5mm -e, ;.ftiw]$ f© f., -r li 11. 7mm T-* 3„ itz, $ W J $ f g r t W © ^ « W © S ; J - . D £ 0 XXh i> t, VmWMm fflJUnm&oiffi&liW F I , DNB left LTJpl-iJ£ ft 6 c £ # , * 7*-r + v * ^Mff©S3l^>-o /c©-C"!, $l|!SHf^rtW©f$lill.0mm|-ifflJ^T*>-5o M S I S t t l i 6 ftfl^T-, l f t f+©g( li, fr^SK 313(4:, W^7*7 Vr-, h g|5 66 to*"?, *F-[>SI5© -5 -&flM$MiASl-%(4:ii85 f^"?*-*,, » : l » ^ f * l i , 372 4:©» : Hf, 24 MoWfaWmfomRV 1 ^©.il 'fflSrtl?^ b 4 4 0

2.2 :£«••*]•&©*£

H4 i^-** 3 ' ll>5!!iS*E^^7K^lco^Tli, HuiS© J; i ic, 'Jpt/fflWttJSMoSL*.^ b'J^k© fl5«&ci(-m*i^5jzsnri>5iiii, -S|5ffl**Aiz©}fJt«;&^m-i-^^r(i, a * ^ r.i-'M *J# ^ t . ^3Z- r4^S^« .5o liO'Tii, i i t i ifflBtt- \)-a©fc»i'5!fflffiftll-:o^TijR-''£.o

(1) &*4&£ft#)£ Kfe&&"MP©*K*4&©£f#£&<!-.LTIi, /'J-y K-X-5-U-, ^ 7 ) 1 7 0 ^ 0

xVî^y i >fr%7L^tiho c<Oot>, x^M 7*vf- f , i" / 7 7 , 7 * 7 < yli, 'fftic

y-y vx^-^<am^:W&^tht, W&fe<o\x\WfifoVi-fo^tz)m.'jifabi'W4 -tun, *S^fcffii§©®^8R#a«t:.-f 5©-?, DNB left LT WIT'S. <9, BfEii-iHiOiiJ^tt 6 ff|)f$?"

- 3 -

JAEHf -M 90-043

2. 扇平二重炉心型高転換軽水炉の概要

2.1 原子炉システム

扇半てi看炉心JI'! ，~転換軽水炉の概念、|玄!を Fig. 2.1にボし，燃料集合体の配ダ'11立び燃料!l0体

内の燃料俸配列を，それぞれ Fig.2. 2及び 2.3にぶす。また.A>:如3の主要絡Jじを Tnbk2.1に

ボす。

本炉の減速材と燃料の体積比 (Vm/Vf)は1.06となっている。また，イl!日らの燃焼，nwに

よるとf有効燃焼度l;t56GWd/t. 平均転換比は 0.83である九

本炉心の熱III力は 2.432MW(電気IH力826MW相当)で，一次冷却材IUJ.1Ji心人11.11¥11

温度及び炉心を流れる冷却材総流量も含め，従米型3ループ PvVRとほぼlii] .としたc これは，

圧力容器以外の機密(一次及びて次冷却系，ター己ン系等)を従米噌 PWEとrii] 'il:憾と L.経

済性及び安定性の向上を目指したためである。

本原子炉の特徴は，長さ 60cmの扇平炉心を. 30cmの中悶プランケ y トをはさんで. j ~ト 2

段に噴ねたいわゆるて電炉心構造を有している点である。また，炉心外周部iこ牛プランケ y 卜燃

料集合体を 171]入れて燃料の和11+.1効率を高めている。このため，原子炉111力の;月IJlこ'か心1Ft筏が大

きくなり，炉心等佃ij汽径は 4.373mとなった。

燃料俸の外径は現行 PWRの 17x17型燃料集合体と同じ 9.5mmで角配ヂ11栴 Fのピッチ

は 11.7mmである。また，制御俸案内管の径が燃料俸の径より余り大であると，制御俸案内管

周辺の流路の流速が低下し. DNBに対して不利となることが，サブチャンネル解析の結果分かっ

たのでベ制御俸案内管の径は 11.Ommに抑えである。燃料集合体は 6角形状で，集合体の数

は，炉心部 313i4:.外周プランケ y ト部 66体で，炉心部のうち制御棒婦人集合体は85体である。

燃料集合体は. 372 A>:の燃料俸. 21 A>:の制御俸案内管及び IA>:の計測案内管からなる。

2.2 主要寸法の決定

扇ヰ~--電炉心型高転換軽水炉については，前述のように，炉物康的な最適化の観点から炉心の

形状及び寸法が決定されているが部の未決定の形状及び寸法については，熱水力 I~学的、Z場

から決定する必要がある。以下では，これらの形状・寸法の決定の恨拠について述べる。

(J) 燃料俸支持方法

高転換軽水炉の燃料俸の支持方法としては，グリッドスベーサ，スパイラルワイヤ及びイン

テグラルフィンが考えられる。このうち，スパイラルワイヤ，インテグラルフィンは. ~n'[に

対して不利である。なぜならば，変{在民が水平方向に積算されて変伎の絶対民が大となり.中

じた隙聞の部分に流れが集中し，流路の狭い部分の冷却が低卜ーする恐れがあるからである。ク

リッドスベーサの形状を菱形とすると，燃料俸の川周方lii]に沿った速度分布が不均-となり，

板端に流速の遅い部分が生ずるので. DNBに対して不利であり.流i産分布の均等な 6f{llf~ グ

-3-

JAERI-M 90-043

. ^ 0 ^ | © £ £ l c £ J g « f t l i l ' » A £ ^ f t T ' , 5l#M$£ X ^ - ^ £ 0 J A W £ t t ^ 7 f : . U *#£t»J

(2) IHiO-fffi M'itffilffiftic I 'At-Ukx # « J; -5 iiftftS- fc fcti- * tz A, W H $ « # x 7* u f- ubk ts !i,

3 0 c m i 1 - 4 o ttz, im?S(t5rm i t 5 o $->T, » W L i S (4R K® =fc 7 C fc 5 = 7" 7 y >T v V £ 3L'm:[^t!i 2. I m

+ ) A ' X / l / f A + fitt 0.35m mWt-.H 2.45m

(3) ki5l$7V7-Afjfi£-t-jiotnissii. i.î*4 ha* 5 y K u rtiigi-rô -nti, MM*? 7 x ^s^mtM

© \\\z\mnxt-%mwm)%mwFM'& (i-.sc*5y K >J T) njk/r&'i&iiii i/ x*^£MR. c © J-nE-c- fflW fiBftti$ -a-s tiigT* 5 0 - officii**, l.il7' u -r A rt co igfeiflii

i'S?5''#'ff;icW;/ifri(cfcOT, II-:;j^XSllil \J X^^foo&iM,ti<ntzfo<vmm]\ffi:£mttx£t£

Tl i , $*>P! PWR iTiilL" < \:%-f\;1- AAîffliJllI I / x'^ft£|JM£i^}$-tf-3fi|;&-fc^

141 fcMl. h'SMIiffl

© i-.ffiimiiSfe^^riniafii^swii, 4>MM-. Yôwmwmtmiiftzv, w;t: '.>W''

(5) f f j ; | i . ] 7 ' 7 V r y h

i l W ^ 7 > ' r 7 K i , 7 o - i ^ 77 Kog©3iftf4:£-t50 did. I J, f£y7l''J7'7 w v h^^35TJ'66{+ (» t»f t f*( i313f40 * 0 , Cft*»4ir . . ' ] l j :*-7-y-f- + y 7-'^W»!fi ftM>:£t3£, *''[>•< ^"-xtftW:^ 20% lzbVlZZtzi6X&Z0 Wj\U\ 7' 7 y T -, btk/Yf* £•7 a--> a 7 7 Kf-ti L, I: |-'*M>fe©7 a - + . - JVft&ftZZ C i C i i f - ' - f ' - ' X ^ l i i i fLSofiftlc 3 y h • - ; u t « ' I ^ T i 5 0 'ifc, C©'<-f '-fx-flttWlix y ? ;u t - l:W-*!*''il> £l"l i;mmtziUi -5 =t 7 ic 2 % i L ^ 0

(6) * ; J-7'5>'y-y h-S-ri + S C i ^ ^ l f i L . ?" 7 y * -rimcm&mmi&is. L y o ^ © <t ^ §„

- 4 -

，IAEHI-M 90-043

') "ドスベーサが唄まし L、。また.姿形グリ y ドスベーサを J lJ t 、た [)~B 試験の付*，偵阪発

熱僚のiP11111のために菱形の角度ーの大きい角で，発熱俸とスベーサとの!よい接触が'1・じ，，tJ'tき切

れが起きた。件関スベーサの似動，定/，'r.iltJUJ1U失について較べても， 6角形グリソドスへ

ーサに不利な/5，はないので，門的形グリッドスベーサを採Jllすることにしたれ

グリッドスベーサの車111JiII'JlHJI¥¥4は，燃料作nm輔が現行1'¥¥'1{よりも狭いことを与1，M.して， J}~

11'1'¥¥'Hより骨Jい30CfTIとし，燃料郎のグリッドスベーサ数は?とした。なお. 支持Jiil;O).il

*Illについては.流 1'"振動実験の車，'í*や!温度，11'1)の結!共に )J~っき， II}検Hする必裂がある。

(21 燃料械の 'Hl

r:':j燃焼!支化に 1・分対応できるように余絡をもたせるため，燃料俸のガスプレナム1';;;さは，

30Cnlとする。また， ~，市怜郎は 5('fTIとする。従って，燃料体i止さは以ドのようになる c

ブランケットを合む燃料全長 2，1 m

十)ガスプレナム十端怜 O，35m

燃料俸全長 2，15m

(31 1:部フoレナム借造

|:i誌の構A!は.いわゆる上部カランドリア構造とする。これは， ijjll 御俸クラスタ案内'ì\'~fi1.或

の卜.に配向した制御搾駆動納案内管領域(J二郎カランドリア)にJUJ待{，~I I! I lノズルを後続し

この傾域で冷却材を憤流れさせる情造である。この構造は本米，上部プレナム内の憐造物配

iftlが非常に栴な骨iにおいて， JUJ容総tlH1ノズルへ向う横流れのための流路lili簡を確保できな

いような場合に{j効である。市1I街]怖を燃料集合体3体に 1:品Iの書IJ合で伸人する現行のが心設，1I

では，従米'¥リ P¥¥・Hと同じく1-.部フeレナムからl汽接11¥11ノズルへ冷却材を流tHさせる悌治も考

えられるが， ililJ御締本数の変史等，将米的な設計変1J.iの"'J能門ーも考慮して， 1:部カランドリア

構造を採川することとする。

141 炉心卜郎情造

が心卜'm~の構造としては，ド íH~カ i心支持阪でfI'{接炉心を支持する構造a とする。これは1:郎の

;と持構造との幣合をとったものであるが.これにより，炉心ド }jの '}~Imが作PH化される。 lìíμli

の IJ~~ 支持構j告も fTめて IHJJMiとなるのは，炉心 1'. トへの照射の I :i J:;!(jと出われるが，川、1'. 石カ 1

心のl易fT，燃料の 1'，ドにプランケソト I'IHがあるため，それほど|同組はないと与えられる。

151 任JiII，]プランケット

筏JiII，]ブランケットは，フローシュラウドっきの集作/'"とする。これは，径)jII，]プランウソ

トが全部で 66体(燃料集0/4>:は 313体)あり，これを燃料と川じオープンチャン不ル引の集

合体とすると.炉心パイパス流1ftが 20%にものぼるためである。 j主JiII，jプランケソト1.t0{，j¥

をフローシュラウド付と L， 1:ド知z心阪のフローホール係を絞ることによってバイパス流!止を

fT:.0:の納にコントロールする 'FI.iもできる O なお，このバイパス流 ~ftはエンタルビー I:h'，がカ 1心

とl'iJじNJ支に収まるように 2%とした。

(61 炉心情. ダウンカ<&.びIUr.内総|付i主

JUFff.総の 11可保はが心からのWt射の影符を~'J.o缶、 L て決められるものであり，従って， r 1(lifl'i

ではなく[似」を保作する。また，カ3心同j!1Jに筏Ji IÎ，]プランケソ卜をれすることを ~ï虚 L ，ダ

ウンカマI付に熱遮曲主体は投開しないものと与える。

-4一

JAERI-M 90-043

7y ST -j 1- fl-SH W & 5. 034m *P4>tfft{$ 5.25m iT.jmmfom 5.85m

*p.|l>ffi OiW- $ i L T I i 6 c m i - t 6 ( $ # $ ! 4 * - 7 , 7 , 5 > ' h t - 5 . 75cm)0 C fflJfft ?" <7 > *vfeU±24cm i ^ S o

ttfc, JE-;3gasi*p-il'0«EBII-^^TSe*S! PWR tttttttZtM Foil*) f & S o S£#3!J PWR ( 4 * - 7*7-7 y h )

ft'F 37.5cm ft* 59.2cm

iH-f- '.*fc'lM! HCLWR ( I J f l / v n , ^ ' i f f l M ) ©/J\ 40.3cm ft* 61.34cm

(7) ±/FgR*p<C.«Bil l (.~M®m&W££d iS*5!JPWR i | S I S l t o ^ * 4 * ^ f * ± / T g | 5 / X A - S S ^ X . * , ,

17X17 M*4 (M&fc£&) - (&&&££) = 4. 058m - 3. 853m

= 0. 206m

« 4 $ £ g 2.45m + ) ± / T S ( 5 / XA 0._25m

±/TSB*P'd«®FB^fii 2.70m (8) f&|«?5**Iiirt1f<iBi£

«tf4$Jx£ c S i l i i ' 5 ^ f f l X « M /gB^®g$©&te<B"lT, 2. 8m (.Jr.S|5*P'i:>&'W*

(9) *iI®P«§Wi^rtffM« ChSIS* =7 v K 'J TJU5«D H?«y|-£|n]fMffl^fc£ LT, ftJWffiSMft^rtWfiH&oiS;* I* 1.2m i t 5 „

(10) . k g | $ — , K i?if&!?|-£#MHttiiMR£{KftLT. 3.2m (±a$*p-fr$8&ffll¥;*£#fr) o ^ S £ - t 5 o

(11) rg|57"u^-A Hulg.il-ilH^^ff^^fS'AiILT, 2.6m (TgfrJp^£f t&ff l¥$£^t ; ) £ + £o

Ji(Fffll«K5l££Fig. 2.1 I c S i f c T / j ^ o rE^^Ô-fe5(i^J13m, rtSli 5.85m Tf*«J, Zfr-T-rvv hv&ijtitfi, M I 4 * - 7 ' / 7 n ( H i ^ g g s ^ g ^ J 13m, WI4 .4m)

&*) biHmi-k£ten:.ti,&'&tt£r,x^?>o miRaMMi&w&JikWPWR&ioPr* imJi(±

.tsa^y \-'RutT^7i'+^mwvMmmM\Hm®&zizttitz&mi&?>tg.t>tiz><D-e,

- 5 -

JAERI -M 90-043

具体的な寸法は以下に示す。

プランケ y ト外接円前径 5.034m

炉心槽内径 5. 25m

圧力容~~内径 5.85m

炉心槽の!手さとしては 6cmとする(従米烈4ループプラン卜で 5.75cm)。この場合ダウン

カマ隔は 24cmとなる。

なお. }王)J容25と炉心の距離について従米型 PWRと比較すると以下の通りである。

従米型 PWR(4ループプラン卜)

長小 37.5cm

最大 59.2cm

扇、ド;雫.Q-l心型 HCLWR(径方向プランケ y トからの距離)

最小 40.3cm

最大 61. 34cm

17) 上/下部炉心板間距離(-燃料集合体全長)

従米型 PWRと同程度の燃料集合体上/下部ノズル高さを考える。

17X17燃料

(集合体全長)ー(燃料棒全長) = 4. 058m -3. 853m

= 0.206m

従って，本;炉では以下のように定めた。

燃料棒全長 2.45m

+)上/下部ノズル 0.25m

上/下部炉心板間距離 2.70m

18) 制御旅クラタス案内管領域

燃料棒長さに制御俸クラタスのスパイダ部等の長さの余裕を見て. 2.8m U二部炉心版原さ

を合む)とする。

(9) 街IJ御俸駆動制l案内管領域(上部カランドリア領域)

liij設計と同程度の寸法として，指IJ御俸駆動軸案内管領域の高さは1.2mとする。

(]Q) J二部ヘッド

前設~I と相似な形状を仮定して. 3.2m (上部炉心支持仮の厚さを含む)の高さとする。

(]1I 下部フ。レナム

前設計と相似な形状を仮定して. 2.6m (下部炉心支持板の厚さを含む)とする。

以上の評価結果を Fig.2.1にまとめて不す。圧力容器の全長は約 13m.内径は 5.85mであり，

3ループプラントでありながら，在米!!9.4ループプラント(圧力容認会長約 13m. 内径 4.4m)

よりも内径が大きな圧力2李総となっている。燃料及び制御俸が在米型 PWRより得々 1m以上

短くなったにもかかわらず全長が変わら弘いのは，上部カランドリア構造をとったためである。

上部へ y ド及び下部プレナムの形状や制御棒案内管の長さにはまだ余裕があると思われるので，

将来の詳細な検討によっては，もう少し短めにできると考えられる。

一5-

JAERI-M 90-043

Table 2.1 Design of

T h e m a l output Electrical output No. of primary loops Core height Lower and upper blanket Internediate blanket No. of fuel asseably Fuel assembly pitch Fuel rod outer diameter Fuel rod pitch Cladding thickness

Control rod thimble diameter

No. of fuel rods/assembly No. of control rod thimble No. of instrumentation thimble

Equivalent core diameter

Inner diameter of core barrel

Inner diameter of RPV

V./Vr Discharge burnup Fissile Pu enrichment Average conversion ratio

D o u b l e - F l a t - C o r e HCLWR

2,432 Mfft

826 MWe

3

0 . 6 m X 2

0 . 3 m X 2

0 . 3 B

313 ( c o r e ) , 66 ( R - b l a n k e t )

2 3 5 . 4 2 mm

9 . 5 mm ( c o r e ) , 9 . 8 mm ( R - b l a n k e t )

1 1 . 7 mm

0 . 5 7 mm

1 1 . 0 mm

372 ( c o r e ) , 397 ( R - b l a n k e t )

2 4 / a s s e m b l y

\ / a s s e m b l y

4 . 3 7 3 m

5 . 2 5 m

5 . 8 5 m

1.06

56 GWd/t

~ 1 0 w/o

0.83

- 6 -

JAERI -M 90-043

Table 2.1 Design of Double-Flat-Core HCLWR

Ther皿al output

Electrlcal output

No. of prl圃arf loops

Core helght

Lower and upper blanket

Intermedlate blanket

No. of fuel asse.bh

Fuel assemblf pltch

Fuel rod outer dla圃eter

Fuel rod pitch

Cladding thickness

Control rod thi圃bledineter

No. of fue I rods/ asse圃blf

No. 01 control rod thlllble

No. of instrullentation thi.ble

Equivalent core diameter

Inner dia皿eterof core barrel

Inner dlalleter of RPV

v. /V， Discharge burnup

Fissile PU enrich.ent

Average converslon ratlo

-6一

2，432 /IIWt

828 MlYe

s

0.6 皿 X 2

0.3圃 X 2

0.3圃

313 (core)， 86 (R-blanket)

235.42 mm

9.5 皿 (core)， 9.8 園田 (R-blanket)

11.7皿

0.57 mm

11.0 mm

372 (core)， 397 (R-blanket)

24/ assemb If

1/ asse圃blf

4.373皿

5.25・5.85・1. 06

66 GWd/t

，..， 10 w/o

0.83

JAER1- M 90- 043

Cortrol Rod Drive Mechanism

Pressure Vessel

Control Rod Cluster Guide Tube

Control Rod Cluster Barrel

Upper Core Plaje

Fuel Assembly..

Branket —

Core

Lower Core Plate •

5:25 m 5.37HL 5.85 m

F i g . 2 . 1 D o u b l e - F l a t - C o r e HCLWR

- 7 -

，JAEHI-1¥1 90 -043

Cortrol Rod Drive Mechanism

EN閃

ε Control Rod ~\| ¥吋J11111 11 11 11 lil 11 11 11 i国| 1 II~ Cluster 8arrel

、、、~f/l 庇h、 JJJJJ JJJ JJ J HJ V/l E

NI r<> ¥¥問国 11111 111 111 困問

Fuε1 Assembly.

8ranket

Core

Lower Core Plate

川医」

Fig. 2.1 Double-Flat-Core HCLWR

-7一

JAKKI-M 90 -043

r~\BLX9 M2 ?L>nV=(

W7\ i

ftT

Fig. 2.2 Arrangement of fuel assembly

.J:¥EHI --¥1 90 04:1

Fig. 2.2 Arrangement of fuel assembly

。。

JAER1-M 90-043

JOOOOOOOOOOe JOOOOOOO.OOOOL

JOO0OOOOOO0OOL 7 JOOOOQPOQPOOOOL

/OOOOOOOOOOOOOOOL OOOQPOOOOOOOOPOOL JOOOOOQPOOQPOOOOOL JOOOOOOOOOOOOOOOOOL J O O O O O O O O O O O O O O O O O O L JOOOOOOOOOOOOOOOOOOOC , JOQPOOQPOOQPOOQPOOOOOL 0OOOOOOOOOO©OOOOOOOOOO( ôooooooooooooooopooor ~)OOOOOOOOOOOOOOOOOOOr ~>ooooooopooopoooooor ">O.OOQPOOOOOOOQpOOOr " l o o o o o o o o o o o o o o o o r " > o o o o o Q p o o p o o o o o r ">o-OQpooooooopoor

~ ) O O O o o o o o o o o o o r ~>oooo.ooooo©ooc ~ > o o o o o o o o o o o c - ) 0 0 o o o o o o o o r

Fig. 2.3 Arrangement of fuel rods in fuel assembly

- 9 -

JAEHI-M 90-043

Fig・2.3 Arrangement of fuel rods in fuel assembly

-9-

JAKRI-M 90-043

3 . D N B R M - ^ &

3. 1 DNBR flMffi¥&<D«HI

KUS IftMmit CDNBR) o » . C i : - 3 l ' T ^ T * « i , MA-Xli, 'hSl t f iw^^lc J; 0, CUF (DNB) WMj-JP!.,.'Sfe-«5^ ** ' ' « DNBR #«;^, tf ffit3 tzAtz fi. Fig. 3.1 <c,j<-r <k -5 tttfiJitt T-S-* s£>t :i « So

E|J*>, W o DNBR (J, a T o T « £ i : £ 0 , i f - f i l l i l ^ o

(1) 4 M f f 7 ^ n , KxX Y-mz±Z>b&l&CHyM&$:%miX, CHF x - ? £ i | W ; j t 5 0

(2) CUF 3?§t£ [,;] -Bik-r X h ,^*WUT#ij)Ati(lj^^^M> I , + 7 > + > * ;HWtt? n - K COBRA-IV-I"T-{£HJ*5ig£<£gc£*i&.5o **:, M - r x h mZlti^X, Bftfj^l^ «-5UfeL/'; -y K X - - * O{£&&&*>;£*!> 5„

(3) (2)-e>Rs6^M^f*i!&a*?"1; v K x ^ - ^ f f i K ^ ^ ^ n j o r , (i)©CHFigg5-&*fgi£ 1 tz-tyj-^yi-toMtirimila+Zo C f f l i i c lx'®!>titzm3iiM.Wi&tt-£Wi."X, Iffifr ©

CHF tHMôiiWtt^^fiHi L, ^H+SKJSW>'Jt i^WMjX;*«AL-f5o

(51 IS? rg/tdtrro DNBR * ^ l i ^ » a L T, i l 'h DNBR W M M * * - S o

(6) Jill-.io^S^MJOT, %fri%i%Lt IX&$;&&&•£$;«$<DV7+ + y*>iWfr&lk!&l.

KJ TRAC^-fH^So

3.2 DNBWfffiÔTiSS

DNBR S o f f i t .5 fcAlcii, 'jx.'in/-;fK.«i)f^&a''«tS()^ft'OfciT', M^&BitiJi (CHF) £ * M J : < ?m**Zttf'&gX-*>2><, C®fca6, $#*>£>, ^ f f U B ^ t O C l l F ' J i ^ x - ^ i c «-3< WMjSa^SlliSnTtef), ISi r-ôâftal-lctfjHIsn-cuio im&^mii f i&JMKKte

sfcfc, fit*fJ^/Kfri©iK;ySd?iJic^Lr :.ftSi?iji^^r*5 0. »W©raiMfcS£*'P.^**'

<,>£„ COfcto, ^fr>'-il>)fJ«i;i(-f-rSCIIFtiiMJX;©iif(JM;*,W«^6fcJ6, KJ. V<o£ n K'MMi

taw&mmitz1*,, t-r, r-t^-zzftzttkizMMizmMi-ztzib, m^^nj^xj'M^ti&mnm^.

- 1 0 -

JAEHl-:--l 90-043

3. D N B R 評価手法

3.1 DNBR評価手法の概要

限界熱流来比(DNBH) の相関J，~について汚えてみると，現イl では，小規慌の'J.i験により，

CIW (D;-.JB)相関式と DNBH詳(i1liを行なわなければならないので，川、v'.市ーか心 J\~ ， :';j転換斡

水炉の DNBH特例を評価するためには. Fig. 3.1 ，こぶすような複雑な手法が必裂となる。

即ち，小;炉の DNIうHは.以下の子続きにより持制Ijした。

([) 4 牛本;!)及えひびq~本;ロソドテスト郎による小規慎 CHlド.'ヲ 3実起験を実施して， (ぐα、守HFドデ一夕を取得する。

(ω2引) CαIIFド3実定験と同

COBH主-1ハvア一I嶋で使!則刊する混合係数を求める。また. fii] -テスト部をHn、て，流動試験

を実施しグリソドスベーサの低抗係数も求める。

(ゆω3ω) (ω2引)で

たサブチヤンネル解析を実施する。このようにして得られた同所流動条件を則いて，既(fの

CHF 相関式の適m性を評価し，本炉体系に適}付 iJJ能な相関式を選~するo

(4) 実炉体系での混合係数を求めるため. 36~ロッドテスト部を1+l いて，熱拡散実験を実施

する。

(51 現行軽水炉の DNBH)基準に準拠して，最小 DNBH制限値を求める。

(6) 以上の結果をJll\ 、て，実力fを対象として定常及びJ~ít常時のサブチャンネル解析をJ.i胞 L.

高iful.流路における最小 D1¥13Hを求める。なお.非常時のシステム解析には，最適予測コー

ドJ TH:¥CをJHいる。

3.2 DNB評価式の選定

DNBH を評価するためには，与えられた伝熱形状及ひP流動条例ーのもとで，限界熱ifrt~ ((、IIF)

を精度よく予測することが必要て・ある。このため，従米から. ~キ樗1形状での CIIド実験データに

法づく相関式が導11¥されており. 1.見irカiの熱設計に使Hlされている。限界熱流東は1ム熱形状に依

作することが知られているが，:市転換料水炉の燃料集h体は，冷却材と燃料の体積比を小さくす

るため，従米司'1終水炉のlトjj配タ1]に対してご角配列となっており.燃料俸の「日隔も従米引軽水か

よりも狭くなっている。従って.従米担軽水炉を対象として開発された CHF相関式を向転換料

水炉にそのまま適Hlすることは|村雛であるo 高転換軽水炉のようなミ角配列欄筏絡 f炉心を対象

とした CIlド制関式もいくつか提案されているが，本報告で評価Iの対象としている扇、l'- '，If(炉心

J~1高転倹軽水'.tJiの燃料形状は，これまでに提案された CIIF 相|関式のデータベースとは見なって

いるo このため，4>;炉心形状に対する CIIF +ll関式の適JH性を評価するため，以ドのような実験

的研究を実施した岨。

まず，データベースを得るとともに現象を理解するため.高転換軽水炉で予測される燃料隊配

-10ー

JAERI-M 90-043

n&ikzmmitzT b&u* &a v K-TX i-gf5£)ijuT, mmwm'&M.'&n^xz, a ©n; h* -eoA&t&ftF© CHF 'J^^Sft iLTiff in© CHF W&£&W-%ttite -> fco * fc. c i I F

ftTMfflfX hffi^HJO^CHF'^ÎCoUTO^Rfi^filCifdilffiStlT^-S C11F f - 9, UU ^llBeUisIIf-Jjffl&HffT-'^SfeiLÔ^n -y K x x h ftSlc J ; 4 f - ? * £J1| I*/; C'HF f|||!4W; ®iiW!tt,if-ffifcff^-=^"1o

Mi©*<t&£ Lfcfflli, JilT© 5 ttlljgjS-Ci&So • '. ftfa?ijfft f'< ^ K ^ © i i m £ 11Mi I fcj£0

WSC-2 (Triangular)" KfK [" EPR] -- B&VV ra

• $ # ' I ' J - ' y K*Jf5i^©iiJI]£Hft£Lfcj£o fUL, iilJH«ilffl(i^^lî!|JI1*'d2^t?.xL EPRI-Columbia"

Katto (Annuli) r a

sffiois*, a hoftiraJto^^r-ti KfK w r a ^ x - ? t © -jjfe^jt&Mjwtr* -> f;o Fig.3.2(c, BettisUjCT-^W'^HfrWCHFx-^lc^LT, ">' v K^^MaSI' |-*lti^T,MMilli L/; KfK tHMitlî 4 I iM«iÛ K M+&T-© DNB £>(•£ iKfit'ic fMH6 tztoic(i, * 7 * +• y * n<|!!]©'tftl(l® ^ £ j -fl; £#!& IfcJSffrlCfc 13, DNB *^*tSJ#^rT-©^KKffi<J^HMiilS. i ' t ' l f * " S ^ ^ t o * £ . g * * * 5 0 W f t t i i , -*7> + v*;H!?J}f3- K i L T I i , COBRA- IV - I - K "s £IHl> fc0 ^ n - K r - l i , aftf+iKft© ;< * - x " A i L T i i , H-:^Slc«o<tffi'BftniSLBftMAct5-: * - > y ? " ^ - H £ t i , ^ti€'nffi 'ffinffitn;f*^&!>'M< 5rSîLTA;jSti5o / M - K £ l l ] i < t i e s o f M i * i i t s * " , c ©-5 ^^^nffiiJifsaitî-m-'iSicu<tî-gjw*&is* te i * # , zMS&ffclcoHTIi, ^ R T r * S ) * f t © a m ( c ^ l ^ § « - f f r s z i ^ i ' l j ^ l c Lfc„

C O B R A - l V - l T ? W l ^ n 5 z S A ( * » t i * j t T - i i Z S $ n « 0

Wij = ^SGav z z X-, Wij = * 7f- + y * W&oiUMM&K <fc h mt&£ J 10 ©

H'S&idtt (kg/s .m)

S = D ., K* '+ -y ^RgPS (m)

Gav = P^^y^+y*^f f l» j | f . ]H t t i iSM' : KHiS (kg/s.rrr) Z l ^ ^ S t l i ' O V >i>BWzttiti+ ZyLteOT*, COBRA-IV-1 =>- K^CHFWtlilc{st'Jii1"

sfc«>ic(i, cHFnmzm^tzTZ h!$tm--mk<»TZ i-suztux%.&%%.%$.*>*>&•% v&Zo itz, 4L3-\--&£jp<DMigrK&mtzmcit, i$.e>%We>'Pte^lkW-ykm\&te'<>

- l l -

JAER[-M 90-043

列形状を様擬した 7.-1>:及び 4.-1>:ロッドテスト gflをJljt、て，過渡沸!騰試験装l買による，1t¥II'nの11:

力までの定常条件下の CHF実験を実施して既{fの CHF相関式の評価を行なった。また， CIIF

相関式の」般性を評価するために.多少形状は異なるが多数の模擬発熱俸をfjする:.f(j配ヂIJ倒街

絡子体系のテスト部を附いた CHF実験についての公開文献に記載されているじ111"データ，山l

ち米同 Betlis原子}J研究所で'支施した20-1正ロッドテスト郎によるデータ仰をJlIt、たじIIF相関式

の適j↓lM:評価iも行なった。。

評価lの対象としたのは，以下の 5相関式である。

:角配列桃子バンドルへの適qJを11的とした式。

¥¥'SC -2 (Triangular)叩

KfK '"

EPRl--B&¥¥'''

・従米lí~バンドル形状への適川を 11的とした式。 111. し庖JIJ範併lは本実験範jJ刊を包含するよ。

EPRl -Colurn bia QII

-適I-H範囲が広く，得楯流体条件で検訓ーされた式。何 L，環状imllllを適川対象としている式。

Katto (Annuli)四

評価の結果，以上の相関式のなかでは KfK相関式がデータとのー致が比較的山灯であったo

Fig. 3. 2に， Bettis原子力研究所の CHFデータに対して.ハンドル、ド均流動条例ーを/jJ¥、て訓IllIi

した KfK相関式による計算値と実測値の比較を不す。

3.3 混合係数

パンドル 14:系での DNB 発作:を l正確に予測するためには，サブチャンネル問の流動のイ、必~ .n を考慮した解析により， DNBが発中する場所での局所的な質怯速度. クオリティ等を求める必

要があるo .-1>:研'先では.サプチャンネル解析コードとしては， COBHA-I¥' -1コート]6を!日 L、

た。本コードでは，流体混合のメカニズムとしては， IE力差に感づく横流れと占L流混fTによるミ

キシングが考慮され，それぞれ横流れ低抗係数及び混合係数として人}Jされる。本コードを/jjt、

て感度解析を行なった結果ぺこのうち繊流れ低抗係数は計算結果にほとんど影響を及ぼさない

が，混合係数については，局所流動条件の計算に強い影響を有することをlリjらかにした。

COBHA -IV -1でJH¥、られる混合係数は次式で定義される。

Wij =βSGav

ここで， Wij =サプチャンネル聞の乱流混合による単位長さ吋りの

質国移動桔 Ckg/s.rn)

s 混合係数(無次JC)

s ロッドギャソプ間隔 (rn)

Gav 隣綾サプチャンネルの輸方向質量t速度平均値 Ckg/s.rn')

混合係数はバンドル形状に依(:f.する民なので， COF3HA-[V←]コードを CIIF解析に使JIJす

るためには， CHF実験に用いたテスト部と同一 a形状のテス卜部に対して混合係数を求める必要

があるo また，本コードを実炉の解析に使間する際には.壁の影響の少ない比較的大規慎なパン

一11-

JAERI-M 90-043

ftoAl l*^ll l l i*T-offlffi|-.^-tt*irAiZ-f 5 c i ic i i j ' i^ i teLfco f i t , iteftffcgfc*'-"? ^ - ? i L t , ^•J^l^^f1--&A/'JiLT, COBRA-lV-Ilc«k«it'fflai-T?«-?;^, «#ft«4ifl; # » • * 7'f- + > * >Mcfc it * AI I A>£ llll I * TOfflfg.l-.WHo.t|-1?fft £ 'J&IiWM i> - & t 5 <fcTâiff^stfflffi*, ^ x x h8&Ktouzm<iekiske>&mmtitzc

c ra± T i; L TîL' L it zKfjf*g[ ©fillip K® £ fc 0 T-* 5 0

* & f -, * (mm) yMfrf£& 7 10.7 0.003 7 11.4 0.003 •1 11.4 0.004

12) 36*">*v K^^HJ^fc.^Jtlit '^K * ' tn i : i aoJg^*f tT-©i l f t^ l ! t -7 ' - i ' *?§S) t i6 , oftg§i£ifi]"©&§#'J>tt0 36/|>:o v K

x X hg|5*HJl>fc.«H!l;S(^SI*îfeLfco t i«£M$ff l f-y iH±, 10.45mm, l l ^ m m & t f 12.35mm 0 3 S l t - * 5 „

(DtlnHtOf-tt-lciO, COBRA-IV-I a - K£MJ^T?3bttfc-fllEf4:zi&$!fc0 li 0. 001 T*<9, l".a}0 4 4;&D ; '7+D v I 'xX ha5oJi^ i rn | i ;*-^-C-*>So c n ^ C i t l i , *B& -Wffiffl-51>TI*fc I->Uf f PWR fflftl?!]K ttf 5{I (0. 02) ICt t^T 1 fi^Slf/jN* U C £ WW i frtU-itZo 13) :toiA*ft- b'?<D&£frM

T, ^frlM&ftf£»££MMMigft{*&/SnfflJt (/3//3„) £*>f F $ a f f l » i L T « t

^/>3„ = 1.0 (0.0 <a <0. 15) = 4.0 (0.3 (a <0.8) - 1.0 (a =1.0)

rtffli (0.15 <a <0.3&tf0.8 <a <1.0) CHK^g&roWflfKfcUTii. flifrtiSfci LTl i , %li\mmi.r-\tmm$£.mz£Znmii£

3.4 -tf-73 1* V * ; l o - KCOBRA-IV-I fcffl^fc DNB ffiM3C£>fF{I

Iriiiffif ? * 'J r -f te£'«irf£S**f'tlifcJ -T-(±ttH0 IDNBIiWRFr^J^ffl^ttO-C, DNBfilW JtoJffliiolffitcii, '<> Kn-|AjOi*fj©/f<iij -tt^^-flts^g-^fc-So cistJi, iitf/ii, jffi foM?;'tim:S:*ilM.ltzV7l-+-si->i<MFT3- K*HJor , -*7--f +• y *^c:£®JH}F!rrîI&*f'i••

- l 2 -

JAEHト M 90-043

ドル形状での混合係数を求めておく必要もある。さらに，流路内で沸騰が生じる湯のにはサブチャ

ンネル問の混合が促進されるので相f流状態での混合係数にワL、ても考察した。

(11 CHF実験とliiJ.テス卜部を川いた熱拡散実験

流体混合実験"は.発熱俸1I1}J.人11流量放び人11温度 'AEの条件ドで.Xサブチャンネル

毎の入11からiI¥I1までの温度上昇肢を測定することにより実施した。そして.話i{7係数をパラ

メータとして，名実験条件を人JJとして. C08HA -1¥' -1によるAE常計算をfjい，発熱俸近

傍のサプチャンネルにおける人11から11¥11までの温度J:対討の計算航と'だ測怖が最も・殺する

ような混fT係数の偵を，得テスト ffilにおける混合係数の最適値とした。

このようにして決AEした泌代係数の値は以ドのとおりである。

本数ピソチ(mm)混合係数

【

7

10.7

11. .1

11.4

0.003

0.003

0.004

121 36.-t>:バンドルを則いた熱拡散実験

実炉に近い形状条件て‘の混合係数データをmるため，流路壁面の影響が少ない 36.-t>:ロ y ド

テス卜部を凶いた熱拡散実験を実施した。模擬燃料棒のピ yチは. 10. 45mm. 11. 4mm &.び

12.35mmの3積類である。

(11と同様の手法により. COBRA -IV -1コードを刷いて得られた流体混合係数3は0.001

であり. J'.述の 4.-t>:及び 7本ロソドテス卜部の場合と同じオーダである。これらの値は，混合

や]恨のついていない現行 PWRの配列に対する値 (0.02)に比べて l桁程度小さいことが明ら

かとなった。

131 相流条件卜ーでの混合係数

:相条件ドの混合係数について文献調径を行ない，佐田富のて相混合実験データ固に基づい

て制流混合係数3 と~.相流混合係数 β。の比 (ß/ β。)をボイド率α の関数として次式で

与えた帥

β/β" = 1. 0 (0. 0 <α(0.15)

二 4.0<0. 3 <α<0.8)

ニ1.0 (α= 1. 0)

|付怖 (0.15 <α(0.3 &.ぴ 0.8<α0.0)

CIIド実験の解析においては.混{7係数としては，単制流領域では流動試験による実験偵を

JIjい相対t領域ではその偵lこ別的係数 (β/β。)を乗じた値をm~、た。

3.4 サプチャンネルコード COBRA-IVー|を用いた DNB相関式の評価

バンドル形状の場のには.サプチャンネル1111の流体混作により，終サプチャンネルにおけるi'l

Mi樹立やクオリティなどの流動条例は~]ーではな L 、。 DNBは同所的な現象なので. ])f¥B #1関

式のJ.HtHiの際には，パンド J凡ル~.内の流E卸動目拘J の乎不;均

i体本混イ合可t妙効0拘~~栄4長Lを J巧~ï.Î慮短したサプチヤン平ル解析コ一ドをJ川川l日j いて，サプチャンネルごとの l，iìf~r流動条例

一12--

JAKK1-M 90-043

£,1|g£l, COlS^DNB (M|I*>CHF) tUMj^tO.tf fiflil-MJ OX U So + 7'^+ > * ; i , 3 - K i L T I i , COBRA- 1\' - I "8 £HJO]t0 Fig. 3. 3 I c U U f f T ^ n - /

K"fy K/KZ>-*7> + y*j\,t#lfT; -?< y ?"*•? >1&,I< I , Tabic 3. 1 IC DNB'JUg&ftWK te'lfl I £ COBRA IV--1 3 - K» K))'<=7 ^ - ? £,]<*„

3.2 Sfix,i'Mli©*f^£ L fc CHF ftlljyjîcfcox InWriMmtkn-ZHl^tiiUfioKT x i- fflr ico CIIF © fiJflSi'iSffliHutffllt (CUFR) Of-iijtt«La'fe^feW^Tablc3. 2 IC/jitc

Fiff.3.4 (C -1 4 «t O' 7 ^ c •> KxX h fflSfcW&i L T KfK flllKWltlll ^Z'ttîltz CIIFR ©#f<t, in}*u\mnntfflraf**/ji-*-„

W krafc'iJti. MiFrSffifcft£Woxi-'Fii L £J#ft, I i i i i l £ * i 1000kg/ s. n r « (-.©Klttl^x l i , t ^ f t v * ' M y < 7 ^ 7 7 J ?-*âtLfcKfKtHf5ajôr' iJ^ff f l±ft20%| , i [ I^X

M I & W K & o x i i , KfKtt iBgjS^HJosCit- rSo ttfc, f-fli A l i KIKftllKUU-eof-*-

3.5 a6^»g7K«pro«/jN DNBR mmm

[^rtdfcl t^f f i f r l 'WRroDN'BRîrr lcfcOTIi , 95 X 95 ^ I ' JS^ , E|J*>, 95% ©fi-;*M £fc->X, 95% ©Gt;f!.X$tf4tfl£[fii>' DNB I i -K^ttofcto© DNBR O®'Wit! £>£*'• iSteBJf ©S4'ff;^jiMl5:^ft*ftt.-*ilfe»Jiy]'tiicfcor, DNBR ^c©S'Ml r .£ V M ^ o <fc ? icigal-£?f&-3Xl>3<,

fl|J*>, 95 X 95 m\)m&mhLt6M>h DNBR (i, CHF m&fM%i?- ? i ©J tK*S*£ SfclWJfciPSlX, M f W i h S .

ift'hDNBR = 1 / ( x - k ' s )

x = c\wm!ik/Q\vn\WM. (M/P) o^^^Kjfi s = M/P © f M ^ ^ M I t k = y$M95% ( c ^ t ^ f l X , mW^V^^WîkfT-ti,o

COf l l i , X jW(3 / ) l c I d« *nxo5 0

fit*© PWR £*•*&£ Lfcf tWXti , C H F t M i U L X W - 3 tHI5gjS;a i£Wox,ag&f - 9 i i t & l . h ldo^£l-J:0*>f) fc« 'hDNBR £ L x 1.3 £$HJ L x £ f c „ C © f i l l i p H I ^ 3 C H F W M j S & ^ l t K t S l l ^ f - ^ l - t e ^ L T O S o iSSfeBMS/WFOf+^Xli, S'h DNBR S ^4 f t * *A^^ fe f f l # |M i tScC>*^^ f - * - ^ l i * / - f ^c^ :X*0 , •MfeO&l . f t 'hDNBRSf i

HlT-SÔCiA^-ofcff lX-, g f e f t f i W f f l DNBR l?-fI£n>A 9 fcfeicli, Sfffclc DNBR ®®/hS«S£* * i 5#g ; ! i < *So * C X, ^ © W r M K © ? *>. g f e f t g W ^ l t t T - O CHF 'i£i$£© -S t^ f t feJ i« fX*o^ KfK ©flIIXWi&MOX, *H f f l Bottis H f /jOTftljTr© 20 4 D., KirX h S l c A - S C H F x - ? ' " (Fig.3.2) £ J t $ L X , £gHa£ii|-£fK©ifc (M /P ) £ *«>, hjSic J; 10 ift'h DNBR © » W I * * * i f c o Jil>"tcS'J> DNBR ©I|-&lcti;MJ L fc CHF f -

- 1 3 -

，JAEI{I.. t¥'1 90-04乃

を計算 L. この値を ])N!i(珂lちCI!F)制|刻式の，i'f-lisiに!ljl、ている。

サプチャンネルコードとしては， (，()!iH:'¥ -1¥¥ーI帽をIjJ~、た。ドig-， 3. 3に41>:放び 71>:ロソ

ドバンドルのサプチャンネル解析ノーデインクモデルをぶし， '1三lble3. 1に， 1l:-¥lrJミ験解i'li'に

lle!llした COBH:¥ 1¥' --1コードの人})パラメータをぶす。

3. 2節で評価iの対象とした CIlF相|刻式において.J"j所流動条件をIlJいた上訪のの外テスト部こ

との(‘I!ドの予測怖と実測航の比 (CIl FH) の‘V~J備投び傑布市，i J.ーを 1三lbll' 3.2にボすっ

Fig. 3. 4 に， 1 本'*び 7 1>:ロソドテスト郎を対象と L て KfK 制|刻式を 111\ 、て í~} られたけ!FH

の備と， Jnjfijr質l式速度との関係をぶす。

以上の車8*.In}f折流動条件を I~j いて評Iifli Lた場合，質lAi邸主が IOOOkg/s.III 以卜の純Iml付で

は.サブチャンネルインバランス 7アクターを考慮した KfK相関式の子測精度は約 20%WJ支で・

あり.他の相H刻式より良好な予測結果をうえることがlリlらかとなった。従って，以トの D:-¥BI{

評価解析においては. KfK特|関式を川いることとする。なお.付録 1に I¥JK軒|関式とそのデー

タベースを収録する。

3.5 高転換軽水炉の最小 DNBR基準値

同内における現行I'¥¥i{の D:¥BH解析においては， 95 X 95設計-基準，即ち. 95%の伝頼度

をもって， 95% の縫本て‘燃料憾表的lが D~B に七らないための])ト;l-lHの最小値を求払.逆転時

の異常な過度変化を含む全運転期間111において，Df¥B]{がこの最小偵をト川らないように設討

を1iなっている。

即ち， 95 X 95設計基準を満足する最小 DNBHは， CHF相関式と実験データとの比較結果を

統計・的に処湾!して.次式で与えられる。

最小 [)NBH= 1 / (x -k • s)

ここで.

x CI!F実験偵/CIIF'~I・算値 (M/P) の標本平均値

s [¥1/1'の標本標準偏差

k 信頼度 95%に対応する値で，確率及び標本数に依作する。

この値は，文献(31)に記載されている。

従米の P¥¥'Hを対象とした解析では， CHF'相関式としてW-3相関式闘をJtj~、て試験データ

と比較し. 上記の方法により求めた最小 DNBRとして1.3を採件jしてきた。この値は使則する

CHF相関式及び比較する実験データに依存している。高転換軽水炉の(4>:・系では，最小[)!¥iB]{)主

準値を求めるための相関式&.ひ前実験データはまだ不完全であり，・般性のある辰小 IJNBHJ基準

備は得られていない。特に PW]{で使HJされている W-3相関式は，高転換軽水炉形状には適

IHできないことが分ったので.高転換軽水:炉の DNBR評価を行なうためには，新たに [)NBH

の巌小基準備を求める必要がある。そこで，既存の相関式のうち，高転換軽水カil~ド系で‘の CH F'

実験との・致が最も良好であった KfKの判H刻式を!↓l'、て，米国の Bcttis[京 ff)研究所の 201>:

ロッドテスト郎による CHFデータ叩 (Fig.3. 2)と比較して，実験債と計算債の比 (M/!っを

求め. 上式により歳小 ])NBHの主主幣値を求めた。以下に最小 DNBHの計算に使Hlした CHFデー

qJ

JAERI-M 90-043

iuii&tf M/P ommmttiSkz&^Zc mmitzCHFmmA imitzCHF-r-t-j-z CHFx-J-OffiH

niti

Mil I? * 'J T -f

KfK mm A-

Bettis !g7-,W3£Hfr® f - ?»'

13.8MPa 340 ~ 5430kg/s. m' -0 . 44-0 .78 o -, K/ Sft 20

o-> K?S 6. 3 5 - 7 . 112mm P / D 1.214-1.36 ^ ^ g * 1.37 - 2 . 39m

x-?&gfc : 127 HSIMill-EEfflOJt (M/P) © S l f W a i S *

x = 0.99135 s = 0.11024 k = 1.891 £it(37) P. 48 <fc <0

S/JNDNBR = 1/(0.99135-1.891x0.11024) = 1.28

Cfflf l^JaKfflDNBRfFffioSÎiLTMJ^So i C 6 t , KB$,fi-c-|±, aH* ".**s'(l>fJ r H ' f e ^ g / K * ^ « ? « & 0 ' i i t e ^ t * ^ ^ l c f I J f LfcCHF^18litt<*ftTi>tt©T-, Lfdoft 'h

ftZîT'&Zo tits, CO<6 (1.28) liHifôSffPWRT-HJV^ti-C^S DNBRSîifi 1. 3tmniit<o{&tti',T^?>c±t)>z,, w,-mitLTI*. affoawii.3ti&ZMvimit

3.6 3S«6Tfc©#S*DNB

Fig. 3. 5 IC, atMtffiF DNB £'+.!$© * -v h t ^ f + y * *ll!l JOgit l l^f 'Ml^ff iS* KfK © CHF fflMiSKilffl L-oR«>fc CHFR i , aEi£ftfcJ>$Wg fc'h* < T&'f/CHF tcffl>1+ 5 i * t t $ n S * t t - T r , 13 -?-$!; : J: f)**!>fc CHFR £©ifc ((CHFR)'/(CHFR)') *ifiiSJS'> * (FR) i : | L t 7 " a , hLfc*SS£/j'rf 0 1 3 0 ± 0 , »Eii*S'>^^6 % / s K X T r i t , MM fl$i *E'.v;Wf© DNB #tt(c^-iimt> i n * i *#, FR # * nax .1-.K « * i , i®igs$© CHFR a< ft'£'B$<k 15 fc*£ < t£ Sjg|S](c* (3, S U i S ^ * * 30%/s KLtTU, (CHFR)'/(CHFR)' © ftMtlii^l.l8T—SEi^So fi£oT, C<D£r>t£t%&(cb$tfie>mtt*7'*1£Mm+Zfrib

- 1 4 -

JAERI -M 90-043

タ範聞及び M/Pの統計処理結果を述べる。

使用した CHF相関式

使j刊した CHFデータソース

CHFデータの範聞

圧力

質量速度

11¥ 1 1クオリティ

テス卜部形状

: KfK相関式"

: Bettis原子力研究所のデータ"

: 13.8MPa

: 340 -5430kg/日.m2

: -0.44 -O. 78

・ロッド本数 20

ロコド径 6.35 -7. 112mm

P/D 1.214-1.36

発熱長さ 1. 37 -2. 39m

径方向及び納方向ー係発熱

データ点数・127

実験値と計算値の比 (M/P)の統計処理結果

x 0.99135

s = O. 11024

k = 1. 891文献(37)P.48より

すなわち，

最小 DNBR= 1/(0.99135 -1. 891 x O. 11024) = 1.28

この値を以ドの DNBR評価の基準値として則いる。ところで，現時点では，扇主jL--積'i:Ji心Y担

高転換軽水炉の形状及び運転条件を完全に模擬した CHF実験はなされていなので，仁記の最小

DNBR基準値はあくまで瞥定的なもので，今後の実験の進捗及び解析精度の向上により改1fTさ

れるべきである。なお，この値(1.28)は前述の現行 PWRで則いられている DNBRi基準航1.

3と同程度の値となっていることから，第一近似としては，現行の基準値1.3を成良性の1非核と

して使則することもできる。

3.6 流量低下時の非定常 DNB

流鼠低下過校時の DNB発生に際しては，沸騰て相流の非定常・性を考慮する必要がある。この

ため，最高使III圧力 4.0MPaの過渡沸騰試験装筒を則いて，流蛍低下時の過渡 DNB実験を実

施した畑。

Fig.3.5に，流屋低下 DNB発牛.時のホ y トサプチャンネル11¥11の流動条件計算結果を IくfK

のCHF相関式に適則して求めた CHFRと，流速減少率が最も小さくて定常CHFに相汗すると

みなされる条件下で，同・手法により求めた CHFRとの比 ((CHFR)'/(CHFR)")を流.iA減少

率 (FR)に関してプロットした結果をI}，す。同図より，流速減少率が 6%/s以下では.細波

H寺と定常時の DNB特性に差は認められないが， FRがそれ以上になると，過渡E時寺の CH印f刊F引均がB

定常H時寺よりも大き〈なる傾向にあり'流速減少率が 30%/s以上では. (CHFR)'/(CIIFH)の

履大値は約1.18で一定となる。従って，このような場合にも現行の評価モデルを適則するため

-14ー

JAERI-M 90-043

I- It, T M ^ S © v - i> y £ 20% Um t h Wgtfk £„

ifX DNB * s * * t £ £ L fcSJ? rffl'i :î?ffi±0<Si'!i£--r L fc ' i : * i J - e li K I > C t ^ i> -o f;0

•SsftiiS'J^li , ^ n * ' t i r j 5 . 7%/s&0*24%/s i t t o T f c * ) , &-g©Jf Ale (i, J l ^ t t t l ;

4-fc, ^^Sl i i f iSfcBlgWff l ia fen :^®^ 1/4 l e f t i s t 4 4 MPa fflJl-^j KT'^Mi L tz0

DNB RttlJHi/jlc &&<(&#* 5 ©T-, ^ r ^ ^ n - ; j h"T-©»l£tt{B;KDNB3lS$£;£iil, i& •m$V DNB ^-.^{tO'AjiliW f fflT-?i*&iit 5£-ig*i*.4o

3.7 f tSfePffn- K J-TRAC

âcÔ-fri-Dift/K^^SllFffiieli F.i LT J-TRAC a - K r a*t£W L fc„ J-TRAC a - K (i*[3|a 7. T v t X[f 4W3Sp7f-e^^Snfc PWR #teRftii i^ffi3 - K TRAC-PFl »«-SlC, REFLA =1 - K ^ i s f ^ K t f - ^ f ^ O l S B f T ' B S ^ ^ n f c f e l J l t f ^ * J R 0 A n t t O t ' * 4 „ J-TRAC 3 - Kr-SffclcjDx.t>nfc ;tf'-'HiJi(Toifci3-C-*5o

(1) 'J^kSWJtJ/ktf'<"•

• MJ4-^4:fflli*lM«ifciSfflfJ€xt.ra (AHlcJ ;£ f e i i $*MiL ; »£^ t ; ) • REFLA fSffl»S!B5t*T-'^

(2) ffSii*t#i*fOu 'Hll^Wiici/KtT-'yKJ L O C A ^ r r l e f c O T i i H j * n 5 ^ r ^ T ' * 4 ^ , C©|*3, J i v f

jiffiwra^&a'iiaiK.^tiSWMîi^^K^^janict&$LT^HJ^ti>50 -&©f(!i© *f/i/(±iff)ti;K»]©îeiimshiii, Fig.3.6iz fffaWiffiAmiziioxmmsft5» t *:, 7 x y îiJStHMÎi, S£ft©£ •- «*i/[> KSI5J: 9 hfa# Kit?i"t 3 *" h A ? x y f-c:© •J t JHSt tT l ' f c f ) , 'J il> h«IU 9 FP£LT< S I- • v7 -^xy^ i c ( i i i l t ] $ t iT lÂU 0 fHL,

ffll^^lStf-^Hin - , u K u ?' ECC /KttAl lJfi$T'©^&E3SM£, ? $ M ^ * S - ^ t. ait A t SS&SMM*siwi ECC*©-*?'? -^Kic^tfct5Stffifli;jjii KIC$«L, Cn^ i iVi •WMtiHc'SHti$itzckicj:-,T, TRAC-PFI 3 - K-e fl i ti^;& A *m>?r® Soffit* nic<fcS#«*gfate&JK&t>'&li£fflJ*.£fcffl-e*.So

teis, l-.Id-t-f ôftelc^fuloWtlfTli^lc. iSfc&f£** 3M lrWJ©*f'n, H t CHF W KKic, KfK © . £ £ $ A L r<4iHJ L tz0

- 1 5 -

，JAER[-M 90-043

には，予測精度のマージンを 20%限度とる必要がある。

以上の結果より，流速減少率 6%/5以上の流量低下過渡時には，)1:常時と同・のIn}所流動条

件で DNBが発牛ーするとした現行の't;全評価上の仮定は必ずしも'ムz全側ではないことがう}った。

なお 5 寧で述べる・次冷却材流~t良失事故時及びー次冷却材ポンプ軸同着事故時の初期におけ

る流速減少率は，それぞれが~5， 7%/s及び 24%/sとなっており，後省の場《には，非f.i.:常利:

の効果を無視できなくなると考えられる。

なお，本実験は前i転換軽水炉の運転圧力の約1/4に相当する 4MPaのIE)]卜で実施した。

DNB特性は1/ゾJにも強く依作するので，今後実炉JIJJドでの流量低ドDl可B実験を実施し，過

渡時の DNB発生条件の定単的子調1]手法を改良する必要がある。

3， 7事故解析コード J-TRAC

事故時の，/:}i心熱水}J挙動評価には主として J-TRACコード四を使!日した。 J-TRACコード

は米国ロスアラモス国立研究所で開発された PWR事故時最適評価コード TRAC-PFl聞を基に，

REFLAコード J琴冠水モデル等町の原研で開発された物理モデルを取り入れたものである。

J-TR:¥Cコードで新たに加えられたモデルは以下のとおりである。

(J)炉心部雨冠水モデル

・村~のクエンチ速度相関式四

向付L1S-片ー11の雨冠水時ボイド率相関式四

・村片言杉本の膜沸騰熱伝達相関式悶(大賞による流速効果補tf川を含む)

• HEドL:¥液滴分散流モデル

(21 簡幼凝縮モデル

かー心部再;冠水モデルはしOC:¥解析において適J.ljされるモテつレであるが，この内，クエンチ

速度制関式及ひ'膜沸騰熱伝達制関式は再冠水期間以外にも鉱娠して使J.Ijされている。その他の

モデルは川辺水銀jのみに適則されるよう. Fig.3.61こ〆，]~す流動機式図に従って適j刊される。ま

た，クエンチ迷皮相関式は，現代のところ炉心ド部より1:向きに進行するボトムクエンチにの

み適UJされていおり，炉心 1'-郎よりド降してくるトップクエンチには適JljされていなL、。 111.し

この場合もクエンチフロントの進行を大きく左おする最小安定膜沸騰温度については，クエン

チ速度制!珂式と幣fTする段小'ム:f.i.:膜沸騰温度の式を使J+jしている。

簡易凝縮モデルはコールドレグ ECC水花人1[近傍での全凝縮量を，蒸気発やおから流入す

る蒸気流民あるいは ECC水のサブクール度に対応する凝縮能}J以ドに骨jlJll民し，これをi歯吋な

今間隔に分布させることによって. THAC-PFlコードで見られた過大な局所凝縮速度とそ

れによる非現実的な減川:及び振動を抑えるものである。

なお. 1:記モデルの他に今1"1の解析では特に.高転換軽水炉解析j↓jのモデルとして CIIF相

関式に. KfKの式を導入して使川した。

-15-

.JAERI-M 90-043

Table 3.1 Input parameters for COBRA-IV-I ana lys is

Subcool void model Levy Bulk void lodel EPRI'" Rod friction coefficient Blasius Spacer loss coefficient 1.0 C 2 >

Heat transfer correlations RELAP-4 package Cross flow resistance 0.5 Cross flow momentum factor 0.5 Turbulent momentum facter 0.0 Cross flow axial velocity (U(j) + U(i)) / t

Turbulent Mixing coefficient (1) For CHF test analysis single-phase : 0.003 or 0.004 ( 3 >

two-phase : f ( a ) U )

(2) For safety analysis 0.0

(1) Chexel, B and Lellouche, G., EPRI NP-3989-st, (1985). This correlation is newly iipleiented in COBRA-IV-I

(2) Based on pressure drop experiments

(3) Based on thermal mixing experiments

(4) See Section 3.3 (3)

-16-

.JAERI-M 90-043

Table 3.1 Input parameters for COBRA-IV-I analysis

Subcool void ・odel Levf

Bulk vold圃odel EPRI(¥I

Rod frlr.tlon coefflclent 81aslus

Spacer loss coefflclent 1.0121

Heat transfer correlatlons RELAP-4 package

Cross flow resistance 0.6

Cross l10w圃0・entu.tacter 0.5

Turbulent .0・entu・facter 0.0

Cross flow axlal velocltr (U(J) + U(I)) /2

Turbulent皿Ixlngcoeftlclent (1) For CHF test analfsls

single-phase 0.003 or 0.004131

two-phase f(α) 1 ~)

(2) For safetf analfsis

0.0

(1) Chexe 1. 8 and Lellouche. G.. EPRI NP-3989・st. (1986).

Thls correlatlon Is newlf I圃plnented In C08RA-N-1

(2) 8ased on pressure drop experl・ents

(3) 8ased on ther・al・Ixlngexperl・ents

(4) See Sectlon 3.3 (3)

po

JAER1-M 90-043

Table 3.2 Evaluation of CHF cor re la t ions using small scale CHF experiment data

Test Nuaber Rod 1 P/D Heated sect ion of rods diaiet

(••) er length

(•) A 4 9.6 1, .2 1.0 B 7 9.5 1, .2 1.0 C 7 9.5 1, .126 0.5 D 4 9.5 1, .2 0.6

Average of CHFR (Standard dev ia t ion)

CHF Test secti on correlation A B C D

WSC-2 1.852(0.037) 1.880(0.063) 1.475(0.074) 1.546(0. ,113) KfK 0.763(0.028) 0.874(0.066) 0.819(0.058) 0.798(0. 060) KfK-IF* 1.062(0.042) 1.167(0.085) 0.980(0.102) 0.926(0. 070) EPRI-B&W 0.638(0.07) 0.672(0.136) 0.615(0.124) 0.635(0. 051) EPRI-Coluabia 0.931(0.278) 2.023(0.442) 1.378(0.387) 0.896(0. 158) Katto 1.238(0.077) 1.219(0.055) 1.316(0.122) 1.281(0. 037)

* IF : Using subchannel imbalance factor

- 1 7 -

，IAERI-M 90-043

Table 3.2 Evaluation of CHF correlations using srnall scale CHF experirnent data

Test Nu圃b自r Rod P/D Heated

sectlon 01 rods dla皿et自r Jength

(..) 〈皿)

A 4 9.6 1.2 1.0

B 7 9.6 1.2 1.0

c 7 9.6 1.126 0.6

B 4 9.6 1.2 0.6

Averaze 01 CHFR(Standard deviation)

CHF Test section

correlatJon A B c 日

IYSC-2 1. 852(0. 037) 1.880(0.063) 1. 475(0. 074) 1. 546(0.113)

K1K 0.763(0.028) 0.874(0.066) 0.819(0.058) 0.798(0.060)

K1K-IF車 1.062(0.042) 1.167(0.085) 0.980(0.102) 0.926(0.070)

EPRI-B&IY 0.638(0.07) 0.672(0.136) 0.615(0.124) 0.636(0.051)

EPRI-Colu圃bla 0.931(0.278) 2.023(0.442) 1.378(0.387) 0.896(0.158)

Katto 1. 238(0. 077) 1. 219(0.055) 1. 316(0.122) 1. 281(0.037)

車 IF Uslng subchannel I・balancefactor

-17ー

JAERI-M 90-043

Small scale CHF experiments (4 and 7 rods)

Thenal mixing experiments (using CHF test section)

Survey of tvo-phase mixing experiients

CHF data

Tio-phase aultiplier of mixing coefficient

± w d-COBEA-IV-I analysis

Evaluation of CHF correlations

J-TRAC analysis for transient conditions of HCIIR

COBRA-IV- I analysis of HCLWR core (Steady state and transient conditions)

Pressure drop experiments ^, 7 and 36 rods

COBRA-IV- I analysis

Grid spacer loss coefficients Pressure drop correlation

Mixing coefficients

20 rods CHF data at Bettis Atoiic Power Laboratory

Therial mixing experiients (using 36 rods)

C0B1A-IV-I analysis *

Mixing coefficient

Local flo* conditions at hot subchannel

CHF correlation

Evaluation of DNBR for HCLtfR

F i g . 3.1 E v a l u a t i o n p r o c e d u r e o f D N B R f o r H C L W R

-18-

，JAERI-M 90ー043

5..11 $clle CHP Tberul ・ixlno Pressure drop

experl・ents

Pres.ure drop correlation

20 rods CHP doto ot

Bettis Ato・icPorer Loboratory

J-TRAC Ina1Y51$ for

tr.n5lent conditions

Fig. 3.1 Evaluation procedure of DNBR for HCLWR

ORV

JAERI-M 90-043

1 1 1 1 I 1 1 1 1 I 1 1 1 1 I A l 1 i y _ '

KfK correlation / + / / + / —

P = t3.8MPa / / Data source / /

/ / -?

. r- / / s - o A - 5 >

A A - 6 + A - 7 WAPD-TM * / / ' '

/ —

x A - 10 f 1013 /O D •£ O A - 11 —

p A - 13 x A - 1 4 J

—

O D * * y • '~ ' / '

/ /a* / ^94^© ' —

<> J

r TTpN^' ^>

/ D>D* / —

- , « / -

- ' •/ / — / / * ' 'Z$y ._ //&

- ' / ' — s/' -Jf'

/T\ 1 | | 1 1 1 1 1 | 1 1 | 1 | | 1 1 1

0 1 2 3

Measured C.H.F. (10 6 W/m 2 )

Fig. 3.2 Evaluation of KfK CHF correlation (comparison with Bettls Atomic Power Laboratory CHF data)

-19-

90-043 JAER[-M

4

3

2

一NE¥〉〉

ωo-

.L.

ェ.U

【

)20一コω一ou

4 3

W 1m2) ( 106

2 O O

C.H.F.

Evaluation of KfK CHF correlation (comparison with Bettis Atomic Power Laboratory CHF data)

-19ー

Measured

Fig. 3.2

JAER1-M 90-043

1 ~ 18 Channel number

(D~(D Rod number

Subchannel model of 4-rod bundle Subchannel model of 7-rod bundle for COBRA-IV-I calculations for COBRA-IV-I calculations

Fig. 3.3 Subchannel noding model for small scale CHF experiments

-20-

JAERI-M 90-043

1-10 Chonnel number

①"④ Rod number

Subchonnel model ot 4-rod bundle

tor COBRA -IV -1 ca Icu lot ions

16

1柑 18 Channel number

①m ⑦ Rod number

14 12

10

Subchannel model ot 7-rod bundle

for COBRA-IV -[ ca Iculations

Fig. 3.3 Subchannel noding model for small scale CHF experiments

-20一

JAERI-M 90-043

2.0 KfK correlation (with imbalance factor

o e

o

t.5

1.0 o I

0.5 -

< ^ ot>

a™ o+ x

+ A & A 0x+ V

Test Rods section

Pitch (mm)

Length (m)

o A 4 11.4 1.0 A B 7 11.4 1.0 + C 7 10.7 0.5 x D 4 11.4 0.5

X >b o

X

1000 2000 3000

Local mass velocity ( kg / s -m 2

4000

Fig. 3.4 Evaluation of KfK CHF correlation using COBRA-IV-I subchannel analysis (comparison with JAERI's CHF data)

-21-

-L工U)¥.

一B

EL工U

JAERI-M 90-043

1.帥ロmEZ』

Kf K correlation (with imbalance factor) 2.0

Tesf Rods Pifchunmgl fh section Imm)

o A 4 11.4 1.0 d. B 7 11.4 1.0 + c 7 10.7 0.5

1.5ド x 0 4 11.4 0.5

& +

+・-x-.‘d.

と 1.0ト一一一一一?ーこよrr--;:一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一--'- TOわハ .u u A A

u ・ -T+tuasaO L O .... Ox+も+、:() '0" vX X

X X

0.5ト

よO 1000 2000 3∞O

Local ma55 velocity (kg 15.m2)

4000

Fig. 3.4 Evaluation of KfK CHF correlation using COBRA-IV-I subchannel analysis (comparison with JAERI's CHF data)

ーのtu

JAER1-M 90-043

P = 3.9 MPa

x Test B q0= 1.80-1.83 x10 6 W/m 2 , Tin = 171 ~ 218°C o Teste q0= 1.36 - 1.58x10s W/m 2 , Tjn = 196~229°C

Subchannel code : COBRA-IV-I CHF correlation : KtK

- x ^ ' x o x > <

xo _ „-o- *

--ax--a-x"-o x

— x

-

1 1 1 1 1 1 1 1 1 i 1 i i i i ?- 5 10 20 50 100

Flow reduction rate ( % / s )

Fig. 3.5 Effect of flow reduction rate on CHFR under 3.9 MPa

-22-

9()-()43 JAERI-M

P = 3.9MPa

X Test B qo = 1.80岬 1.83X 106 W/m2， Tin = 171吋 2180C

o Test C qo = 1.36 -1.58 x 1 06 W 1m2， Tin = 196'" 229.C

Subchannel code : COBRA-IV-1 CHF correlotion : KfK

1.4ト

-X 方

針。x

，VA

o，も

xfo

xJX

vyx

h-γ 2

泊F

Jx hv

V《

v

一AO

1.2ト

1.0ト

"(ELZU)¥

↑(EL工U)

」‘-

100

L よ

50

」20

よ10

よ5

(% /5) rate Flow reduction

0.8 2

Effect of flow reduction rate on CHFR under 3.9 MPa

-22一

Fig. 3.5

JAERl-M 90-043

2 1.0

0. 15

0.8 0.95 1.0

Vapor traction 1 a )

Fig. 3.6 Flow regime map in J-TRAC code

-23-

90-043 JAERI-M

TRAC -PFI

{崎、戸』』}

1.0

』【』一

u口一世岳

百一

2U一一一

gu一』』曲目】コ凶ち

23-C帥且

4

0.15

Muroo -19Uthi

0.95 1.0 0.8 o

( a 1

Flow regime map in J-TRAC code

。。nru

froclion Vopor

Fig. 3.6

JAER1-M 90-043

4. sssteBt© DNBR mm

^^•-xtt, smx&^tzwu^&tm^z, H*^-€tpâ^fe«s*^©iiîiteB#(-fcit 5&/JM8J?*ft^m©f¥ffi£ff-y-o PmizQim I tzV 7?+ n * B f ^ - KiJCOBRA-IV-I X, DNB !¥<&££ LTIi, KfK fflB3i££&ffl Ltz0

4.1 COBRA-IV-I 3 - KlCkS-tJ-Zy+V^Ûff

(1) / ~T -f > / t f * ftWicgKiTii, 2ffi;tt£#{i:LT, 1/12*? ^ - i c ^ i i T ^ ^ c f t W ^ f f o £ 0 ¥&

y |S]/ -x-f yf\zm\,x\$, + -y bf-+y*A>12£8B#><, )liaS15!i^:§<Ktt)«./-7-*-f y?'*xVMcj;<9£*P,k£^Btfc8WLfcM

0 ; o M l : J : » ) , itKW'hS ^ l t m K S § « i lt»B#F^-e PWR © * -j h x + y * )\> \z is if i fi/h DNBR © S ^ S &#Pt/f ifi RJtE i<£5 B „ Fig.4.1 i ; ^ l f 4 * ^ # r i © * ^ ^ ( S ] © y - x - f v ^ x A-£JKL, Fig.4. 2 (cSS*£f*r t

Fig.4. l&0 t4.2ici±, *n^ft^S?j|Sl©lU*^ffi ( ^ - + > ? 7 T ^ - ) ©fflfc/TJto « i f4*^ f*Ci©¥S7 j [S l f -*y^7 7^^- lc -ÛT( i , KItgffl*£SJ#£ttfcS6-vM ^^©SJSSicfc-estti^^îcS^gy- KCiic^^tLfcc »4»£{#;:"£©§*t°-*y/ ! i l .402T-*-5 o $fc, itig*^<*rt©§n.y KC'iOtii^^-*!*, f - t ^ 7 7 ^ ^ - ^ S ^ i t t S ^ S i j o m ^ ^ ^ i + f f S S l - S ^ ^ T , Fig.4.2fc*-TJ;^(c, 4«&fflHl # n „ Ktc^SLfco «SI4»^f*©S^f-*yj- '(i*-&f*^^filc:*tLr 1.061-tr*50 $ i ic , ¥'#?j |Sl©®^tfiyt)f-*yî;oUT!i, ^tfj^SS^ttH^ (FJ*) 1. 05 SiO'^m-M i i ± © i ^ © $ « £ # l l I £W7 (T.¥tt»aElM&*l&«& : Fa

E) 1. 03 £#Jg? L t , It" 8 % O v - i - ' y i i S C i C L f c o fi^T, i^S««*4*^*ffl*7\fiJ,^J* (*y ^ , K) © ¥ S ^ l M ] t - * > ?*7 r 9 9-\t,

1.402 X 1.061 X 1.08 =1.607 £A£50

i f f lD,KKol>Tli , +y h o-y Kffl(U>+J^8%li7\S#fcfc*, SSfltftLT$£Ltz 0

Fig.4.2lcfcV^T, * y f + y * * 2 i i , t-y l-D, K£^t/£Sl$5#l;: |g*nfcft^ffJ

ti.*iMi;Sfe^CV'H1*7'-T-+ y*;u-e*f), DNBR felt/hlc^S £ # * . ^ t i S C t , ft^ DNBRO^tfrlicnt>2 *fr®-x7x + y*;u£*fii£ Lfc0

Fig.4.3(-Sit7j|Sl©y -x* -f ^ t f * , ?"') -y K^^-xCDfel&tftt^lSim^^ffi* Tjito to%fa£U±T7"y >* ••;*&'&£&»&&& 2.1m* 42 ftWl ( / - Kif S 0. 05m) Lfc„ * 'J y K X-«--xti 2. 2 gffTie^fc =k -5 (c, 0.3m *3§ tc 7©ifc|I Lfc„ ttfc, 5 *T'

- 2 4 -

JAERI-M 90-043

4. 定常運転時の DNBR評価

本章では. 3章で述べた評価手法に基づき，扇>jL-.電炉心型高転換軽水炉の通常運転時におけ

る最小限界熱流束比の評価を行う。評価に使用したサプチャンネル解析コードは COBRA-IV-]

で. DNB評価式としては. KfK相関式を採用した。

4.1 COBRA-IV-Iコードによるサブチャンネル解析

(ll /ーディングモデル

解析に際しては，対称性を考慮して. 1/12セクターについて全炉心の解析を行った。半径

方向ノーディングに関しては，ホ y トチャンネル屑辺を細かく，周辺部は大きく区切るノーディ

ングモデルにより全炉心を同時に解析した園。この方法により，比較的小さな計算記憶容量と

計算時間で PWRのホットチャンネルにおける最小 DNBRの高精度な解析が可能となる回。

Fig.4.11こ燃料集合体ごとの水平方向のノーディングモテ'ルを示し. Fig.4.2に高温集合体内

のノーディングモデルを示す。

Fig.4.1及び 4.2には，それぞれ半径方向の出力分布(ピーキングファクター)の値も示す。

燃料集合体ごとの半径方向ピーキングファクターについては，核計算の結果得られた第6サイ

クルの初期における出力分布闘に基づきノードごとに平均化した。燃料集合体ごとの最大ピー

キングは1.402である。また，高温集合体内の各ロッドごとの出力分布は，ピーキングファク

ターが最大となる燃焼前の出力分布計算結果に基づいて. Fig. 4. 2に示すように， l!種類のHl

力ロッドに分類した。燃料集合体の最大ピーキングは集合体平均値に対して1.061である。さ

らに，半径方向の最大出力ピーキングについては，核的不確定性因子伊丹1.05及び燃料製

造上のム差の影響を考慮した肉子(て学的熱流東熱水路係数 :F，f) 1. 03を考慮して，計 8%

の7 ージンをとることにした。従って.高温燃料集合体の最大出力榛(ホットロッド)の半径

方:句ピーキングファクターは，

1. 402 X 1. 061 X 1. 08 = 1. 607となる。

他のロッドについては，ホットロッドの出力を 8%増大させたため，再規格化して決定した。

Fig. 4. 2において，サプチャンネル 2が，ホットロッドを含む発熱棒 5本に囲まれた代表的

なホァトチャンネル(ティピカルセル)で，サプチャンネル lが，制御棒案内管とホットロッ

ドを含む発熱棒2本に固まれたセル(シンプルセル)である。これら 2ヵ所のサプチャンネル

は熱的に最もきびしいサプチャンネルであり. DNBRも最小になると考えられるので，最小

DNBRの解析はこれら 2ヵ所のサプチャンネルを対象とした。

Fig. 4. 3に垂直方向のノーディングモデル，グリッドスベーサのf立置及び輸方向出力分布を

示す。輸方向には上下プランケット部を含む燃料全長 2.1mを 42分割IJ (ノード高さ 0.05m)

した。グリッドスベーサは 2.2節で述べたように. 0.3mおきに 7段設置した。なお 5章で

述べる一次冷却材流量喪失事故時及び一次冷却材ポンプ軸固着事故時の非定常解析の際には，

-24-

JAERI-M 90-043

© ^ * f # & n f c t t ^ | S l * ^ : f - * > ' ^ 7 r ? * - £ £ • - ? £ + £ cosine M t l f i L f c o till

(2) ^*py-x©«fff^ft-

* I ® 3 ^ - r P W R i a t S I ^ - i L f c o COBRA-IV-I 3 - K© A ^ f i l i , £ $ f i l l e d * i ! PWR ffl&Wefigffl*ntl'5ffli[s^©^^^^LT, JUT©ifc*9'AL^tz0

AHM

15. 3 MPa ( £ & { ! J: 0 0. 2 MPaflD 291"€ (5E^fflJ:i3 2°C«)

^Bftil = 12800 k g / S *P<fcSI5SE8&E8 = 6.026 m !

£*»© i *,ip>mzmti asJ£ A C J K » i i S = 12800 X 0.95 /

= 95 % ' 6. 026 = 2018 k g / s . m2

y-^mmm ±tirfj = 2480.6 MW (£f&ffi©102%) i J | 5 ] 7 , 7 > ' ^ 7 MJWe ©&&#]& = 97.68 % mmm&& 1 <*a ?> <2>«$H*£ffitt = 0.0095TT X 2.1 X 372 = 23.315 m2

* f i « ^ * « ) » = 313 *t=l*iSBi? = 2480.6 X 0.9768 / (23.315 x 313)

= 0.33203 MW/m !

(3) COBRA-IV-I AJ]'*y/-9 m&mkK-o^X\t, t'-jT 10. 45 -12.35mm© 36 * T X h Slitc <k 5 ' f f i f^S^^^ lc J:

U, &0.001©ffi:W#£ttfc (3.3gfi)0 c©ffiliiI£3Jffi£ftL*U^#iyPWR©i«&if48l fl£K-3 rf#e.nfcfito.02i JtKLr f- 'h$<, ji^^Sfeio.o £ LTt t / ' f + ^*

* « P W I S * K & « t » » t t e « - r * o f c o CCTftt, M f t 8 & t t K & t t 3 i f f f l l K £ $ © : f ^ 1 4 £ # J t L T , ^ S p - i r - x i L r i i S ^ ^ ^ i O . O i L - C i t J S t L f c o fcfc, S&&»©UIHc: - ^ T l i , 3m&g.mtR£'fTitZo

* O f l f e ( O A ^ ' - - 7 y - ^ l c o o r ( i , Table 3.1 lc^Lfcff l*ff lv^ 0

ffcffifflLfc COBRA-IV-I A^Jf-- ? £ f t i S B l ic&^So

4.2 j*#T»SX

Fig.4.4IC, P ^ T - X C T ^ T , COBRA-IV-I (c «fc () If^ L tz, V? f-•* s * >\> \

- 2 5 -

JAERI -M 90-043

計算時間の短縮のための 21分割ノードとした。炉心部の紬方向出力分布については.級長t-tr.

の結果得られた紬方向最大ピーキングファクターをピークとする COSlne分布で近似した。制l

方向プランケット部は出力が低いので，一定と仮定した。

(2) 標準ケースの解析条件

扇平三重炉心型高転換軽水炉の熱出力，一次系圧力，炉心入[J温度，冷却材総流量等は，在

来型の 3ループPWRとほぼ同ーとした。 COBRA-IV-1コードの入力値は，定栴値に在米

型 PWRの解析で使用されているのと同等の定常誤差を考慮して.以下のとおり定めた。

系圧力・ 15.3MPa (定格値より 0.2MPa低)

冷却材人口温度・ 291"c定格値より 2oc高)

人11質量速度

平均熱流束

全流量 12800kg/S

炉心部流路面積=6.026 m'

全流量のうち炉心部を流れる割合ェ 95%

入口質量速度 12800X 0.95 / 6. 026 = 2018 kg/ s. m'

全出力=2480.6 MW (定格値の102%)

径方向プランケット以外での発熱割合=97.68 %

燃料集合体 1体当りの燃料棒表面積

= 0.0095πX 2. 1 X 372 = 23.315 m'

燃料集合体の数=313

平均熱流束=2480.6 X 0.9768 / (23.315 x 313)

= O. 33203 MW / m'

(3) COBRA -IV -1入力パラメータ

混合係数については，ピッチ 10.45-12. 35mmの36本テスト部による流体混合実験によ

り，約 0.001の値が得られた (3.3節)。この値は混合羽根を有しない従来型 PWRの燃料集

合体について得られた値0.02に比較して卜分小さし混合係数を 0.0としてもサプチャンネ

ル解析結果に及ぼす影響は軽微であった。ここでは，熱拡散実験における計測誤差等の不確定

性を考慮して，標準ケースとしては混合係数を 0.0として計算した。なお，混合係数の影響に

ついては，別途感度解析を行った。

その他の入力パラメータについては. Table 3.1 に示した値を用いた。

解析に使用した COBRA-IV-I入力デークを付録B1に述べる。

4.2 解析結果

(1) 標準ケースの計算結果

Fig.4.4に，標準ケースについて. COBRA-IVーIにより計算した，サプチャンネル l

(シンプルセル)及びサプチャンネル 2(ティピカルセル)の質量速度及ひ'エンタルビーの納

方向分布を示す。この結果より，質賃速度はサプチャンネル 1で最も小さくなるが，エンタル

-25-

JAERI-M 90-043

Fig.4.5IC-€-O^S**-#- 0 S 'hDNBRIi , -* 7 x + y *;l/2 (x -r f* jUr )l) ©'Jp-k K i&^£©i^£ 1.7mm®fii-J?liiSL, *©<Ili 1.659 <bttofc 0

(2) *!&&&©£/ji|l & & « » « • « ! $ * - x © 0.0 K t t U 0.001 (3.3H5i:iKE-î?i£<I), 0.02 ( , l&$Ha£f t

Lttt^giff PWR©M) i^{ t* t i - fc*^f f l . ftfcDNBR#'M < teSSa 1.7mm Oft?? T-O, Chi ( ^ y A * * ) &t/Ch2 (-? -f fc?*;Hr;u) icfcl^5KftiiiK&t>*x y ^ h* -© I t M i t i , i t tS-fS DNBR fflft«-JJlTl-^t-o

«&&& 0.0 0.001 0.02

Chi HMiiS ( k g / s . m ! ) 1822 1814 1806 (•> yÂ-fe*) x > ? ;u h° — (kJ /kg) 1582 1585 1588

DNBR 1.710 1.705 1.700 Ch2 SftSffi ( k g / s . m ! ) 1831 1838 1885

(x -f t°*;Hr;u) X V ? Jl,t° — (kJ /kg) 1610 1608 1595 DNBR 1.659 1.663 1.693

ft'hDNBR 1.659 1.663 1.693 i i f + v * n, (Ch 2 ) (Ch 2 ) (Ch 2 )

! & £ & g M s * g < t e 6 f C o t t T , f ^ b ' * W * ( C h 2 ) - e ( i x y i - ; H i " - ± # ^ V j N $ <, K 4 i i S i d s ^ # < « * © T ' , DNiiR (**:£<*£ Si*, •> > T^Hr^ (Ch 1 ) T i i x > ? iv\£-ItJzZ < , K»i§Jt!£/h£ < t£ & tz46, DNBR ttffilc/Jx* < fc 4o *f*&Ti i f t ' h DNBR (i

^rtW©&*s*;£^-i#&ic(2, •> y 7";nr ^-e DNBR #ft/h£ « 5jg|S]*Ji,t>n« o-eM,

it, f * T ' f e f t 2 % g S f * ^ 0

4.3 */J\DNBRCDfiMffi

li, •xy*+y*^»#r l=*5l tSS^^Sf [0»**#l tLTfc , 3. 5fflT*J6/:DNBR!

- 2 6 -

JAERI-M 90-043

ピーはサプチャンネル2で最も大きくなることが分かる。

サプチャンネル解析結果を用いて， KfK相関式により， DNBRの軸方向分布を求めた。

Fig. 4. 5にその結果を示す。最小 DNBRは，サプチャンネル 2(ティピカルセル)の炉心ド

端からの高さ1.7mmの位置で出現し，その値は1.659となった。

(2) 混合係数の効果

混合係数を標準ケースの 0.0に対し， 0.001 (3.3節に述べた実験値)， 0.02 (混合羽根を有

しない現行PWRの値)と変化させた場合の，最も DNBRが小さくなる高さ1.7mmの位聞

での， Ch 1 (シンプルセル)及びCh2 (ティピカルセル)における質量速度及ひ'エンタルビー

の計算値と，対応する DNBRの値を以下に示す。

混合係数 0.0 0.001 0.02

Ch 1 質量速度 (kg/s. m')

(シンプルセル) エンタルビー (kJ/kg)

DNBR

Ch2 質量速度 (kg/s. m')

(ティピカルセル)エンタルビー (kJ/kg)

DNBR

最小DNBR

発生チャンネル

1822 1814 1806

1582 1585 1588

1. 710 1. 705 1. 700

1831 1838 1885

1610 1608 1595

1.659 1.663 1.693

1.659 1.663 1.693

(Ch 2) (Ch 2) (Ch 2 )

混合係数が大きくなるにつれて，ティピカルセル (Ch2)ではエンタルビー上昇が小さし

質量速度が大きくなるので， DNilRは大きくなるが，シンプルセル (Ch1 )ではエ〉タルビー

は大きし質量速度は小さくなるため， DNBRは逆に小さくなる。本体系では最小DNBRは

Ch 2で生じているため，混合係数が小さい方が保守的となっている。しかしながら，制御棒

案内管の径が大きい場合には，シンプルセルで DNBRが最小となる傾向が見られるのでベ

このような場合には混合係数が小さい方が必ずしも保守的とはならないことに留意する必要が

ある。上述の結果に見られるように，本設計炉心では，混合係数が最小 DNBRに及ぼす影響

は，最大でも約2%程度であった。

4.3 最小 DNBRの評価

以上の解析結果より，扇平三軍炉心型高転倹軽水炉の通常運転条件における最小限界熱流束比

は，サプチャンネル解析における混合係数の影響を考慮しでも， 3.5節で求めた DNBR制限値

1. 28を上岡っており， DNB発生の可能性はないことが明らかとなった。

-26ー

•JAERI-M 90-043

Reflecter

Blanket

Hot bundle

Subchonnel noding ( ) : Radial peaking factor

' ls-"' S^SLmrLS — — <«~

- 2 7 -

，JAERi-M 90-043

Reflecter

Hot bundle

10.842 )

Subchonnel noding

) : Radial p印刷ngfoctor

Fig. 4.1 Subchannel noding model and radial power factor (1/12 sector of whole core)

-27-

10

J A K R I - M 90- 043

hot subchannel

thimble cell typical cell 2

(1,514) Radial peaking factor

rod 1 (1,607)

rod 2 ( 1,587) ® rod 3 (1,544)

[ O rod 4 (1.437)

O Control rod thimble

® Instrumentation thimble

Subchannel noding in hot bundle

Fig. 4.2 Subchannel noding model and radial power factor (in hot assembly)

-28-

90-04a J.¥ERI-M

hot subchannel

7

6

(1.607)

( 1.587) ( 1.544)

rod

rod 2

rod 3

-@@O

Subchannel 1-8

( 1.437 )

Control rod thimble

Instrumentation thimble

rod 4 。⑥

bundle hot

Suhchannel noding model and radial power factor (in hot assemb1y)

-28ー

In noding Subchannel

Fig. 4.2

JAERI-M 90-043

'///////////. MM, v/yy/y/yyy/, ^ M #/ti//m 'w^/y/y/A

mm

'//////////< 'WW///'. y/7//////< - / / / / / / / / / > . "///////. 7////7//A V/////M v/////////. mm ^m

Axial noding

Grid spacer (m) 1.95

1.65

1.35

1.05

0.75

0.45

0.15

max f, =1.954

1 Axial peaking factor

. j 2

Fig. 4.3 Axial noding model, axial power profile and grid spacer location

-29-

90-043 ，JAERI-M

r' dぽ

15

・no品川

9

FU引引

Lい41

mox fz =1.954

-0.75

-0.45

-0.15

同

.0

↑由日言。一a

』

ωaaコ

国 1.65

ー1.35

-1.05

U.0

同

.o

zazo-2

20一可申

E』

U2H

EOU』由

aaコ

ω.0

由』

OU

』由主

O」

同.0

↑由v言。一a

』邸主

O」」

2

factor peaking Axial

。noding Axial

Axial noding model， axial power profile and grid spacer location

-29ー

Fig. 4.3

JAERI-M 90-043

CRSE 1 (BASE CRSE) -©—CHANNEL 1 (THIMBLE CELL) -A— CHANNEL 2 (TYPICAL CELL)

AVERAGE

2500

CM

2250

- 2000 x = 3

to CO cr

1750

1500

i i i i I i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i ' ' • ' r HCPHR-JDF1 Z=0.61M) X 2 BLK=0.3(M) X 3 0R0D = 9.5 MM DCR = 11 MM P=ll.7 MM 0 = 2D18 KG/S.tt««2 MIX. COEF. = 0.000 PERKINO = 1.607 CRSE 1 (JDF!)

i i i I i i i i I i i i • I • i i i I i i i i I i i i i I i i i i 300 600 900 12.00 1500 1800 2100

ELEVRTI0N (MM)

CASE 1 (BASE CASE) CHANNEL 1 (THIMBLE CELL)

A — CHANNEL 2 (TYPICAL CELL) AVERAGE

CD XL

1700

1600

xi 1500

1400 <x 3=

1300

1200

i i i i i i i i i i i i I i i i i | i i i i | i i i i | i i i i

• i i i i i i i _L i i i i i • ' ' i i ' i i

HCPHR-JOFl 2=0.6(M) X 2 BLK=0.3(M) X 3 DROO = 9.5 MM DCR s 11 MM P=11.7 MM G = 201B K 0 / S . M « M 2

MIX. COEF. = 0-000 PERKING = 1.607 CASE 1 IJDF1 )

300 600 900 1200 1500 1800 2100 ELEVATION (MM)

Fig. 4.4 COBRA-IV-I ana lys i s r e s u l t s for s t eady-s ta te operation (base case)

- 3 0 -

2500

れl

I7 2250 ぴコ、、o ~

~ 2000 x ごコー」LL

のの江乞

1750

JAERI-M 90-043

CRSE 1 (日目SECRSEJ 一-(!)--CH日NNEL 1 (THIMBLE CELLl -6-CHANNEL 2 (TYP 1 CAL CELL 1 ---AVERAGE

HCP.WR-JDF I

z=日.6lM 1 X 2

日LK=日.3[MJ X 3

日ROD 9.5 円円

DCR 11 MM

P=II.7 M円G 2日18KG/S.M掴眠2

MIX. COEF. 0.000

PERKING 1.607

CRSE I I JOFI 1

1500 o 300 600 900 12.00 1500 1800 2100

ELEV円TION (門門]

1700

O 1600 ~ 、、ーコピ 1500

>-

51400 a: 工ト-z 1300

CRSE 1 (BRSE CRSEl ~ CHANNEL 1 ITHIMBLE CELLl 一企-CHANNEL 2 ITYPICAL CELLl -一一日VERAGE

HCPWR-JOFI

Z=0.6IMl X 2

日LK=日.3IMJX 3

日RO日 = 9.5 円円

日CR= 11 MM

P= 11 .7 円円

。，hnu

--nu

M

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''=・・4

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nuMHnrpL

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44」l寸

1寸

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1200 o 300 600 900 1200 1500 1800 2100

ELEV円TION (I"l~í)

Fig. 4.4 COBRA-IV-I analysis results for steady-state operation (base case)

-30ー

JAERI-M 90-043

CASE 1 (BASE CASE)

CD

O A CHANNEL 1 (THIMBLE CELL) CHANNEL 2 (TYPICAL CELL) CHF CORRELATION KFK (SP.Y.)

3.0

2.5

2.0

1 .5

1 .0

0.5;

1 1 1 1 1 1 1 1 1 j 1 1 i i i I i i i l i i i i l i i i i l i i 1 1

1 1

1 1

1 1

1

©

6

1 1 1 1 1 |

1 1

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1 1

6 6 8 S

1 1 1 1 II

. -

1 1 , , 1 , , i i 1 t i , , i , , i i i i i , 1 , t i l l i i

HCPWR-JDFl Z=0.6ln> X 2 BLK=0.3(M) X 3 DROD = 9.5 MM OCR = 11 MM P=ll-V MM G = 2018 KG/S.M*«2 MIX. COEF. = 0.000 PEAKING = 1.607 CASE 1 !JDF1 )

200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 ELEVRTION (MM)

Fig. 4.5 Axial distribution of DNBR using KcK correlation with subchannel analysis (base case)

-31-

3.0

2.5 I

CZ コ1 .5

JAERI-M 90-043

C円SE 1 (B円SE C円SEl。CHANNEL 1 (THIMBLE CELLI a CHANNEL 2 (TYPIC円L CELLI

CHF CORRELAT 1 ON KFK (SP. Y • 1

a 。合

合e 虫

g

1 .0 1-一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一

HCPWR-JOFl

Z=0.5(MI X 2

日LK=0.3(MIX 3

OROO = 9.5 MM

OCR 11 MM

P=1l.7 MM

G = 2日18KG/S .M...2

MIX. COEF. 0.000

PEAKING = 1.507

CASE 1 (JOFl 1

0・(2'0'0'¥'3'0'0' ¥'4'0'0' ¥'5'0'0' '1'6'0'0' ¥'7'0'0' '1'8'0'0' ¥'9'00

ELEV円TION (門門)

Fig. 4.5 Axial distribution of DNBR using KどKcorrelation with subchannel analysis (base case)

-31-

JAHR1-M 90-043

5 . V$rBf © DNBR WW

5.1 mmm&tt.

mm, \tit)'%e>M®.%.'.k£Wogl&]i%Kli, 5E«B$«fc <o fc DNBR #(ft V * 5 £-$*. ^txi0

•iftNffflft'J^DNBR^rfffit-SfcA, CCTIJ, gff PWR O'i.^fFffllifWtJTT'S* £ t l T l> 5 *£©•?*>, . * W f ; K L ^ * ^ T * , 4 , -&ft£PMflftM^**$&t/ *^£nM*>7-«li*l«-1t AftiCoi^T, ¥&B$©jB:/hDNBR£ffffit5o BftfTKlS L T i i , --?^l^© •> X x A^flri; |±, 3.7ffiTid}^fc J-TRAC 3 - K£ffll\ DNBR CDiFfiffitcti, COBRA-1V-I 3 - KM J; £•*

5.2 J-TRAC 3 - K«?#f£#

J t 5 f e t L f c „ C O f c f e ^ f f O P W R S i r l S l T T - f T ^ ^ ^ r ^ S M f f ^ a ^ ^ i t L f c o LA>L

( £ * ^ / : M - f c g 6 t 6 „ t f c , (SfffcffifflL/-; J-TRAC 3 - K A ^ - x i Lfc TRAC-PF1

•^înWffifiS*#tt&cx--(*:?#jpw*^7'ttia»#fifeo«?tifi-ttfflLfc J - T R A C 3 -K« y - x -r y ^ B l * Fig. 5.1 &CK 5. 2 IC/^tc * fc, ^.SteMT&ftl:'• ' o l ' t l i , Table 5.1

J-TRAC a - K O S / W i S W ^ f O u i LTIi , Fig. 5. H o p "T J; "3 ic, I i ; / j8 i8£ 3 ft;c

3 y * - * y hTJi lSL, 3 * o ; i / - y i i * n * ' n f f i j i l c ^ S L f c o n:.JmTs\Hlt Fig. 5.2 tc >K"T <fc -5 !c;g^lS]i- 6 53-SU, &#|S]lc4##JL, S^|fi]^*iJfflrtiJ2-fe^TiP/i:a, S 9 © 2 * ' U T - g - t t ^ n g ^ f r T ' ^ y ' r v hS|5&O t ^$y*vg|$£i|gjgLT^.&o W)^|Sj l=«.^^Tti25

*P*(T®*7JSB5aZ-Tf; -i LTI i , 4 tT?*!E^fciif:ateôjJim«¥*!T-o»^<!:[ffl«llc, ffi^lic &#3* PWR / 7 y h £ | ^ © & v f g S M £ & & ^ ^ f i i f f i Lfco ill*., 102% Hr/l. AI ifflS +2.2k, HfcSJT.^J-IUMPa <fcLfc„

w\hft&<m.t IT it, Mmmiz&^T&bf&K tame-v-i ^^j«8offli=&*«!PWR £|n l^f f l* t§8% (F e

K = 1.03, F,N = 1.05) ^JîAA,/i^jt i; L T, F„ =1.958 (FXv = 1.609, F,.= 1. 216 : Fv\ Fj* I* FXv 4>lc£fefc) *ffiHJ L fc„

7 < - K'<.„ *£ j&K£ LTIi , ^WIl-SCilSS^l-S^^T, *K£ffllft ( K 7 7-7 - ) K&IS l » t f * - f K S J 6 K » » « - A * L f c 0 {£fflLfc&ffiRj&t&8fc©AAffi£ Table 5 . 2 l c * + 0

- 3 2 -

.IAr:RI-1¥1 90-043

5. 事故時のDi-JBR評価

5.1 解析対象事故

流鼠， 11i力等の過渡変化を伴う事政時には，定常時よりも DNRHが低下すると考えられる。

事故時の最小 DNBRをd価するため，ここでは，現行 PWRの安全評仰l解析で要求されている

事象のうち，熱的に厳しい事象である次冷却材流鼠喪失事故及びー次冷却材ポンフ。紺11'''1若ポ

放について，事故時の最小 DNBRを評価する。解析に際しては，次系の γ ステム解析には，

3. 7節で述べた J-TRACコードを用い， DNBRの評価には， COBRA -IV -1コードによるサ

ブチャンネル解析と KfKのCHF相関式を組み合わせて用いた。

5.2 J-TRACコード解析衆件

安全解析を行なうにあたっての解析条件及ひe評価基準は現行の安全評価指針を満たすように設

定するもとした。このため現行の PWR安全解析で行なわれている解析方法を踏襲した。しかし

ながら，現段階では解析コードシステムの整備が完全ではなく，いくつかの点において考慮しi号

なかった条件も存在する。また，解析に使用した J-TRACコードがベースとした TRAC--PF1

コードはいわゆる最適評価コードとして開発されたものであるからモテソレの不確定性を包絡する

様なマージンは必ずしも持っていない。従って，解析結果の評価にはこれらのことを考慮した解

釈が必要である。

」次冷却材流量喪失事故及び一次冷却材ポンプ納固着事政の解析に使則した J-TRACコー

ドのノーディング図を Fig.5.1及び 5.2に示す。また，芋.要な解析条件l引、ついては， Table 5. 1

にボす。以ー下にギ.要な点について述べる。

J-TRACコードの基本的な解析モデルとしては， Fig. 5.1 ，こポすように， 11:力容認を 3次J己

コンポーネン卜で棟擬し 3 ふ;のループはそれぞれ独立に模擬した。圧力容~~内は Fig. 5. 2に

示すように周方向に 6分割，径方向に 4分割し，径方向分割の内側2セルで炉心部，主主りの 2セ

ルでそれぞれ径方向ブランケット部及びダウンカマ部を模擬している。軌方向にいついては 25

分割とし.このうち， 14セルを炉心部(燃料部+軸方向プランケット部)にあてた。

解析の初期定常条件としては， 4章で述べた通常運転時の定常解析の場合と同織に，定栴値に

従来型 PWRプラントと同等の定常誤差を見込んだ値を使mした。周]ち， 102% Ifl力.人11温度

+2.2 k，一次系圧力一0.2MPaとした。

Ifl力分命ー係数としては，燃焼計算において最も厳しくなる第6サイクル初期の値に在米型 PWR

と同等の余裕 8% (F.{ = 1. 03， Fl' = 1. 05)を見込んだ値として，凡=1. 958 (F日=1. 609，

Fl.= 1. 216 : r'J:， F 1"は Fx、中に含めた)を使則した。

フィードパック反応度と Lては，燃焼計算結果幽に基づいて，燃料温度(ドップラー)反応皮

係数及びボイド反応度係数を入力した。使用した各積反応度係数の入力値を Table5.2に示す。

nru

句‘

u

JAERI-M 90-043

^•0«jgiOtSi.MCTiir li, ( f W i ¥ - & i L T l M H i * © 2 II|-eiR^Wl#fc Lfc'iJ^t'iiJWln'i £{sfe'H]t4C££ Lfc 0 itz, x ? 7 ARiE l t t L T l ± £ * P W R 7" 7 y V i N ^ o l x t & S / ^ A £ fcffli L, ftiiJ®^HiAil*Rn* s»«S^J:tW'r'5 fcoi LTttnELfco

fr^yy*-; f-gR*flftn5^SUW^W^-xaftMo*ii^t±, - £ & ! © 2 %£ Ltza

5.3 C O B R A - I V - l n - K»* f f t t t

J - T R A C ^ - K T s W L f c , *p-il.At IflES, 'Jj-M>AlI»Mt n-!-/3, 'JP'^lliÔSiS&fb,!! ' 8f f i£COBRA-lV-I n - KA^JfSi LT, *p-d>rt#3l^*y^ + v * 'HSW^Sfc L fc„ *

®ft#?3M1'-£rn]-T&3o tt^|T.]/-x-f > i -" (co^Ti i , #SJ|fc£21 4 L f c 0

*iZ^B$icii, « ) f 4 ^ T ^ g * . - r 5 » l t [ i ^ P W i - e x i n 5 . * M t - ' v v x L T U S O T , » ' [ f$£ff i**£t±, «*4mi i^*e .®iEMT3iJ - . f c l I i ^Lô LfrLfc#t>, *XE'^B-$(cti, M

Hi/jo fbJ; 15 fc^^sn^^.iiSo co-as^ît-rsciii, #*&!$© DNBRiFffiic-iRg-T * , 3 0 S£^T, •ScB5©*7 '^+y*yHSf l f | c fc l i r ( i . COBRA-IV-I n - K0i®fi-|*rt isfcftf/^ttnj LT, Ê.«fl5t^©ii^^{b^*fe 0 mwmftm&mmfcmi itz&n M y i & t f * " * v r ^ / C ? > x o f ? f f i i - a * Table 5.3 IC/F-fo

#4fe(SWWA^f-?ffl-«»Ji LT, -&&SPM* ^ 7 l * [ S S # & © J # £ l c U o U T , f-t& B. 2 lc COBRA-IV-I 3 - K A # x - ? £i |X£|t 3 0 - f t f t S P M o l t f i ^ ^ © ^ ! ; : ! ; * , Hi /J, irftH, H l ^ o i a j g ^ f c f - * # ! ! * £ £ ® & T - , * f f l f f tOf-? l i* i lT-*)So

5.4 - * ^ a W 3 6 « « * » t t l » « f

* * S [ t i ^ S I 5 » f f i o ^ * ^ o a t b l c J ; i 3 * T O * i ' y A ^ i h L , ^îPWoftMoff tTic iO

5.4.1 J-TRACflTOSS Fig.5.3tC -»:îPWatli^^b5r/p-ro ^ I J 0 8 > T f * > 7 ' ( i ^ l h - r S * i . 77-f .+ - f - ^ 0 § I

i t ic j ;* ; ^ ^ S P W a t M l i ^ o < 15 4 a - x h ?"7 v L T ^ < 0

Fig.5.4 \z\^>LA\\m^-to =l?^7-NfeS[**SH»fflffl92.6% Ki t LfcB5.fi ( V A ^ t - M 1.6 so T' ;-p*pb u •y7"(f ;&^*L, îL^mummK^nxm.^m\\fi\t\.2hm^-!:vm Ili;jffl^l6% i T . t u i t c f S T L , Zomi-W.'PfrÊtTtZo

-f'mt, g f ^ : f i T L T i > < . #I»]5|l>lig©filKî&*Bli, 0.2KIi(rtT*i9, #*AilffilS: li- - i i Z 4 ^ A t i L3£*-fti«o

- 3 3 -

JAEHト M 90-043

なお，コード内で反応度係数算tllに使則するパラメータ(燃料温度，ボイド率)に関するツ'}!lilJ分

命の効果の扱いについては，標準的な手法として局所tI¥力の 2乗で積み付けたしたが心平均の111'j

を使/jjすることとした。また，スクラム反応度としては在来PWH.プラントと同等の以応!支が入

るものとし，制御俸婦人時間が燃料棒長に比例するものとして補正した。

筏Ji向ブランケット部においては，燃料部と同等のエンタルビー上昇がi.;Jられるように，作}j

向ブランケット部を流れる冷却材バイパス流量の割合は，全流屋の 2%とした。

5.3 COBRAーIVー|コード解析条件

J -TH.ACコードで計算した，炉心入r1温度，炉心入11流星，圧力，炉心11¥力等の過渡変化計

算値を COBH.A-IV -1コード入力値として，炉心内非定常サプチャンネル解析を実施した。水

平ゐ'r，，]ノーデイングモデル.径方向及び者h方向の出力分.fti等の解析条件は， 4 9:で述べたAE'r:日'8.'1

の解析条件と同一である。軸方向/ーディングについては，分割数を 21とした。

定常時には，燃料俸で発牛.する熱量は冷却材に伝えられる熱量とバランスしているので，燃料

俸表面i熱流束は，燃料棒!Il力を伝熱面積で割った値と等しい。しかしながら，非定常時には，燃

料棒の熱容量及びギャップコンダクタンスの効果により，燃料棒表面熱流束の変化は，燃料俸の

111力の変化よりも時間遅れを牛ーじる。この効果を考慮することは，事故時の DNBH.評価に需要

である。従って，事故時のサプチャンネル解析においては， COBRA-IV-Iコードの燃料隊内

熱伝導モテ'ルを使則して，表面熱流東の過渡変化を求めた。燃料俸内熱伝導計算に使FUした符符

物性値及びギャップコンダクタンスの評価方法を Table5.3に示す。

事故解析m入力データの一例として，一次冷却材ポンプ軸固着事故の場合にいついて，付録

lう.2にCOBHA-IV-]コード入力データを収録する。一次冷却材流量喪失事故の場合には， fr 力，流屋， 11¥力等の過渡変化データが異なるのみで，その他のデータは共通である。

5.4 一次冷却材流量喪失事故解析

4記事故は外部電源の喪失等の理由により全てのポンプが停止し，一次冷却材流星の低下により

が心冷却能力が著しく低下するものである。

5.4.1 J -THAC解析結果

Fig. 5. 3にー次冷却材流鼠変化を示す。時刻O秒でポンフ。は停止するが.フライホイールの慣

性により a次冷却材流量はゆっくりとコーストダウンしてLぺ。

F'ig. 5. 4 Iこ炉心tll)Jを示す。ポンプ阿転数が定栴値の 92.6%に達した時点(事故発作後1.6

秒)で原子炉トリップ信号を発生し，炉心lこ制御棒が掃入されて原子炉tll力は1.25秒間で初期

tllJJの約 16%まで急速に低下し，その後は緩やかに低下する。

ドig.5. 5 に一次冷却材温度をノ'T~す。流屋の低下による温度の k昇は僅かであり，原子炉トリッ

プ後は，緩やかに低下していく。初期 5秒間の温度変動幅は， 0.2 K以内であり，炉心入11極度

はー・定と考えて差し支えない。

勾ベ

vm毛U

http://LfcB5.fi

JAERI-M 90-043

Fig.5.6(c--*^ffi^*/T;-ro 'fiS±#* s^3tî"/j:ufcfe, EcMIT.Jm 1.59MPa ifS<fl}J A-itiZox, ff.tiô > f 'lz>m-k&e>±x<DfflMi,tt£ô

5.4.2 COBRA-IV-I lc«t •St*-?* + > * ft?tlf *£S Fig.5.3~5.6ic*Lfc. Anas, AI i » , ff.ti, &Mh?iw<»Mmmmwm COBRA-

I V - I 3 - K © A f f i l e I T , ^L>rt#£#+7f-+>'4wujJ?tif£3g{&Lfc 0 ffll, Allfiffili

$UftlC®feBcL< ' i 5 i f I S f t 5 0 ^ . ^Tf f l^ t . 1.6m SCf'1.7m Oi5$T©Ch 1 O v 7;Hr/u) RtfCh2 ( r -f f* ;U-tr;u) ©Wftigffii i > ? ^ £ - © a | - g $ £ £ £ . Fig. 5. 7 & tf5.8K-€-tteft7Jrfc i^-fe>HcfclJ-5^§f®*iSffit±U-rnfcAll©ftii® (BUt^S/W'H'-

-e(± 1. 6m fflft!©£i6*<fc t) 'h£ < , x <t f a ;H» ;!/-?(* 1. 7m © f i r i i C / ^ M < SoT l>5„ Cftli , F ig .4 .4^^Lfc^ tD$o)S#r ieS lc fe l , t )nSJ ; -5 lc , i / ^ W M W i / ' ] , K X^- -9 -©U§£§£<-g t t , a^--tf-©±S£T?liK»i§aD&M6TU x^--9-©TSItT-li[S]ffl-*-•5fcs&-e*3 0 t C 5 t - , j^HrÔTK^J^ffilWiti, r -r f* ;H» ;KO 6. 39mm left L, > y 70l/-fe;l/T'(i5. 04mm t ' h S C ^ T l ' S o ODtzti, •> y ^ ^ - f e ^ o S ^ l E f i t A ^ i < /S »3 . H M g t i / h $ < ti-)Tl'Jo — # , x v ^ f - i c o ^ T ! * , SP*io 7 Klcfflf n t f -r f A

Fig. 5.9 mi 5. 10 IC, ^ n e f t & f n ^ A ^ 1.6m S t f 1.7m ©ilS£-t-0, * - / f D , K l

5.4.3 &/J\DNBR©i¥ffi -9- 7 * + > * JWWTT-U y> fttzWmMlktt-Z KfK fBBtlsSlcJiffl L T® £ nfc CHF ©ffl i ,

*-y h n .y KT-O^B'fSîfflifclC.fcf), DNBR £#*!>£„ Fig. 5. 7, 5. 8 lc*t)c;^ 4 f £ * £ Fig. 5. 11&C>'5.12iC/jrt0 gjf tf i#*W4#K*5tt5g'hDNBR(il .56 (•? / f a/H:;i/, 1.7m MS, ^tm'&fcl.lW) X'&t), C©<Ili95 x 9 5 i a i t » ^ l - S ^ ft5 0 ttfc, DNBR#£/h£tt5B$*iJA*, x ? 7 i f i f j i i | ' 1 . 6 » ) <fc 0 0. 6 &&HX l>5 © it. m%r'&*tzimwi*i<o£feftm&m%i%££r), gE#*s©<sTa*iift3 £»-?**,,

* # & © l f & , Fig.5.3(cat>n5J;-5lc , ^&%.*.fr iW.T'lP* 9 v i*ZxmlWik'MWP mm 5.1%/s UOiX, 3.6 mxm^tz J; 9 K, *$#?-? (ift 'h DNBR icsEBfftTKf* 9 #AE

f;tt© -7 - i? v £#it-r issit K £ #*. h n s 0

5.5 -««»*t#yrMn«*ttff«f

- 3 4 -

JAERI-M 90-043

Fig. 5. 61こ一次系圧力をポす。温度上昇がほとんどないため.最高圧力は1.59MPaとf尽く抑

えられるので，圧力バウンダリの健全性の上での問題はない。

5. 4. 2 COBRA -IV -1によるサブチャンネル解析結果

Fig. 5. 3 -5. 6に示した，入口温度，入LJ流量，圧力，炉心IH力等の過渡変化計算値を COBRA

IV-Iコードの入力値として，炉心内非定常サプチャンネル解析を実施した。但し，入11温度は

変化量が少ないので.一定とした。

熱的に最も厳しくなると予想される。発熱下端から1.6m及び1.7mの高さでのCh1 (シン

プルセル)及びCh2 (ティピカルセル)の質量速度とエンタルビーの計算結果を， Fig. 5. 7及

び5.8にそれぞれ示す。両セルにおける局所質量速度はいずれも入[I質量速度(周jち半径方向、ド

均質量速度)よりも小さくなっている。局所質量速度は軸方向にも変化しており，シンプルセル

では1.6mの位置の}jがより小さく，ティピカルセルでは1.7mの位置の万が小さくなっている。

これは， Fig.4.4に示した定常時の解析結果にも見られるように，シンプルセルの方がグリッド

スベーサの影響を強く受け，スベーサの上流では質量速度が低下し，スベーサの下流では阿復す

るためである。ところで，両セルの水力等価直径は，ティピカルセルの 6.39mmに対し，シン

プルセルでは 5.04mmと小さくなっている。このため，シンプルセルの方が抵抗が大きくなり，

質量速度は小さくなっている。一方，エンタルビーについては，加熱ロッドに固まれたティピカ

ルセルの方が非加熱ロッド(制御俸案内管)を含むシンプルセルよりも高くなっている。

Fig. 5. 9及び 5.10に，それぞれ発熱下端から1.6m及び1.7mの高さでの，ホットロッド表

面熱流束計算値と定常状態で想定される表面熱流東の値を示す。このように，燃料棒内の非定常

熱伝導白j-算により求めた表面熱流束の変化は，瞬時に定常状態に達すると仮定して求めた表面熱

流束の愛化(出力変化に一致)に対して時間遅れを有す。

5.4.3 最小 DNBRの評価

サブチャンヰル解析で得られた局所流動条件を KfK相関式に適用して得られた CHFの値と，

ホットロッドでの局所熱流束との比により， DNBRを求めた。 Fig.5. 7， 5. 8に対応する結果を

Fig.5.11及び 5.12に示す。最高tll力燃料俸における最小DNBRは1.56 (ティピカルセル， l.7m

高さ，事紋発生後 2.2秒)であり，この値は 95x 95設計基準に基づく高転換軽水炉体系での

DNBR制限値1.28 (3.5節)を上阿っており， DNB発止主に対する余裕は確保されていると考え

られる。なお， DNBRが最小となる時刻が，スクラム時実IJ (1. 6秒)より 0.6秒遅れているの

は，前項で述べた燃料榛内の非定常熱伝導効果により，表面熱流束の低下が遅れるためである。

本事故の場合， Fig. 5. 3に見られるように，事故発牛.から原子炉スクラムまでの平均流速減少

率は約 5.7%/6なので， 3.6節で述べたように，本;解析では最小 DNBRに流量低下に伴う非定

常性のマージンを考慮する必要はないと考えられる。

5.5 一次冷却材ポンプ軸固着事故解析

本事故は 3台の一次冷却材ポンプの内台が軸固着を起こして.炉心流量が急速に低下し，

-34-

JAERI-M 90-043

5.5.1 J -TR AC # P « T ^ S

Fig. 5. 13 l c - f t j £ £ P T O * © g { t £ ^ t „ -#:>%£PMtf W i ' © t e a z l e J; >), >1s£;u-y ® a E f i * ^ # < < g T L , * P ^ A l ! a £ * a * t t « l S > t ? S H * 0 74%4-e(STL, * ^ l c ' # f i ( ^ 10B»fflB$^-etiazftffl^65%*rfftTLr^S o fcfc, *fl?#fT?(2i£$tt 2 f?©# >7* i :o i -

Fig. 5.14 ic, &foi\\t>Mk*ml-0 atSoffiTi-J;0, #te£4:j£ 1.1 »«ifif.s-c, -#:>£ ipwat*ffin^tp h 'j -v -7\mzmtu nf-jptnî* i.2}y>Rimjj»]iii/j©^ 15% tx {&Tt6o Fig. 5. 15&CK5.16 KKdmrsfo<0--6Ct%mA&®.ttt.)wmtZ*ta &>L->Wi#: ©S'>lcf|£-5^£|lffi^©(STlcJ;0, - f t # £ P M ^ S . & * i ' ± f ? . l * ' f K A ^ v t S o ctilcff-l>'tP/C>E^/!iftiSl6.36MPa*T±#-ra^, iffltp 1- 'J -J •?&&-> TWvWfcVt Z t]\:J}

5.5.2 C O B R A - I V - l i e J ; £ - * 7 ^ + v*'HSf/rSS Fig5.13~5.16K7nLfc$fi^fc!t&ffi£COBRA-IV-I 3 - K O A ' M i LT, fr'^rt

5.4.2JSi|5|1ilc, fg$fRW>b 1.6m RO* 1.7m OiUST-© Chi (•> >7>Hn\<) RtfCh2 ( f ^ f i M * ) © M a i i S i x y ^ ^ e - f f l l t g i e S * , Fig.5. 17&CK5. 1 8 ^ - e n - t ' n / p

ttiiffi^ftlcoUTIi, •>yy;^•fe^Tli»fEa^^•i!ifeffliiî |i :^1^^1.6m©fii«©^^/J^^ < f t r . T U 5 * i , -r-f f*;Hr; l / -Cli 1.6m i 1.7m O i ^ $ - e O ® * i i K o ^ ( 4 ' h * ^ o * fc,

if-g-lcit^T, S M i i K o - b ^ ^ o M l i ' h S ^ o i ^ M ' t ' - i ; o l > T I J , f- -r b°#;i/-fe/i<©#

Fig. 5.19 &?>' 5. 20 (C, €-ft€'ft3&S*!Ti!W> £ 1. 6m &Z>* 1. 7m ©if & T'©, * •* h n -j Y'M M®mMtmmtfc%VinxmfczftzmmmffiM<»mz<fst0 sftfi3s*#&©t§&i ira fc, mwmn<o$tti$!kfcmm&&Y)*itotz&mMm<amt&, mm^mmemtztmi ix*>6tz%m®m!&comt (.mtimt^so (c*tLTn#p,sjiift**T*0

5.5.3 g'hDNBRCJFffi ± ! r i sh^*£Slc*^< , DNBR i F « S H £ Fig5. 21 &£>•* 5.22 l c**- 0 £ ^ # 8 5 * 4 $ lcfc«tt

Sf i 'h DNBR (i 1.34 (r-f f * ; H j ^ , l . T m I S , <f&S&*JU. 6 fj>) i t £ ^ t l ' 5 o C © fflli 95 x 95 iSiItSfUcS-d < it&teBtgTWPtt&T® DNBR SiJPSffl 1. 28 (3. 5 85) £ ± N o T HS„ DNBR *ifi/hi<£ 5 ^ 1 * 1 , x?7A^f$iJ (1.1S>) «t0 0. 5 S>@nr ^ S O t i , ifuM? ©ct-51;, *P48rt®#£^\*ME«&£fc.fc<5, A E » a £ ^ o f f i T * J i i n s f c * t ? * 5 0

* * & © i f & , Fig5.13 1 c S t . n 5 J : a ( c , »te^4->t>H : f*PXi '7AST"©^te)Bft i iM^

- 3 5 -

J.¥ERI-M 90-043

炉心冷却能力が著しく低下するものである。

5.5.1 J -TRAC解析結果

Fig.5.13に一次冷却材流量の変化を不す。一次冷却材ポンプ l の紬間着により，吋該ルー

プの流量が大きく低下し，炉心入11流量は事欽後 l秒で定格の 74%まで低下し，さらに事故後

10秒の時点では定絡の約 65%まで低下している。なお，本解析では健全な 2台のポンプについ

ては定格運転時の同転数を保持するものとして倣い，炉心流速の低 Fによる健全ポンプ流ほの榊

加は見込んでいない。

Fig. 5. 14に，炉心11¥力変化を示す。流屋の低下により，事故発生後1.1秒の時点で. ー次冷

却材流量低原子炉トリップ信号を発信し，原子炉t1¥力は1.2秒間で初期11¥}Jの約 15%まで

低下する。 Fig.5.15及び 5.16に圧力容器内のー次冷却材温度とrUJの変化をぷす。炉心流量

の減少に伴う冷却能力の低下により，一次冷却材平均温度が上昇しボイドが発牛する。これに「ド

い炉心圧力は最高 16.36MPaまで上昇するが，原子炉トリップによって111力が低下するとrt>JJ

も再び低下し，原子炉冷却材圧力パウンダリの健全性が領なわれることはない。

5. 5. 2 COBRA -IV -1によるサプチャンネル解析結果

Fig5. 13 -5. 16に示した過渡変化計算値を COBRA-IVーIコードの入力値として，炉心内

非定常サプチャンネル解析を実施した。なお，入11温度は変化屋が少ないので，一定と Lた。

5.4.2項と同様に，発熱下端から1.6m及び1.7mの高さでの Ch1 (シンプルセル)及びCh2

(ティピカルセル)の質量速度とエンタルビーの計算結果を， Fig. 5.17及び 5.18にそれそ、れぶ

す。両セルにおける局所質量速度はいずれも入口質量速度よりも小さくなっている。軸方向の質

量速度変化については，シンプルセルでは流量喪失事故の場合と同様に1.6mの位置の方が小さ

くなっているが.ティピカルセルでは1.6mと1.7mの高さでの質量速度の差は小さ L、。また，

本ケースの場合にも，シンプルセルの方が質量速度が小さくなる傾向はあるが，流量喪失事故の

場合に比べて，質量速度のセル聞の差は小さい。エンタルピーについては，ティピカルセルの方

がシンプルセルよりも高くなっている。

Fig.5.19及び 5.20に，それぞれ発熱下端から1.6m及び1.7mの高さでの，ホットロッド表

面熱流束計算値と定:常状態で想定される表面熱流東の値を示す。流昼喪失事故の場合と同様に，

燃料棒内の非定常熱伝導計算により求めた表面熱流東の変化は，瞬時に定常状態に達すると仮定

して求めた表面熱流東の変化 (IH力変化に一致)に対して時間遅れを有す。

5.5.3 最小 DNBRの評価

上記計算結果に基づく， DNBR評価結果を Fig5.21及び 5.22に示す。最高LiI力燃料俸にお射

る最小 DNBRは1.34 (ティピカルセル， 1. 7m高さ，事故発生後1.6秒)となっている。この

値は 95x 95設計基準に基つ.く高転換軽水炉体系での DNBR制限値1.28 (3. 5節)を上阿って

いる。 DNBRが最小となる時五IJが，スクラム時五Jj(1. 1秒)より O.5秒遅れているのは，前述

のように，燃料俸内の非定常熱伝導効果により，表面熱流東の低下が遅れるためである。

本事故の場合， Fig5.13に見られるように，事故発生から原子炉スクラムまでの半均流速減少

-35-

JAEKI-M 90-043

$U±&24%/sik£©T\ 3.5®5©BttMffiTDNB^g|)B^ (Fig.3.5) i; J: ft If, %•) 159* W l£DNBR*iS*l¥ffiLT^«iVftlHld4^*'ift*o StoT, #'^'.f;DNB)^tfflM^»l''] I-.">*,',

it, fcfttiiRtfMte&fVglgKM&mimam&t (iStt 0, DNB o&fcfif 'fiftE Wfe'BIC'f

i , -*^£PW*>ytftH#*&B$lcli, ^^^{4o^5%0^^Hf^'DNBR!);iJPHfift (1.3) iVM-iT^*** 4?®.\t, DNBTM\WlKv\m:t&lc, DNB%'¥&<»Uf8L)$maMPTfii>T<.,8i MMtVZo

- 3 6 -

JM;l~I- 肘I 90 -043

率l土約24%/sとなるので， 3.5節の流量低下 DNI3実験解析 (Fig.3. 5)によれば，約 lS9'hfi

度 DNBRを過大評価している fiJ能性が考えられる。従って. jド定常 DNB解析精度の/I.jlの札

果によっては.-t>:事故の場合には DNB発牛の"J能性が高まるとも考えられる。 IHL. 事政lI'iに

は，定;常時及ぴ運転時の異常な過度変化時の場合とは異なり. DNBの発4牛f自体は!成点tιH何1=を|附11似IL

するものではない。例えば'現行 PWH(九州電力玄海3. 4号炉)の安全評価解析結裂による

と，・次冷却]材ポンプ紬固着事故時には，炉心全体の約 5%の燃料俸が DNBR制限似(1. :n

をドli.]っている園。今後は. DNB予測精度の向上と共に. DNB発性後の温度挙動の解析がili:安

課題となる。

-36ー

JAERI-M 90-043

Table 5.1 Major parameters used in the analys is

I tea Condition

Initial core power 102% of noainal power

Initial core inlet temperature Noainal teaperature + 2.2K (564.410

Initial pressure of priaary systea Noainal pressure - 0.21MPa (15.71MPa)

Initial core Bass flow rate 1.28xl0 4kg/s

Peaking factors Fa = 1.958 (FXY = 1.609, Fz = 1.216)

Reactivity feedback • Fuel-teap. reactivity coefficient • Void-fraction reactivity coefficient [ Based on burn-up calculations 1 I See Table 3.3 J

Core bypass flow through blanket 2% of total aass flow rate

Steaa generator initial conditions Main steaa pressure : 6.IMPa Main feed water flow rate : 455kg/s Main feed water teaperature : 497K

Reactor trip Loss of flow : Low puap speed ( Set point : 92.6% of noainal speed Delay : 0.6 sec )

Locked rotor : Low RCS flow ( Set point •' 87X of noainal flow

Delay : 1.0 sec )

Reactor coolant puap trip t = 0 sec

- 3 7 -

JAERI -M 90-043

Table 5.1 Major parameters used in the analysis

. 、

Itel Cond 1 tlon

Inltlal core power 102"; 01 no・Inalpower

Inltla! core lnlet te園perature No・Inalte・perature+ 2.2K (564.4K)

Inltlal pressure 01 prl圃ans~ste. No・Inalpressure -0.21MPa (16.71MPa)

Ini tial core ・ass110曹 rate 1.28x 104kg/s

Peaklng lactors FQ = 1.958

(Fxy=1.609， Fz=1.216)

Reactlvlt~ leedback • Fuel-telp. reactivlt~ coe11icient

• Yo Id-Iract ion react Iv ity coell Ici ent

See Table 3.3

Core b~pass I10w through blanket 2"; 01 total・ass110w rate

Steal generator Initlal conditions Maln stea. pressure 6.1MPa

Main leed water I10w rate 455kg/s

Main leed water te圃perature 497K

Reactor trlp Loss 01 I10w Low pu・pspeed

( Set point 92.6"; 01 no・inalspeed

Dela~ 0.6 sec

Locked rotor Low RCS I10w

( Set polnt 87X 01 00・loalt low

Dela~ 1. 0 sec

Reactor coolant pu・ptrlp t = 0 sec

nf

90

JAERI-M 90-043

Table 5.2 React iv i ty coeff ic ients used in the analyses

1. Fuel te»perature reactivity coefficient

, . 1 dk.rr Tr (K) - — ( 1 / K )

k dTr

750. -3.26 xlO"6

1050. -2.61 xlO"6

2. Void fraction reactivity coefficient

a 1 d k«rr k d a

0.1 -6.11 xlO" 2

0.3 -5.21 xlO" 2

0.5 -4.62 xlO" 2

0.7 -6.28 xlO" 2

0.85 -1.245X10"1

0.925 -9.88 xlO" 2

3. Coolant teiperature reactivity coefficient

1 dk.rr k dTo

-1.46x10-' ( 1 / K )

- 3 8 -

JAERI -M 90-043

Table 5.2 Reactivity coefficients used in the analyses

1. Fue 1 te圃peraturereactlvltf coe11lclent

Tr (K) 1 dk.rr

lL!!エ」(l/K)

760. -3.26 x 10・5

1060. -2.61 x 10-6

2• Void 1ractlon reactivity coe1ficient

1 dk.rr α

一一k d α

0.1 -6.11 xl0・2

0.3 -6.21 xl0・2

0.6 -4.62 x 10・2

0.7 -6.28 x 10・2

0.86 -1.246xI0・1

0.926 -9.88 x 10・2

s . Coolant te圃peraturereactlvlty coe11lclent

1 d k.rr 一一一一一=-1.46x 10-. (1 /K) k d T。

-38ー

JAERI-M 90-043

Table 5.3 Material properties of fuel rod for COBRA-IV-I input

1) Geometry data Rod diaieter = 9.5m (0 Pellet diaieter = 8. 17 m (0 Cladding thickness - 0. 57 m (0 Gap = 0.095 na (0

2) Material properties of fuel k = Thermal conductivity Cp = Specific heat p = Density

Subscripts MOX = Mixed oxide fuel used in core (Pu02l0 w/o) DUO2 = Depleted uraniun dioxide used in blanket C = Cladding (Zircaloy - 4)

knox is varied with temperature, knox = kro (1 + Ci(T - T„) + C 2(T - T o ) 2 + C 3(T - To) 3}

kro = 2.371 Hf/K.m (1.370 Btu/hr. f t. °F) T = Teiperature (°F) To = Reference temperature (°F) (1898 °F) Ci = -3.7379 x 10" 4

C2 = 2.3302 x 10" 7

C3 = - 2 . 9043 x lO""

Other proper t i e s are constant with respect to temperature.

Cpnox = 336.2 J/kg.K (0. 0803 Btu/ lb . °F)

Pitox = 10147.0 kg/in 1 (633.5 l b / f t 3 )

kouo 2 = 2 . 776 W/K.« (1. 604 Btu /h r . f t. °F)

C P DUO 2 = 324.9 J/kg.K (0.0776 Btu/ lb . °F)

PDUO-, = 10115.0 kg/m' (631.5 l b / f t 3 )

kc = 16.72 W/k.i (9.662 Btu/hr. f t 3 . ° F )

CPC = 374.4 J/kg.K (0.0894 Btu/ lb . °F)

p c = 6514.2 kg/m' (406.7 l b / f t 3 )

3740 in) 3217 in) 0224 in) 00374 in)

- 3 9 -

JAERI -M 90-043

Table 5.3 Material properties of fuel rod for COBRA-IV-I input

1) Geo皿etrydata

Rod dia・eter 9.5回 (0.3740 in)

Pellet dia圃eter 8.17・(0.3217 in)

CI add i ng thi ckness O. 57 JIII (0.0224 i n)

Gap 0.095 .. (0.00374 in)

2) Material properties of fuel

k Ther圃alconductivi ty

Cp Specific heat

ρDensity

Subscripts

MOX Mixed oxide fuel used in core (Pu0210 w/o)

DU02 Depleted uraniu圃 dioxideused in blanket

C Cladding (Zircaloy -4)

kMOX is varied with te田Iperat ure.

kMOX kro {l + CI (T -TO) + C2(T -To)2 + C3(T -To)3}

kro 2.371 W/K. m (1. 370 Btu/hr. ft. Opj

T 丁目聞perature(oF)

To Reference te11lperature (OFl (1898 oF)

CI -3.7379 X 10-4

C2 2.3302 x 10・7

C3 -2.9043 x 10・I1

Other properties are constant曹ithrespect to temperature.

CPMOX 336. 2 J/匂.K (0.0803 stu/lb.oF)

PMOX 10147.0同1m'(633.5 lb/ft3)

kDU02 2.776 W/K.II (1. 604 Btu/hr. ft. oF)

CPDU02 324.9 J/kg. K (0.0776 Btu/lb.oP)

ρDU02 10115.0 kg/m' (631. 5 lb/ft3)

kc 16.72 W/k.. (9.662 Btu/hr. ft 3. OP)

CPC 374.4 J/kg. K (0.0894 Btu/lb.oF)

ρC = 6514.2 kg/m' (406.7 lb/ft3)

-39-

JAERI-M 90-043

Table 5.3 (continued)

3) Fuel-clad gap conductance : hgap

hgap is calculated froa TRAC-PFl nodel :

hgap = hgas + ncontact + hrad

hgas = k g a a / ( A r a a p + S )

k s . s = 0 . 2 7 2 7 W/K.a

A r 0 a P = 0. 095 x 1 0 " 3 n

6 = 4 . 4 x 1 0 " 6 a

h g 9 S = 2 7 4 3 . 5 Hf/n/.K

h c o n t a c t = 0 . 0

hrad = cr F(T? - T* ) / ( T r - Tc)

1

F = - i - t -f_ (_L_ _ 0 E l Re C o

CT = 5 . 6 7 1 0 " 8 w / n f . K 4

Tc = S20 K

Tr = 900 K

e f = 0. 8707

Co = 0. 75

Rr = 4 . 0 8 5 x 1 0 " 3 m

Ro = 4. 75 x 1 0 " 3 a

hrad = 7 1 . 7 W/lrf.K

hgap = 2 7 4 3 . 5 + 0 + 7 1 . 7 = 2 8 1 5 . 2 W/irf.K ( 4 9 5 . 8 B t u / h r . f t 2 . °F)

COBRA-IV-I i n p u t = 500 B t u / h r . f t 2 . °F

- 4 0 -

JAERI-M 90-043

Table 5.3 (continued)

3) Fuel-clad gap conductance hg ・phg ・pis calculated fro圃 TRAC-PFl圃ode1

hg• p hg•• + hoont・ct+ hr1d

hgo. kg../(~ rglp + o)

kg•• 0.2727 W/K.圃

~rg.p 0.095 x 10・3 圃

δ4. 4 x 10・6 圃

hgo. 2743.5 W/rrf.K

hcont ・ct O. 0

hradσF(T: -T~ )~(Tr -Tc)

F

よー +4L〈-L-i〉e r <<0 e 0

σ5.67 10・8 w/rrf.K4

To 620 K

Tr 900 K

e r 0.8707

e c 0.75

Rr 4.085 x 10・3 m

Ro 4. 75 x 10司 3 圃

hr・d=71.7W/rrf.K

hgop 2743.5 + 0 + 71. 7 2815.2 W/rrf. K (495.8 Btu/hr. ft 2 • OF)

COBRA-N-1 input 500 Btu/hr. ft 2 • op

-40ー

BREAK Q

VALVE D FILL PCf l

FILL D S

ST6EN

ACCUM

VALVE Q a m r—-1 i—r-j—i

VALVE I I n FILL FILL

(HPIS) (LPIS)

F I L L Q BREAK (Zero) U

n D VALVE [pa FILL

PRIZER

VESSEL

R

r3 ST6EN

a FILL

I i "^PUMP v \ I i l l

GEE

ACCUM

I , , I C u u n n VALVE

FILL FILL (HPIS) (LPIS)

mc£l VALVE

> 33

Fig. 5.1 Noding schematics of primary loops for J-TRAC analysis

<J BREAK

白口 FILL

~

F I LL (Zero)

ロ州市一」

同日昌

STGEN

口FILL

PR IZER

STGEN

FILL白

』〉開問

]!ζ812ω

自国

VESSEL

VALVE mru

刊かE 口

日国

，t.

T VALVE 且

』田VALVE

Noding schematics of prむnaryloops for J-TRAC analysis Fig. 5.1

JAERI-M 90-043

J30 1 2 3 4

12.5 ( m )

25

Upper Core 24 Support Plate 23

22 Upper Calandria

Bottom Plate 21

20 Upper Core plate jg

Upper Core

Lower Core

Lower Core Plate 3

Nozzle

Level of Loop Seal (5.35m )

0.0 1.5487 2.1868 2.685 2.925 ( m )

Fig. 5.2 Noding schematics of pressure vessel for J-TRAC analysis

- 4 2 -

90-043 JAERI-M

J 10

J26

J IG J36

3 4 12.5 (m)

2

J30

25

Noz.z.le

内

ea--pb

nuF

内

u

、、，，um

'hM

S』

円

。

AU

・phu

(

ai・

v・

ρ』'EM

，、“.

0n

】，‘，..

rDphu

1.9

0.95

10.3

9.3

9.0~

8. 1ーヨシ

6.95

4.55 3.95 3.65 3.05 2.75

AU宮内

d

n

4

n4

町，街角4

e

a'b a

l

p--L'

Fe

みム・

0

r

n

L

O

nv

FanuF

ρ

M

H

M

nvob

nv

HU

21

20

J9

Fhu町内

4内

apo

--

3

2

Upper Calanaria Bottom P I ate

Upper Core plate

Upper Core

Loνer Core

Lower Core Plate

(m)

Noding schematics of pressure vessel for J-TRAC analysis

-42-

0.0

Fig. 5.2

JAERI-M 90-043

1SOQD

0»

o

10000 -

^_ sooo -

2 . 0 4 . 0 6 . 0 T I me ( s )

10.0

Fig . 5.3 J-TRAC r e s u l t s for pump t r i p accident (Core i n l e t mass flow ra te )

3000

2000

o Q.

C c Oi

1000 -

0 -0 2 -0 4 -0 6 . 0 T l i n e ( 8 )

8 .0 10-0

Fig . 5.4 J-TRAC r e s u l t s for pump t r i p accident (Reactor power)

- 4 3 -

90-043 JAER[-M

15日日日

10日日目

【

園

、

au---HFOL

，。一恥 5日日日

圃圃

U2

00・0 10.日8.0

J-TRAC results for pump trip accident (Core inlet mass flow rate)

4.日 6.0

T I me [s I 2.日

Fig. 5.3

3日日日

2000

1日O日

H-F2 】

L--FoaLOHFHHr島区

l日.日8.0 4.日 6.0

Tlme [8】

nu -

nu

内

U 2.0

J-TRAC results for pump trip accident (Reactor power)

nd

aaE

Fig. 5.4

JAER1-M 90-043

o L. a a. E a

650

h - + 1 ^

SSO

upper plenui 1- H

core A

A-© © e e- — © ©-

lower plenui

o.o 2.0 4.0 6-0 TI me (a )

B-0

-©-

Fig. 5.5 J-TRAC results for pump trip acrident (Coolant temperatures in pressure vessel)

o

3 <a a o

10.0 0 . 0 2 . 0 4 . 0 6 . 0 TI me ( s )

8 .0 10.0

Fig . 5.6 J-TRAC r e s u l t s for pump t r i p accident (Pressure in core)

- 4 4 -

90-043 JAERI-M

650

upp申rplenua

5日ロトー+一一一十一一ー←一一+一一一一一一+ーー一一一一一+一一ーーー一一

core ・4・ー---b-----企，ーーーー会一一ーーーー-A__

]一一一一一一-6-一一一一一品.

モテfl、

)

lower plenu・fe-550

【単

}

@

L

コ一F

ロιaaEe」「

50日日.日 l日.日日.0

J-TRAC results for pump trip acrident (Coolant temperatures in pressure vessel)

4.0 6.0

T I me (B)

2.0

Fig. 5.5

ー-6-ーー

2日.0

15.0

【ロL2】

@Lコ園田

@ιL

10.0 0.0 10.0 8.0

J-TRAC results for pump trip accident (Pressure in core)

-44一

6.0

( s I 4.0

Tlme 2.0

Fig. 5.6

JAER1-M 90-043

_ A -1 .6 M 1 .1 M H— INLET

2 5 0 0

^ 2000

x 1500

to en en

"l I i i I i r~ i r~

i n n n i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i

G.O 0 . 5 1-0 1.5 2 . 0 2 -5 3

HCPWR-PUMP TRIP C0RE=0.6(M) X 2 BLK =0.31 Ml X 3 DROD = 9.5 MM DCR = 11.0 MM PITCH=11.7 MM EPRI VOID MIX. C0EF.=0.0 CH II THIMBLE! (TRRCJ2)

TIME (S

>-Q_

1700

1650

1600

d 3Z 1550

150

i i i i i i i i i i i i i HCPHR-PUMP TRIP CQRE=0.BIM) X 2 BLK =0.3(M) X 3 OROD = 9.S MM OCR = .1.0 MM PITCH=11.7 MM EPRI VOID MIX. COEF.=0-0 CH It THIMBLE] ITRRCJ2)

V. I ' l l ' ' ' ' I I I I I

0 0.5 1.0 1.5 2-0 TIME (S)

2.5 3.0

Fig. 5.7 COBRA-IV-I results for pump trip accident (Thimble cell)

- 4 5 -

JAERI-M 90-043

ーベDー 1.6 M 一寸一一 INLETー-a- 1.7 M

2500"~----T" ~--'-T ， 1 TT' ， 1 HCPWR-PUMP TRIP CORE=0.6(Ml X 2

日LK=日 .3(MlX 3 E¥』z 1附ぞ2000

DCR = 11.0 MM

o P ITCH= 11 .7 HH

注= EPRI VOIO

門IX.COEF.=O.O

ヘ去、ョ jU111T E (TRACJ2l

(J)

(J)

a: 正二

1oo~ 。0.5 1 .0 1 .5 2.0 2.5 3.0

TIME (SJ

一-(!}ー 1.6 門

-a一一 1.7 M

1700 L ""-f""-r'-"----r" '-.TI TTT， HCPWR-PU門PTfllP COflE=日.6(円1X 2

日LK=日 .3(H)X 3

皇1650OROD 自.5HM

、、 DCR =‘ 1.日 HHJ P ITCH= 11 .7 HH 注=

EPRI VOI日

〉ー 1600 円IX. COEF. =0.0 。ー一」 CH I [TlU門BLEla: l1RACJ2】Zこ

~ 1550 比」

15OE.0 0.5 1 .0 1 .5 2.0 2.5 3.0

TIME (SJ

Fig. 5.7 COBRA-IV-I results for pump trip accident (Thimble cell)

-45-

JAER1--M 90-043

—O— —A—

1 .6 M 1 .7 M INLET

2500

(M

5P 2000 cS * :

X 3

1500

co cn cr

100 %

J_

HCPMR-PUHP TRIP C0RE=0.6IM) X 2 BLK =0.3(11) X 3 DROD = 9.5 MM DCR = 11.0 MM PITCH=11-7 MM EPRI VOID MIX. C0EF.=0-0 CH 2 (TYPICAL! (TRRCJ1)

0 0-5 .0 1-5 2-0 T I M E ( S )

2 . 5 3 .0

1 . 6 M 1 . 7 M

1700

g 1650

1600

cr 1550

LU

150C

T I I I I | I I I I | I I I I | I I I I | I I I I | I I I I I H C P H R - P U M P T R I P

C0RE=0.6(M) X 2 BLK =D.3IM) X 3 DROO = 9-5 MM DCR r 11 .0 MM PITCH=11-7 MM EPRI VOID MIX. COEF-=0.0 CH 2 (TYPlCflL) ITRRCJ1)

i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i

0 0.5 1.0 1-5 2.0 2-5 3.0 TIME (S)

Fig. 5.8 COBRA-IV-I results for pump trip accident (Typical cell)

-46-

2500

N E二

の 2000¥、

o :xご

x ニコ---l 1500 LL

(f)

(f)

亡E王二

1700

21650 ¥ つ::.::::

〉ー 1600(L

ー」ロ:工

~ 1550 比』

ーぐ〉ー一-a-

0.5

一ぐ〉ー一ー企-

1.6門1.7 M

JM~RI--M 90-043

一→一ー lNLET

HCPHR-PUHP TRIP

CORE=O.SIMI X 2

日LK=O.3IHI X 3

日R日日 9.5 HH

日CR= 11.0 HH

PITCH=II.7 HH

EPRI VOI日

HIX. COEF.=O.O

CH 2 I TYPIC日LJ

(TRACJl J

1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 TIME (S)

1.6門

1.7門

HCPHR-PUHP TRJP

CORE=O.6IH) X 2

日LK =日 .3IH) X 3

OROO 9.5 MM

OCR = 11.0 MM

PITCH=II.7 円円

EPRI V白I日

MIX. COEF.=O.O

CH 2 11 YP IC日Ll

I TRACJ1 )

150旦0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

TI門E(S)

Fig. 5.8 COBRA-IV-I results for pump trip accident (Typical cell)

-46一

JAERI-M 90-043

1 .0

~ 0 .8 CM

\ 0 .6

x 0.4

^ 0 .2 UJ

I ^ I * - J i i ' i i i 1 i ' ' ' I ' ' ' ' I - ! — L i i I ' ' i '

1 . 6 M TRANSIENT STEADY-STATE

\ -

n n i ' i i i i I • • i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i i TJ.O 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3-0

TIME (S) Fig. 5.9 Rod surface heat flux for pump trip accident

at elevation 1.6 m (COBRA-IV-I result and steady-state heat flux)

1 .0

^ ° " 8

0.6

0.4

£ 0 - 2

°-%

I I I I I I I I I I I I I I I I—I I I I I

1 . 7 M TRANSIENT

\ - - STEADY-STHTE

I I 1 1 I I t I I \ | I I I I 1 I I | I 1 I | ) I I f t I

.0 0 - 5 1.0 1.5 2 . 0 2 . 5 3 - 0 TIME ( S )

Fig. 5.10 Rod surface heat flux for pump trip accident at elevation 1.7 m (COBRA-IV-I result and steady-state heat flux)

-47-

1 .0

お0.8芝=、、=豆~ 0.6

x

ヨ0.4l.L

トー

E 0.2 3ご

JAERI-M 90-043

1 .6 門

一一一一 TRANSIENT一一一 STE円DY-ST円TE

、、、、¥

¥ ¥ ¥ ¥

0.5 1.0 1.5 2.0

TIME (5)

¥ ¥ ¥ ¥ ¥ L 1

1

¥ ¥ 1 ¥

3.0


1 .0

日0.8E二¥、玄

~ 0.6

x 三0.41ι

トー

E0.2 コ二

1 .7 門

一一一一 TR円NSIENT一一一 STEADY-STATE

、、、、¥ 、、

¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ 1 ¥ ¥ ¥ ¥ ¥

Dも.0 0.5 ・o ・5 2・o 2・5 3.0

T1門E(5)


-47-

JAERI-M 90-043

2-0

" d A d d d

1 .5

1 -

i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i

4 « 6 « 6

6

O 1 .6 M A 1 .7 M

CHF CORRELATION : KFK (SP.Y.)

i i i i I i i i i I i i i i 1 i i i i I i i i i I i i i i

TJ.O 0-5 1.0 1.5 2-0 TIME (S)

HCPWR-PUMP TRIP C0RE=0.6IM) X 2 BLK =0.31 H) X 3 OROD = 9.5 MM DCR = 11.0 MM PITCH=11.? MM EPRI VOID MIX. COEF.=0.0 CH 11THIMBLE) (TRflCJZ)

2.5 3-0

Fig . 5.11 DNBR ana lys i s r e s u l t s for pump t r i p accident a t Thimble ce l l

2 . 0

( 1

1 .5

i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i

O

A A O CD O

^ ° o 0 o 0 ° A * A ° A A A A A

O A

1 . 6 M 1 . 7 M

CHF CORRELATION : KFK ( S P . Y . ) i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i

HCPWR-PUMP TRIP C0RE=0.BIM) X 2 BLK =0.3(M) X 3 DR0D = 9.S MM DCR = 11.0 MM PITCH=ll-7 MM EPRI VOID MIX. COEF.zO.O CH 2 (TYPICAL) ITRRCJ1)

'TJ.O 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 TIME (S)

Fig. 5.12 DNBR analysis results for pump trip accident at Typical cell

-48-

90-043 JAERI-M

HCPWR-PUHP TRIP

CORE=O.6IHI X 2

BLK = 0 .31 H 1 X 3

OR日日 9.5 HH

日CR 11.日 HH

PITCH=ll.; HH

EPRI VOIO

HIX. COEF.::O.O

CH 1 I THIHBLE 1

ITRACJ21

e e @ ~ d e 6

6

AU

AU

AU

AU

AU

AU

2.0

}

区1.5αコz Cコ

1.6 門1 .7門

。企

3.0

KFK (SP. Y. )

2.5 1.0 1.5 2.0

T1門E(5)

CHF C日RRElATION

0.5 1 ・も .0

DNBR analysis results for pump trip accident

at Thimble cell

Fig. 5.11

HCPWR-PUHP TRIP

CORE::O.6IHI X 2

BLK ::O.3IHI X 3

DROD = 9.5 HH

日CR 11.0 HH

PITCH=II.7 HH

EPRI VOID

円IX. COEF.=O.O

CH 2 I TYPICALl

ITR円CJ1J

2.0

。&

。企O企。A

。(!) (!)

a a 企

o o A

A

0

a

。企

。。企 a

O A

a::: 1 .5 αコz Cコ

1.6 門1. 7 M

O A

3.0

KFK (SP. Y. )

2.5 1.0 1.5 2.0

T1ME (5)

CHF CORRELATlON

0.5 1 ・も.0

DNBR analysis results for pump trip accident at Typical cell

-48-

Fig. 5.12

JAERI-M 90-043

15000

eg

o L.

* o

laooo

„_ 5000 -

a a o

0.0 2.0 4.0 G.O T i m e ( s )

10.0

Fig . 5.13 J-TRAC r e s u l t s for locked ro tor accident (Core i n l e t mass flow ra t e )

3000

2000 -

ID

* a a. c o

4 J u a a

1000

4.0 6.0 T i m e ( s I

8.0 10.0

Fig . 5.14 J-TRAC r e s u l t s for locked ro tor accident (Reactor power)

- 4 9 -

90~043 JAERI~M

15000

100日日

【園、

oa】

gHOL

500日-O一恥

骨

圃

02

日日.日 10.0 8.日

J-TRAC results for locked rotor accident (Core inlet mass flow rate)

4.日 6.0

T 1 me (s 1 2.0

Fig. 5.13

3日日日

2日目。

1000

一--F2

】

L園言。

aιoUFOロeg

円

u-nu

nu 10.0 8.0

J-TRAC results for locked rotor accident (Reactor power)

-49-

4.0 6.0

Tlme 【s1 2.日

Fig. 5.14

JAERI-M 90-043

£. 3

O Q. E O

650

500

5S0

500

upper plenui

. A- -A" A- core — A -

&.—-5 e e © ©-lower plenui -e- -e-

4.0 6-0 TI me (e )

8.0 10.0

Fig. 5.15 J-TRAC results for locked rotor accident (Coolant temperatures in pressure vessel)

o Q.

a c 3 a a a L.

20-0

15.0

10-0 0.0 2.0 4.0 6.0 TI me (s )

8.0 10.0

Fig. 5.16 J-TRAC results for locked rotor accident (Pressure in core)

-50-

90-043 JAERI-M

65日

upper plenu圃

600ト+一一一+一一一←一ー一十一一一一→一ーーーーー→ーー一一ー一寸~ーーーcore

会一一会一一「島一一--6一一一---b‘ ・ー・.--ー--句『晶ー-一一ー-ー-ー&ー一一一ー

-6-唱-6-lower plenu.

e -e -eト

550

【

v--eιコ判ロι圃aEeト

500 0.0 10.0 日.0

J-TRAC results for locked rotor accident (Coolant temperatures in pressure vessel)

4.0 6.0

Tlme 【由}

2.日

Fig. 5.15

20.日

15.0

【ロL2】

@ιコ

個

個

@LL

10.0 日.日 1日.08.0

J-TRAC results for locked rotor accident (Pressure in core)

-50一

4.日 6.0

T I me {B I 2.0

Fig. 5.16

JAERI-M 90-043

1.6 M 1 .7 M INLET

2500 HCPHR-LOCKED ROTOR

C0RE=0-61M) X 2

BLK =0.31M> X 3

DROD = 9.5 MM

DCR = 11.0 MM

PITCH=11.7 MM

EPRI VOID

MIX. COEF.=0.0

CH KTHIMBLE)

IL0CK2)

i n i i i i i i • i • i i i i i • i » i • i i i i i i i i i i i i

TJ.O 0 . 5 1.0 1-5 2 . 0 2 -5 3 -0 TIME ( S )

1 . 6 M 1 . 7 M

1800

1700

>-D_

x:

1600

1500 -LU

140

T i i i |—i i i i—I i I i i I i i i i i i i i i I i i i r

' ' • ' I i i i I i i i i I i i i i I i i i

HCPWR-LOCKED ROTOR

CORE=O.B(H) X 2

BLK =0.3(H) X 3

DROD = 9.5 MM

DCR = 11.0 MM

PITCH=11.7 MM

EPRI VOIO

MIX. C0EF.=0.0

CH KTHIMBLE!

(L0CK2)

TJ.O 0 . 5 1.0 1-5 2 . 0 2 -5 3-0 T I M E ( S )

Fig. 5.17 COBRA-IV-I results for locked rotor accident (Thimble cell)

-51-

JAERI-M 90-043

-<!)-ー 1.6門ー-a-ー 1 .7門一寸ーー INLET

2500I '-'-'-~-I-' I ， -'-'T'--'-" I 1 ' .--.--.HCPHR・-LOCKEOR日T日RCORE=日-61円】 X2

RιミN芝~ 2000 ~、肖』

BLK =0.3CHI X 3

10R皿 9_5附

DCR = 11.0 HH

PITCH:1I.7 門門

EPRI VOI日

~ 1500 ~ ~ HIX. COEF.::O.O

CH IITHIHBLEI

(LOCK21

u)

u)

仁E芝こ

0.5 1 .0 1.5 2.0 2.5 3.0

TI門E (5)

-<!)-ー 1.6門ー-a-ー 1.7 M

1800r'-'-'-'-I '-'-'I"-"~' '--'1"" I HCPHR-L日CKEDR日T日RCORE=日.6(111X 2

BLK ::0.3 C 11 1 X 3

21700 DR口口 = 9.5 1111

、、日CR:: 11.日 1111J PlTCH=!!.7I1M 注=

EPRI VOID ト 1600

円IX.COEF.=O.日

ローー」 CH lCTHIMBLEI Gご CLOCK21 コ=足1500比」

140も.0 0.5 1 .0 1 .5 2.0 2.5 3.0

TIME (5)

Fig. 5.17 COBRA由 IV-Iresults for locked rotor accident (Th1mble cell)

民JV

JAERI-M 90-043

-G>- 1.6 M -A— 1.7 M INLET

2500

CM

<? 2000 en

1500

(n (n cr

100 %

i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i

-@r-

i i l i I l l i _L I i

HCPWR-LOCKED ROTOR

CORE=0.6IM> X 2

BLK = 0 . 3 1 M ) X 3

DROD = 9 . 5 MM

OCR = 1 1 . 0 MM

P I T C H = 1 1 . 7 MM

EPRI VOID

M I X . C 0 E F - = 0 . 0

CH 2 [TYPICAL)

(L0CK1 )

0 . 5 1.0 1.5 2 . 0 T I M E ( S )

2 . 5 3 .0

_ _ A -1 . 6 M 1 . 7 M

1800

1700

>-1600

UJ

1500

i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i

J 4 Q Q I • ' ' ' I ' • ' • I • • • i I i i i i I i i i i I i i i i O . C

HCPHR-LOCKED ROTOR

C 0 R E = 0 . 6 ( M ) X 2

BLK = 0 . 3 ( M ) X 3

DROD = 9 . 5 MM

OCR = U . O MM

P I T C H = 1 1 . 7 MM

EPRI VOID

M I X . C O E F . = 0 . 0

CH 2 (TYP ICAL)

(L0CK1)

0 . 5 1.0 1.5 2 . 0 2-5 3 .0 T I M E ( S )

Fig. 5.18 COBRA-IV-I results for locked rotor accident (Typical cell)

-52-

JAERI-M 90-043

一〈予ー 1.6 門-a- 1. 7 H 一→一一 INLET

2500ro-' ，・ r-"'~' ，，， ' "，-，，_.--.-. ， ' ， I I IHCPHR-LOCKED ROTOR

CORE=日.51門1X 2

BLK =日 .31111 X 3

。豆ぞE三2=寸・三32 0 0 0 1 1L Rt問F¥ 、司k

1 0 R O B s s m DCR 11.0 MM

PITCH=l1.? MM

EPRI V口I日

MIX. COEF.=O.O

CH 2 [TYPIC円Ll

[L日CK11

Uコ(f)

a: 王=

100も.0 0.5 1 .0 1 .5 2.0 2.5 3.0

TIME (5)

-c:トー 1.6 門-a- 1. 7 M

1800ro-' I I T-'---.-rTT" I I 1 '" ~ HCPHR-L口CKEDROTDR

CORE=0.6(M) X 2

日LK=0.3[11) X 3

宣1700DR日日 = 9.5 MM

、、 DCR = 11.日 MM-，

PITCH=II.1 MM 注=

EPRI VOI日

〉ー 1600 MIX. COEF .:0.0 a.... 一」 CH 2 (TYPICALl a:

[LOCK1J 立こ

~ 1500

比』

140も.0 0.5 1 .0 1 .5 2.0 2.5 3.0

T1門E(5)

Fig. 5.18 COBRA-IV-I results for locked rotor accident

(Typical cell)

-52ー

JAERI-M 90-043

CM

1 .0

0.8

0.6

x 0 . 4

0 . 2 -

0 .

~* -\—i E -| i I i - L l T 1 T T~T n i ] i r*i i i i i i r

1 . 6 M TRANSIENT STERDY-STRTE

n I i i i i l i i i i l i i i i I

D.O 0 . 5 1.0 1.5 2 . 0 2 . 5 3-0 TIME ( S )

Fig . 5.19 Rod surface heat flux for locked ro tor accident a t e levat ion 1.6 m (COBRA-IV-I r e s u l t and s t eady-s t a t e heat flux)

1 .0

^ ° - 8

0 . 6

x 0 - 4

£ 0 . 2 ^

~T i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i r

1 . 7 M TRANSIENT

- - STERDY-STRTE n n i ' ' ' i I ' . ' ' ' ' ' ' ' ' . . ) , „ ' , , , ' i i I i i

D.O 0 . 5 1.0 1.5 2 . | I . I . I 1 I I

0 2 . 5 3 . 0 T I M E ( S )

Fig. 5.20 Rod surface heat flux for locked rotor accident at elevation 1.7 m (COBRA-IV-I result and steady-state heat flux)

-53-

1 .0

ζ0・8芝二¥、ヱL 0.6

x

ヨ0.4LL

ト-

E0.2 工

‘、¥ ¥

¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ 1 ¥ 1 1 1 1

」

、、ーーーーーー

JAERI-M 90-043

1 .6 門

一一一一 TRANSIENT一一一 STEADY-STATE

0.5 2.5 3.0 1.0 1.5 2.口TI門E(S)


1 .0

日0.8L 、、=玄L 0.6

x

ヨ0.4LL

トー

E O .2

コ=

『¥¥

¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ ¥ 1 1 L 、、-

1 .7 門

一一一一 TR円NSIENT一一一 STEADY-STATE

。も .0 0・5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 T1門E(S)


何凡M

F内U

JAERI-M 90-043

2 . 0

()

. 6 1 .5

i i i i i i i i i I i i i i T T i i i i n r i • ' ' • i

O 1-6 M A 1 . 7 M

CHF CORRELHTION i KFK

6 © is a is ©

©

l-i:

HCPHR-LOCKEO ROTOR C0RE=0.6tM) X 2 BLK =0.3(11) X 3 DROD = 9.5 MM OCR = 11.0 MM PITCH=11.7 MM EPRI VOID MIX. C0EF.=0.0 CH UTHIMBLEI (L0CK2J

• • i • I i i i i I • i i i I i i i i I i i i i I i i i i

0 0 . 5 1.0 1.5 2 . 0 2-5 3-0 T I M E ( S )

Fig. 5.21 DNBR analysis results for locked rotor accident at Thimble cell

2 . 0

a

1 .5 -

i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i

O 1-6 M A 1 . 7 M

CHF CORRELRTION i KFK

O A

O

o A 0 o

A O <r> ~ O A A O O Q O O A

A A A A

2

X

HCPHR-LOCKED ROTOR CORE=0.6(M) X 2 BLK =0.3(M) X 3 DR00 = 9.5 MM DCR = 11.0 MM PITCH=11.7 MM EPRI VOID MIX. C0EF-=0.0 CH 2 (TYPICAL) (L0CK1)

i i i i I i t i t I i i i i I i i i i I H I , I , I I I i i i

0 0 . 5 1.0 1-5 2 . 0 2-5 3-0 T I M E ( S )

Fig. 5.22 DNBR analysis results for locked rotor accident at Typical cell

-54-

2.0

a:: 1.5 α3 z Eコ

1 ・~:-O

。企

JAERI-M 90-043

1.6 M 1.7 M

CHF C日RRELATION I KFK

e e e th e --e

e

0.5

百 cl lC!iI lC!iI lC!iI ~‘'

1.0 1.5 2.0 2.5 TIME (S)

HCPWR-L日CKEDROT日R

CORE=日.6IM) X 2

日LK=日 .3IM) X 3

OR日日 = 目.5MM

日CR= 11.0 MM

P ITCH= 11 .7 MM

EPRI VOID

門IX.COEF.=日.0

CH lITHIM自LE)

IL日CK2)

3.0

Fig. 5.21 DNBR analysis results for locked rotor accident

at Thimble cell

2.0

。 1.6 M 企 1.7 M

CHF CORRELATION ， KFK

。。(!) a

A ( !)企

白 A ①(!)a z ~ ~ A ~ ~品 0企 ①(!) :;;: Cコ a a

l-b.0 0.5 1.0 1.5 2.0 TI門E (S)

2.5

HCPWR-LOCKEO ROT日R

CORE=口.61111X 2

BLK 日.3IM)X 3

OR目。=9.5 MM

OCR = 11.0 MM

PITCH=ll .7 円円

EPRI VOIO

阿IX.COEF.=O.O

CH 2 (TYPICAL)

(LOCKI)

3.0

Fig. 5.22 DNBR analysis results for locked rotor accident

at Typical cell

-54一

JAERI-M 90-043

6 . | p m

(1) C»BRA-IV-I-*7*+>*^!fttf3-K£KfK©H#jftffi£ (CHF) ftiMi^fflft •ST, Ji¥r.M^Di!iiSieSlS**P©DNBRW8f*tt-5fc»ffl#S*g8^Lfc0 KfK frlH

Ait, ffim-emmitz'mm ( 4 * ^ 7 * 0 . , K> cHF^r'-^st/Beuisirf-yjOTft B»f©20*D.y KCHFSaSf-*£fflUTfciELfco * 7 > + ^ * ^««f l-H|v^?16^3S Ktf^'J -y Kx-<-*E2Hf£ffiBcli, i ^ i a O S i E L / : , , *fc, KfK fflMi^HJ^T, $#© 95 x 95 mmmizm-i < «'h DNBR *i]i8ii*#«>, 1.28 &mz0

(2) * ^ S * ^ ^ 3 f e B # © DNBR M\ftfcilffl L fcfeU, ft'h DNBR ©fp-flffli L X 1. 66 * *Sfc„ z®mt, •r7?+y*»'(8Vria3t)6&&&8.<D%W Ob2%) H i L t f c , DNBR«iJPBtt*+^±lal- 3T*5 0, *«P©^^>!feB#lc(iDNBRWfi±fflR5)giliSft^C i

(3) ft*£!g;Mp©$£fFffi*P#f l - f f i f f lJ f tTOSOimma^^WiKSL^M-zi^ tzWftZz #©fc£-If, fiaâin-KJ-TRACi-ffl^T, » W l c K L l . ^ f f i l i < £ ' 5 - - * ^ £ P W *

£ 0 DNB»«f*HJfeLfc*S*. * ' h DNBR © § ¥ « ! £ L T * f t * ' f t 1. 56 SO* 1.34 £ ® fc„ Cint.©fi/hDNBR©fflli^-rnfe±^©DNBR$iJffi<t*±|u]orfci9, W r P W R ©SW^î i tgc L T fc^ttoffiT-^fcfiAîyjlIti*. i;« ^ i # * * n *„

^ © P i l i L T I i , CHFfflBHS:&O f*7 r^+i'*'HB#f©^S©P]±t-J;i9, &ft&*§©

tt«ftWfc0>«Wr*>ffi.\ K(Eft«*^1**fflll(uk*I^«ttPJIII©W9J**^Si?*«. i fc , &*tt#5&£B#© DNB ;?ii]â©ftHtt*iS]±$#s-ijgt,«,£<,

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*fc, COBRA-IV-I 3 - K©Ay fJ*7-*^©fPJSlc|3|LT«|ffi>t;^^«^fcAffl^'f:T.'T:g|5

- 5 5 -

JAERI-M 90-043

6. 結論

(l) COBRA -IV -1サプチャンネル解析コードと KfKの限界熱流束 (CHF)相関式を紺《

せて，扇平三重炉心型高転換軽水炉の DNBR解析を行うための手法を開発した。 KfK相l関

式は，原研で実施した小規模 (4本及び7本ロッド)CHF実験データ及びBettis原子}J研究

所の 20本ロッド CHF実験データを用いて検証した。サブチャンネル解析にgJ，、る混合係数

及びグリッドスベーサ圧力損失係数は，実験により決定した。また. KfK相関式を問いて，

従来の 95x 95設計基準に基づく最小 DNBR制限値を求め. 1. 28を得た。

(2) 本手法を定常運転時の DNBR解析に適用した結果，最小 DNBRの評価値とし L 1. 66を

得た。この値は，サプチャンネル解析における混合係数の影響(約 2%)を考慮Lても.

DNBR制限値を十分上回っており，本炉の定常運転時には DNBR制限上の問題は無いこと

が明らかとなった。

(3) 従来型軽水炉の安全評価解析に使用されているのと同様の保守的な仮定に基ついた解析条

件のもとで，最適予測コード J-TRACを用いて，熱的に厳しい状況となるー次冷却材ポ

ンプトリップ事故時及び一次冷却材ポンプ敵国着事故時の熱水力挙動を計算し. 11)の手法に

より DNB解析を実施した結果，最小 DNBRの評価値としてそれぞれ1.56及びl.34を得

た。これらの最小 DNBRの値はいずれも上述の DNBR制限値を上阿っており，現行 PWR

の解析結果と比較しでも安全性の面で特に重大な問題は生じないと考えられる。

今後の課題としては.CHF相関式及びサプチャンネル解析の精度の向上により，熱的余裕の

定量的評価の信頼性を高め，炉の高性能化設計に反映することが望まれる。さらに，より広範聞

な事故事象の解析も行い，高転換軽水炉特有の熱水力工学的な問題の解明が必要である。また，

急激な非定常時の DNB予測手法の信頼性を向上させる必要もある。

謝辞

本研究の遂行に際して，指導と激励をいただいた，日本原子力研究所原子炉工学部金子義彦部

長及ひ'平岡徹次長に感謝いたします。

本研究において使用した入力データ作成に際して，有益な助言と討論をいただいた，日本原子

力研究所原子炉工学部原子炉システム研究室石黒幸雄室長及び奥村啓介氏及び同所燃料安全工学

部杉本純氏に感謝いたします。

また， COBRA-IV-Iコードの入力モデルの作成に関して御協力いただいた九州大学工学部

岡本拓男氏に感謝いたします。

ED

rD

JAERI-M 90-043

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7 7 7 ?-li3£{tLTV'S 1^4. /M£gSfUfcTlit©77?7 -fe#«-f S £ > S A ^ t 5 t #

<t>c (10 6 Btu/hr . f:*) = A + B ^ H i C+ZYY'

. = 0 .25GD^FiQ, 1+Q 2 F 2 GD(Y ' ) 0 3

B = 0.25 GD

r _ Q < F 3 ( G D Y ' ) ° 5

c = c ' v [ 1 + TriJ CCX-, 4Hi= \ P # 7 ' ^ - ^ K ( B t u / l b )

Z = AnA>t>fflffiXt ( in ) Y = tt£|fi]ft»EJ|iatfJ',f7*-*

" [iô 2 ^0 / ;

Y ' = * 7 ' ^ + y*.»M ^ ^ ' 7 « 7 ? » - ( S I )

D = FpD h

Dh = *'C>-9- 7 > +• V # ^ T j U f f i i l g ( in )

F P = ?m.nn&-h%K-? 719- ( a 2 >

P r = 10"3 P : P = E * Cpsia )

F i = P r

0 9 8 2 e x p [ 1.17 ( l - P r ) )

F2= P r 0 8 4 1 exp[ 1.424 ( 1 - P r ) )

Fa= P r I M 1 expC 1.241 ( l - P r ) J G = K * 2 S ( 1 0 6 l b / f t J - h r ) i = m&comm (Btu/ib)

- 5 9 -

JAERI-M 90-043

付録 A DNBI平価式

KfK相関式

文献 M.Dalle Donn邑 andW. H個 e，Critical H邑atFlux Correlation

for Triangular Arrays of Rod Bundles with Tight Lattices，

including the Spiral Spacer Effect， Nuclear Techn010gy Vol.71

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本式は. Bowringが開発したWSC-2相関式の形状パラメータ及びスベーサファクター

を，帯電密格子炉心のパーンアウトデータを用いて再定義したものである。ほお.本式は，流路

シュラワドの効果のはい三角配列格子の中心サプチャンネルのみに通用される。また，原論文

では大規模集合体への適用を目的としているのでWSC-2式のガブチャンネルインバランス

ファクターは考慮していはいが，小規模実験では乙のフ 7 クターも考慮する必要が生じると考

えられるので，本ファクターを入れた形で収録する。

世c(106Btu/hr. f~2) = ~土B .d旦LC + Z YY'

A =...Q.25 GD.l FIQI 1 +Q2F2GD(Y')匂

B 0.25 GD

C =QJ31DWS

r. Y-1 1 C C'V I 1 +一一一一|L. 1+GJ

乙乙で..dHi =入口すプクール度(Btu/lb )

Z 入口からの距舵(in )

Y 紬Jj向熱流束分布パラメータ

= [を 1日叶/o

Y'=ザプチャンネルインバランスファクヲー(注 1)

D Fp ~h

Dh =中心サブチャンネル水力等価直径(jn)

Fp =半径Jj向出力分布フ 7クター(注 2)

Pr = 10-3 P P =圧力(psia )

FI = PrO.9B2 exp (1.17 (1-Pr))

F2冨 PrO.8Uexp ( 1.424 (1 -Pr))

F3 = Pr1.851 exp ( 1.241 ( 1 -Pr))

G 質量速度 (106Ib/ft2・hr)A 蒸発の潜熱 (Btu/lb)

ng

r内uv

JAERJ-M 90-043

1&#7T99-QI. QS. Qs. Q4li=ftfe?SBffifc?^<&fcfc^Tli&©fiI<>:''«iSo

Qi = 1.748 , Q2 = 7.540 . Q3 = -1.0 . Q4 = 8.783

(1) #*V ~j K^ "-•*>• ( Bett is Atomic Power Laboratory O f - ? ) V = - 0.252 - 2.789 exp ( - 3.874 G )

+ 1.915 e x p ( - 0.234 G) (2) *>*•< 7 • " ' * '< ~1T

tztzl. o -j K f 7 f - / D •> Kg ( p / d ) = 1.051. */•?•< 7 ^ ^ ^ - l r O t t ^ | S ] f , ; , ^ / o . y K S ( H / d ) = 1 3 . 6 4 0 « S ( 3 o y f T ^ f © f - ? )

V= 1 - [0.336 +0.09G-0.697 exp(-2.68G) J (3) (2)Jilft© p/d. H/diOÂ'O^^^-t

1.02 + y*/i/rtii:(SRf^nrP5«ifi/-+7'5:- + >' wurt-e^±Lfceia = 0.25GDb(H-Hi)/( J* 0dz)

• r a ^ * , , * • , h*7 ' f -+ y j * i 3 - * K f + y * ^ * * B t ® L r o 5 » g & i c i i . fj t T Y ' < l , t t t - Y ' > l i « S „ «±s. |5]-f tJ t t^7 '^+ y*Â*^JS<iaScL T ^ S « £ l c i i Y ' ~ 1 i « 6 .

C C t , GSCXHii-f 7'^+y*;i-PfTlc«fct»*»5o ( S 2 ) * s ^ ( S j t b + j » ^ 7 7 ^ ? - : F P

F P fi£y<x K ^ i c ^ - r 5 * g ^ l ° ] f - + y ^ 7 T ^ ? - - e t i « < . &g-f £-9-7>

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F „ = ( 3 1 + 3 2 + 3 3 ) r i / ( a i n + 3 2 T 2 + S3 T3 )

t t t S o (F»n

ai = a 2 = 3 3 . n = 1.0. r 2 = r 3 = 0 . 9 © « ^ F P = 1.0714 £ « £ , ai = 32=33. n = r « = 1 . 0 . r 3 = 0 . 0 © « £ F , = l . 5 i ' i 5 , « i s . r . © # £ F p D h t t . « W « « I S « : « ! L i . \ ,

- 6 0 -

JAER1-M 90-043

形状ファクター Ql・Q2・Q3・Q.は三角格子調密格子炉心においては次の値とはる。

Ql = 1.748. Q2 = 7.540. Q3 =ー1.0. Q. = 8.783

スベーサファクター. V.はスベーサ由の形状により異はり.次式で与えられる。

(1) グリッドスベーサ (BettisAtomic Power Laboratoryのデータ)

v = -0.252 -2.789 exp ( -3.874 G )

+ 1.915 exp (-0.234 G)

(2) スパイラルスベーサ

ただし.ロッドピ・yチ/ロッド径 (p/d)= 1.051. スパイラルスベーサの軸fj向ピ

ッチ/ロッド径 (H/d)= 13.64の場合(コロンピア大学のデータ)

v = 1 - (0.336 + 0.09 G -0.697 exp (-2.68 G) )

。)(2)以外の p/d. H/dのスバイラルスペーサ

1.02くp/dく1.36. 1.36くH/dく50の範囲

V = 1 -2.6695 ( Fo.91S -1 )

x (0.336 + 0.09 G -0.697 exp (一 2.68G))

『

aIE『J

dでd

/一/

p-H

Fnu

司

t

「IllaL

+

au ld

F

(注1)サプチャンヰルインバランスファクター y'

y'はサブチャンネル閣のエンタルピー移動の効果を考慮するパラメータで次式で定

義される。

y' サブチャンネル内に保持されている熱量/サプチャンネル内で発生した熱畳z

= 025 G Dh (H -H;) / (J 0 o d z)

すはわち，ホットサブチャンネルとコールドチャンネルが隣接している場合には.前

者でy'く1.後者でY'>1とはる。 f.i，お.同一形状サブチャンネルが多数個連続し

ている場合11:はY'-lとはるo

乙とで.G及びHはサプチャンネル解析により求める。

(注 2)半径fj向出力分布ファクター:Fp

Fp は全バンドルIC対する半径fj向ピーキングファクターでははく.注目するサプチ

ャソネルiζ面するホットロッドの出力比をとる。

すはわち T1. T2・T3の出力ピーキング(ただし.T I > T2. T) > T3 とする jを

有する 3本のロッドに固まれたサブチャンネルでは，各ロッドのぬれ縁長さをそれぞれ

れ a2. a3とすると，

Fp =(al+a2+aa) TI/(aITI+a2T2+aaT3)

とはる。

(伊IJ)

al=a2=a3. TI=1.0. T2= T3=0.9の場合 Fp = 1.0714 とはる，

a. a2=a3. r.= T2= 1.0. T3=0.0の場合 F p = 1.5とはる。

ほお.との場合FpDhl立熱的等価直径11:等しい。

-60一

* * ! &l 5£ © f - 9 -5

Heated Infinite Array

Data Rod Pitch to Rod Hydraulic Number Source Spacer Number Diameter Diameter Leng th Diameter P G x 10" 6 Average of Data (Ref.) Type of Rods (in.) Ratio (in.) (in.) (psia) (Ib/h •ft*) Exit Quality Points

17 Warts 20 0.75 1.02 94 0.110 1200 i 2000 0.254 4 3.02 0.14 4 0.85 51

15 Grid 20 0.25 1.36 54 0.260 1200 4 2000 0.248 r 3.62 -0.44 4 0.69 75 0.25 1.36 54 0.260 1195 4 2008 0.232 4 2.00 -0.01 4- 0.69 25 0.25 1.36 54 0.260 1200 4 2000 0.247 T 2.01 -0.34 4 0.64 33 0.25 1.36 33 0.260 1200 4 2000 0.249 4 3.00 -0.11 4 0.48 26 0.28 1.21 54 0.175 1200 T 2000 0.248 v 4.00 -0.17 4 0.75 45 0.28 1.21 54 0.175 400 4- 2000 0.05 4-3.03 -0.02 4 0.96 70

19 Wire 12 0.44 1.051 17 0.0903 1200 0.48 v 4.09 -0.02 4 0.53 44

Composite 0.25 0.75

1.02 1.36

17 94

0.09 0.26 400 4 2000 0.05 4-4.09 -0.44 4 0.96 369

M w T S

p-〉間同州

{p-由

DICK-u

本相関式のデータベース

lnfinite Heated Array

Data Rod Pitch to Rod Hydraulic Number Source Spacer Number Diameter Diameter Length Diameter P G x 10-6

Average of Data (Ref.) Type of Rods (in. ) Ratio (in. ) (in. ) (psia) (Ib/h.ft2) Exit Quality Points

17 Warts 20 0.75 1. 02 94 0.110 1200 "'" 2000 0.254 子 3.02 0.14 "'" 0.85 51

15 Grid 20 0.25 1.36 54 0.260 1200 "'" 2000 0.248 "'" 3.62 ー0.44 ~ 0.69 75

0.25 1.36 54 0.260 1195 "'" 2008 0.232 "'" 2.00 -0.01 "'" 0.69 25

0.25 1.36 54 0.260 1200 .;. 2000 0.247 .;. 2.01 -0.34 .;. 0.64 33

0.25 1.36 33 0.260 1200 .;. 2000 0.249 .;. 3.00 -0.11 "'" 0.48 26

0.28 1. 21 54 0.175 1200 .;. 2000 0.248子 4.00ー0.17"'" 0.75 45

0.28 1. 21 54 0.175 400 .;. 2000 0.05 .;. 3.03 -0.02 ~ 0.96 70

19 Wire 12 0.44 1.051 17 0.0903 1200 0.48 .;. 4.09 -0.02 .;. 0.53 44

Composite 0.25 1.02 17 0.09

400 .;. 2000 0.05 .;. 4.09 -0.44 .;. 0.96 369 0.75 1.36 94 0.26

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# ® B COBRA-IV-IAflx-* B. 1 5g*»IEB$©«*f

99999 1 0 HCPWR STEADY STATE BASE CASE 1 25 0 0

1.070 104. .01613 312.8 71.99 1106.8 1.5797 .3701 .00476V 6.869 176. .01649 54.55 143.99 1136.6 .8588 .3853 .00'r295 14.69 212. .01672 26.80 180.16 1150.5 .6827 .3915 .004037

50.281.0 0.017274 8.5140 250.2 1174.1 0.491 0.3959 .003509 100.327.8 0.017740 4.4310 298.5 1187.2 0.410 0.3936 .003129 150.358.4 0.01809 3.0139 330.6 1194.1 0.369 0.3893 .002872 200.381.8 0.01839 2.2873 355.5 1198.3 0.345 0.3852 .002671 250.401.0 0.01865 1.8432 376.1 1201.1 0.326 0.3806 .002503 300.417.4 0.01889 1.5427 394.0 1202.9 0.313 0.3760 .002360 350.431.7 0.01912 1.3255 409.8 1204.0 0.301 0.3718 .002233 ^ 400.444.6 0.01934 1.1610 424.2 1204.6 0.290 0.3682 .002120 >

435.1452.9 0.01948 1.0672 433.5 1204.8 .2748 0.3672 .002046 33 507.6468.5 0.01978 .9135 451.3 1204.6 .2645 0.3619 .001906 7 551.1477.2 0.01994 .8400 461.2 1204.3 .2590 0.3589 .001828 2 580.2482.5 0.02006 .7969 467.5 1203.9 .2556 0.3569 .001780 ^ 609.2487.8 0.02017 .7578 473.6 1203.5 .2526 0.3549 .001734 f 652.7494.6 0.02033 .7054 482.4 1202.8 .2482 0.3519 .001666 g 870.2528.1 0.02112 .5196 521.8 1197.3 .2302 0.3377 .001372 " 1160.563.0 0.02217 .3768 566.3 1186.5 .2121 0.3199 .001064 1450.591.7 0.02327 .2890 605.3 1172.7 .1921 0.2960 .0007226 1885.627.4 0.02510 .2050 658.6 1146.6 .1791 0.2789 .0005169 2176.647.8 0.02656 .1656 692.6 1124.2 .1676 0.2634 .0003582 2321.657.2 0.02740 .1491 709.6 1111.3 .1618 0.2560 .0002884 2466.666.1 0.02835 .1341 727.3 1097.6 .1557 0.2488 .0002239 2901.690.3 0.03263 .0941 785.3 1039.7 .1340 0.2394 .0000709

2 1 0 0 0 0 0 .316 -.25 0.0 .316 -.25 0.0 .316 -.25 0.0 .316 -.25 0.0

3 32 .0 .1295.14 24.1295.14 29.9517.16671.237.19051.484.21431.685 .23811.832.26191.923.28571.954.309 51.92 3.33331.832.35711.68 5 .38101.484.40481.237.4286.9517.4290.315 .5710.315 .5714.9517 .59521.237.61901.484.64291.685.66671.832.690 51.923.71431.954 .73811.923.76191.832.78 571.685.80951.484.83331.237.8571.9517 .8576.12951.0 .1295

COBRA-lト I入力データ

B. 1 定常運転時の解析

B 付録

p

』〉困問】

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.001372

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.3701

.3853

.3915 0.3959 0.3936 0.3893 0.3852 0.3806 0.3760 0.3718 0.3682 0.3672 0.3619 0.3589 0.3569 0.3549 0.3519 0.3377 0.3199 0.2960 0.2789 0.2634 0.2560 0.2488 0.2394

1.5797 .8588 .6827 0.491 0.410 0.369 0.345 0.326 0.313 0.301 0.290 .2748 .2645 .2590 .2556 .2526 .2482 .2302 .2121 .1921 .1791 .1676 .1618 .1557 .1340

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.59521.237.61901.484.64291.685.66671.832.69051.923.71431.954

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.8576.12951.0 .1295

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8 18 18 3 2 o 1 .3741.607 1.1667 o 2 .3741.607 51.500 o 3 .3741.587 1.1667 o 4 .3741.587 56.500 o 5 .3741.544 2.5000 o 6 .3741.544 63.000 o 7 .3741.439 34.000 o 8 .3741.439 717.00 o 9 .3741.514 9186.0 o 10 .3741.294 31372.0 o 11 .3741.247 30186.0 o 12 .3741.125 35372.0 o 13 .3741.070 22186.0 o 14 .3741.070 28372.0 o 15 .3741.070 37372.0 o 16 .3740.842 1031.00 11186.0 12186.0 o 17 .3740.842 16186.0 17372.0 18186.0 o 18 .3740.842 38186.0 39186.Q 40372.0

1.370.0803633.5.32179.662.0894406.プ.0224'500.01.604.0776631.5.32179.662.0894406.7.0224500.0

1898.3-.3738E-03 .2330E-06-.2904E-10 5

.143 9

82.68 21 10

.00 11 1 0 12 0 12 2291.60 555.8 1.564

0.0 1.0 .204 .992 .604 .994 1.801.015 2.211.019 2.601.025 0.0 1.0 .204 .878 .404 .818

1.40 .724 1.60 .717 2.00 .706 0.0 1.0 .2041.012 .4041.006

1.20 .961 1.40 .894 1.60 .773 2.10 .288 2.21 .190 2.40 .158

12 2 2 1 0 1 2 1

。ι.5000 83.000 41.833 813.00 510.50

68.000

1 1 3.3333 71.000 34.000 73.667 49.000 821.00 512.50

o 3 2.5000 62.000 2.5000 69.333 31.000 718.00 48.500 825.0。

p]

〉回同

]i玄

由{〕

IC品臼

27372.0 36372.。15186.0 21186.0

26372.0 34186.0

14372.0 20372.0 42372.0

25186.0 33372.0

13186.0 19372.0 41372.0

2

.0

24372.0 32372.0

1.0

.0

1

.0

23372.0 29186.0

2 .857 o .5 .5

1 .571 o 0

0.5 100

0

.429 o

5.0 50 o

2

o 4.0 40 3

140l

18 0.1053

.804 .999 1.001.006 1.401.013 3.001.031 3.401.034 4.001.033 .604 .783 .804 .760 1.00 .744 2.60 .695 3.40 .685 4.00 .679 .604 .998 .804 .989 1.00 .988 1.80 .607 1.90 .521 2.00 .415 2.80 .147 3.40 .138 4.00 .131

o

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JAERI - M 9090-043 043 - IAEA