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JAERI-M 9 4 7 6
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~AERト M
9 4 7 6
RELAP 5/MOD 0コードによる
ROSA-m実験RU，N704の解析
1981年5月
安部信明*・田坂完二
日本原子力研究所
Jopon Atomic Energy Research Institute
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JAERI-M reports, issued irregularly, describe the results of research works carried out in JAERI. Inquiries about the availability of reports and their reproduction should be addressed to Division of Technical Information, Japan Atomic Energy Research Institute, Tokai-mura, Naka-gun, Ibaraki-kcn, Japan.
この報告書は，日本原子力研究所が JAERI・M レポートとして，不定期に刊行している
研究報告書です.入手，綾製などのお間合わせは，日本原子力研究所技術情報部(茨城県
那珂郡東海村)あて，お申しこしください.
JAERI.M reports， issu~d irregularly， describe the rcsults of research works carried out
in JAERI. lnquiries about the availability of reports and their reproduction should be
addressed to Divisioll of Technical lnformation， Japan Atomic Energy Research Institute，
Tokai-muT3， Naka-gun， lbaraki-kcll， Japan_
JAERI-M 947 6
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( 1981 *Z 4 £ 13 0 § 1 )
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JAERI-M 9476
RELAP 5/ MODOコードによる ROSA-]ll実験RUN704の解析
日本原子力研究所東海研究所安全工学部
安部信明*・田坂完ニ
( 1981年 4月 13日受理〉
RELAP5コードの沸騰水型原子炉の冷却材喪失事故解析への適用性を検討するため
ROSA-HI実験RUN704の解析を行なった。 RELAP5コードは軽水冷却型原子炉の冷
却材喪失事故および過渡変化時の熱水力挙動を解析するために開発された最新のコードで
あり，一次元の非均質非平衡な二相流モデルに基づいている。 ROSA-HI実験RUN704
は沸騰水型原子炉の再循環ポンプ吸込側配管の 200必両端破断を模擬しすべての緊急炉心
冷却系を作動させた標準実験である。
解析の結果， RELAP5コードの二相流モデルが従来のRELAP4コードより優れてい
るため，下部プレナムフラッシングによる炉心入口流賓の顕著な増加およびヒータ表面の
リウェットが良く計算できた。気液二相対向流は炉心出入口で計算できt.。気液二相の熱
的非平衡は高圧炉心スプレー系作動後の上部プレナムで計算できたがその程度は小さい。
しかしながら，炉心の再冠水およびヒータ表而のクエンチは計算できなかった。REIAP5/
MODOコードは RELAP5コードの最初のパージョンであり，気液二相間摩擦力，壁から
の熱伝達モデノレに改良すべき点が残っている。
ヰ 外来研究員;臼本原子力事業糊
JAERI-M 9476
Analysis of ROSA-III Test RUN 704 by RELAP5/MOD0 Code
* Nobuaki ABE and Kanji TASAKA
Division of Reactor Safety, Tokai Research Establishment, JAERI
(Received April 13, 1981)
The ROSA-III test RUN 704 was analyzed for the assessment of RELAP5 code for BWR LOCA. RELAP5 is an advanced code developed to analyze thermal-hydraulic phenomena during LOCA and non-LOCA transients of LWR. It is based on a one-dimensional, nonhomogeneous, nonequilibrium two-phase flow model. The ROSA-III test RUN 704 is a standard BWR LOCA test, simulating a 200 % double-ended break at the recirculation pump inlet pipe with all emergency core cooling systems activated.
Large increase of core inlet flow due to lower plenum flashing and resulted rewetting of heater surface were calculated by RELAP5, indicating superior capability of RELAP5 two-phase flow model than RELAP4 phase separation model. Vapor and liquid counter-current flow was calculated at core inlet and core outlet. A small degree thermal nonequilibrium between vapor and liquid was calculated in the upper plenum after HPCS activation. However, core reflooding and quenching of heater surface were not calculated. There are still room for improvement in the interfacial drag and the heat transfer models of RELAP5/M0D0.
Keywords; RELAP5 Code, BWR, LOCA, ROSA, Double-ended Break, Nonhomogeneous Nonequilibrium Two-phase Flow Model, Lower Plenum Flashing, Counter-current Flow, Safety Analysis
On leave from Nippon Atomic Industry Group Corporation
JAERT -M 9476
Analysis of ROSA-III Test RUN 704 by RELAP5jMODO Code
* Nobuaki ABE and Kanji TASAKA
Oivision of Reactor Safety， Tokai Research Establishment， JAERI
(Received Apri1 13， 1981)
The ROSA-III test RUN 704 was analyzed for the assessment of RELAP5 code
for BWR LOCA. RELAP5 is an advanced code developed to analyze thermal-hydraulic
phenomena during LOCA and non-LOCA transients of LWR. It is based on a one-
dimensional. nonhomogeneous， nonequilibrium two-phase flow model. The ROSA-III
test RUN 704 is a standard BWR LOCA test， simulating a 200 % double-ended break
at the recirculation pump inlet pipe with all emergency core cooling systems
activated.
Large increase of core inlet flow due to lower plenum flashing and resulted
rewetting of heater surface were calculated by RELAP5， indicating superior
capability of RELAP5 two-phase flow model than RELAP4 phase separation model.
Vapor and liquid counter-current flow was calculated at core inlet and core
out1et. A sma11 degree thermal nonequi1ibrium between vapor and liquid was
calculated in the upper plenum after HPCS activation. However， core reflooding
and quenching of heater surface were not calcu1ated. There are still room for
improvement in the interfacial drag and the heat transfer models of RELAP5jMODO.
Keywords; RELAP5 Code， BWR. LOCA. ROSA， Double-ended Break，
Nonhomogeneous Nonequilibrium Two-phase Flow Model.
Lower Plenum Flashing， Counter-current Flow， Safety Ana1ysis
* On leave from Nippon Atomic Industry Group Corporation
JAERI-M 9476
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JAERI-M 9476
目 次
1.緒 言・ H ・H ・H ・H ・..…...・ H ・.....・ H ・....・ H ・-…......・ H ・...・ H ・H ・H ・....… H ・H ・.....・ H ・.....・ H ・1
2. ROSA-J[実験RUN704の実験結果および現在までの解析結果…...・H ・......・H ・..…… 2
3 RELAP5コードの概要...・ H ・.....・ H ・..………...・ H ・.....・ H ・.....・ H ・......・ H ・H ・H ・.....・ H ・..… 6
4 解析条件…...・ H ・....・ H ・...・ H ・.......・ H ・...・・ H ・H ・..・...・ H ・.....・ H ・-……...・ H ・......・ H ・...・ H ・-・・ 8
5. 解析結果… H ・H ・...…...・ H ・....・ H ・・・ H ・H ・....・ H ・......・ H ・....…・ H ・H ・-……...・ H ・...… H ・H ・..…・ 13
5. 1 炉内圧力変化…...・ H ・.....・ H ・H ・H ・.....・ H ・..…...・ H ・.....・ H ・..…...・ H ・.....・ H ・..…...・ H ・..13
5.2 破断流量変化....・ H ・.......・ H ・...……・....・ H ・.，…・…...・ H ・.....・ H ・......・ H ・......・ H ・-… 13
5. 3 炉心流量変化…....・ H ・.，・・ H ・H ・...…...・ H ・...…....・ H ・...・ H ・........・ H ・-….....・ H ・...・ H ・...14
f).4 ジェットポンプ流量変化・・ H ・H ・・・ H ・H ・-…....・ H ・........・ H ・-…....・...・ H ・....・ H ・.....…… 15
5.5 ポイド率変化...・ H ・..…...・ H ・..…...・ H ・..….，.・ H ・H ・H ・.....・ H ・.....・ H ・..……...・ H ・-・…… 15
5.6 ヒータ表面温度変化 H ・H ・-…....・ H ・-… H ・H ・-・…...・ H ・...・ H ・......・ H ・...・ H ・.........・ H ・..16
5.7 流体温度変化...・ H ・H ・H ・.......・ H ・.......・ H ・-……-…...・ H ・......・ H ・...…...・ H ・.......・H ・...17
6. 結論...・ a・H ・H ・......・ H ・......・ H ・...・ H ・.......・ H ・.....・ H ・...・ H ・..........・ H ・...・ H ・.......・ H ・-… 36
謝 辞...・ H ・.......・ H ・......・ H ・......・ H ・...・ H ・-…...・ H ・.........・ H ・-…....・ H ・..…・・・…・…..36
参考文献……...・ H ・.......・ H ・...・ H ・H ・H ・...・ H ・...・ H ・.....・ H ・...・ H ・...・ H ・...・ H ・.....・ a・-…・・ H ・H ・37
付 録…・….....・ H ・....…....・ H ・.....・ H ・.....・ H ・....……・・・ H ・H ・......….......・ H ・....・ H ・.....39
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CONTENTS
1. INTRODUCTION 1 2. EXPERIMENTAL RESULTS AND PREVIOUS ANALYTICAL RESULTS OF ROSA-III TEST
RUN 704 2 3. OUTLINE OF RELAP5 CODE 6 4. CALCULATION CONDITIONS 8 5. CALCULATION RESULTS 13
5.1 System Pressure 13 5.2 Break Flow 13 5.3 Core Flow 14 5.4 Jet Pump Flow 15 5.5 Void Fraction 15 5.6 Heater Surface Temperature 16 5.7 Fluid Temperature 17
6. CONCLUSIONS 36
ACKNOWLEDGMENT 36 REFERENCES 37 APPENDIX A Input List of RELAP5/MOD0 Code for ROSA-III RUN 704 39
JAERI -M 9476
CONTENTS
1. INTRODUCTION'"・H ・H ・H ・.....・H ・.....・H ・....・ H ・..，・H ・.....・ H ・.....・H ・..…...・ H ・.....・ H ・.....・ H ・..… 1
2. EXPERlMENTAL RESULTS AND PREVIOUS ANALYTICAL RESULTS OF ROSA-III TEST RUN 704…...・ H ・.....・ H ・.....・ H ・..…...・ H ・.....・ H ・..… H ・H ・H ・H ・H ・H ・.....・ H ・..，… H ・H ・...・H ・H ・..… 2
3. OUTLINE OF RELAP5 CODE …...・H ・..……… H ・H ・...…...・H ・.....・H ・H ・H ・.....・ H ・.....・ H ・........6
4. CALCULATION CONDITIONS …...・ H ・..…...・H ・.....・ H ・.....・ H ・..…...・ H ・.....・ H ・..……...・H ・..… 8
5. CALCULATION RESULTS ……...・ H ・.....・H ・.....・ H ・.，...・H ・..……...・ H ・..…...・H ・.....・ H ・.....・ H ・..13
5.1 System Pressure."…H ・H ・...・H ・H ・H ・.....・H ・H ・H ・.....・ H ・.....・H ・....・ H ・・ H ・H ・.....・ H ・..13
5 . 2 Break F1 ow'" ......・ H ・..…...・ H ・.....・H ・.....・ H ・.....・H ・..…...・ H ・.....・ H ・H ・H ・.....・H ・..… 13
5.3 Core F10w ……..，・ H ・..….....・ H ・...・ H ・H ・H ・.....・H ・H ・H ・..…...・ H ・.....・ H ・..…...・ H ・..… 14
5.4 Jet Pump Flow......・H ・..…...・H ・..……...・ H ・H ・H ・....・ H ・-…...・ H ・H ・H ・.....・ H ・..…… 15
5.5 Void Fraction"・H ・・ H ・H ・.....・ H ・.....・H ・..……...・ H ・H ・H ・..………...・H ・.....・a・・H ・H ・..15
5.6 Heater Surface Temperature ...・H ・H ・H ・.....・H ・..… H ・H ・-……………...・H ・..…16
5.7 Fluid Temperature…...・ H ・H ・H ・.....・ H ・.....・ H ・H ・H ・..…...・ H ・H ・H ・.......・ H ・-…… 17
6. CONCLUSIONS......・H ・..………………...・H ・.....・H ・.....・ H ・.....・ H ・H ・H ・..………...・H ・.....・ H ・..… 36
ACKNOWLEDGMENT ・........・H ・..… H ・H ・.....・ H ・......・H ・...・ H ・..…...・ H ・...・ H ・...……...・H ・.....・ H ・..……36
REFERENCES" .…...・ H ・.....・ H ・H ・H ・....・ H ・・ H ・H ・..……………… H ・H ・・ H ・H ・..…...・ H ・H ・H ・..……...・H ・..37
APPENDIX A Input List of RELAP5/MODO Code for ROSA-III RUN 704………… 39
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LIST OF TABLE Table 4.1 Description of Nodalization Components
LIST OF FIGURES
Fig. 2.1 Measured System Pressure Transient Fig. 2. 2 Measured Liquid Level inside Shroud Fig. 2. 3 Measured Heater Surface Temperature Fig. 4. 1 RELAP5 Noding for ROSA-III RUN 704 Fig. 5. 1 Calculated Steam Dome Pressure Fig. 5. 2 Comparison of Measured and Calculated Steam Dome Pressure Fig. 5. 3 Calculated Vessel Side Break Flow Fig. 5. 4 Calculated Pump Side Break Flow Fig. 5. 5 Calculated Core Inlet Flow Fig. 5. 6 Calculated Core Inlet Velocity Fig. 5. 7 Calculated Core Outlet Flow Fig. 5. 8 Calculated Core Outlet Velocity Fig. 5. 9 Calculated Core Bypass Outlet Flow Fig. 5.10 Calculated Core Bypass Outlet Velocity Fig. 5.11 Calculated Intact Jet Pump Flow Fig. 5.12 Calculated Broken Jet Pump Flow Fig. 5.13 Calculated Downcomer Void Fraction Fig. 5.14 Calculated Upper Plenum Void Fraction Fig. 5.15 Calculated Void Fraction at the Midplane on the Core Fig. 5.16 Calculated Core Void Fraction Fig. 5.17 Calculated Lower Plenum Void Fraction Fig. 5.18 Calculated Core Bypass and Guide Tube Void Fraction Fig. 5.19 Calculated Void Fraction of Volumes upstream Break Fig. 5.20 Calculated Heater Surface Temparature at the Midplane of the Core Fig. 5.21 Calculated Heat Transfer Coefficient of Heater Surface at the
Midplane of the Core Fig. 5.22 Comparison of Measured and Calculated Axial Heater Surface Temperature Fig. 5.23 Calculated Fluid Temperature in the Upper Plenum Fig. 5.24 Calculated Fluid Temperature at the Top of the Core Fig. 5.25 Calculated Subcooled Temperature in the Upper Plenum Fig. 5.26 Calculated Superheated Temperature at the Top of the Core Fig. 5.27 Calculated Quality in the Upper Plenum Fig. 5.28 Calculated Vapor Generation Rate in the Upper Plenum Fig. 5.29 Calculated Vapor Generation Rate at the Top of the Core Fig. 5.30 Calculated Vapor Generation Rate in the Core Bypass
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LIST OF TABLE
Tab1e 4.1 Description of Noda1ization Components
Fig. 2. 1
Fig. 2. 2
Fig. 2. 3
Fig. 4. 1
Fig. 5. 1
Fig. 5. 2
Fig. 5. 3
Fig. 5. 4
Fig. 5. 5
Fig. 5. 6
Fig. 5. 7
Fig. 5. 8
Fig. 5. 9
Fig. 5.10
Fig. 5.11
Fig. 5.12
Fig. 5.13
Fig. 5.14
Fig. 5.15
Fig. 5.16
Fig. 5.17
Fig. 5.18
Fig. 5.19
Fig. 5.20
Fig. 5.21
Fig. 5.22
Fig. 5.23
Fig. 5.24
Fig. 5.25
Fig. 5.26
Fig. 5.27
Fig. 5.28
Fig. 5.29
Fig. 5.30
LIST OF FIGURES
Measured System Pressure Transient
Measured Liquid Leve1 inside Shroud
Measured Heater Surface Temperature
RELAP5 Noding for ROSA-III RUN 704
Ca1culated Steam Dome Pressure
Comparison of Measured and Calculated Steam Dome Pressure
Calcu1ated Vesse1 Side Break F10w
Ca1culated Pump Side Break F10w
Calculated Core Inlet Flow
Calculated Core Inlet Ve10city
Calcu1ated Core Out1et Flow
Ca1culated Core Outlet Velocity
Calculated Core Bypass Outlet Flow
Calcu1ated Core Bypass Out1et Ve10city
Calcu1ated Intact Jet Pump Flow
Calcu1ated Broken Jet Pump Flow
Calculated Downcomer Void Fraction
Ca1culated Upper P1enum Void Fraction
Calculated Void Fraction at the Midplane on the， Core Calculated Core Void Fraction
Calcu1ated Lower Plenum Void Fraction
Ca1culated Core Bypass and Guide Tube Void Fraction
Calcu1ated Void Fraction of Volurnes upstrearn Break
Calculated Heater Surface Ternparature at the Midplane of the Core
Calculated Heat Transfer Coefficient of Heater Surface at the
Midplane of the Core
Cornparison of Measured and Ca1culated Axia1 Heater Surface Ternperature
Calculated Fluid Temperature in the Upper P1enum
Calculated Fluid Ternperature at the Top of the Core
Ca1cu1ated Subcooled Ternperature in the Upper Plenurn
Calculated Superheated Temperature at the Top of the Core
Calculated Quality in the Upper Plenurn
Calculated Vapor Generation Rate in the Upper Plenurn
Calculated Vapor Generation Rate at the Top of the Core
Calculated Vapor Generation Rate in the Core Bypass
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i. to n
RELAP5 3 - K (1) (ig/J<^a!SJS?-*3(LWR)®^a#g^B#ife(L0CA) te£tfi&mm
*7,»&§izk(Dft&kL-a.^Z>0 RELAP5 3 - K l i 8 * M I M f ^ v ' ^ f A ^ 3 > ^ -
4-. y h-e^f-Mb u ffiffife u< «m*a©<if&e.^*^fp-e*.si(R^LiftffiteJ:taffies *«#n, *«fcj:tf««©ii»*«#ii. js#ffi©x*^*'-&siij£j§?< fe©-e&3o
RELAP5/MOD03-K(iRELAP5 3 - K®ft|JJffl version T-£3„ RELAP5 a - K <i3I£LOFT:|b\fctf-M ^^-^^^® : FS'JS?ffi 1 .^l^^tlf(Cj2:<JS^e,ti-tfeij , €®i£H S^ffl&^^iPX.5)tLfcRELAP5/MODl 3 - K f e H ^ ^ t l T ^ S , , L*>U ifSt/KHi?? «s(BWR) JCft-T5RELAP5 3 - n::,}; S LOCASWfiSfifct OfTttfrftTPttl\,Cffl *:«>, ^^H^¥iin£Zlffi^*7-*JKCS^< RELAP5 3 - KdiSBWR LOCA fflffiVfe
ROSA-BIff-ilfiBWR LOCA©*g£fg&£fr&OBWR©LOCA mz&VZfc&tffflM t a i b , L0CA8?#f3- K®fF«*f«fcO t5fe^«:fT^5*^SWi LTl>S 0 ROSA- ffl ^ ^ RUN 704 ( 2 ) (iSffi^#y7°^iAffliJiaif®200^iiiiiffiMif«-^MU - T ^ T © ^ . ^ ^ S ^ ( E C C S ) £f«l$-fc!rfcBWR LOCA © ^ S t U ^ T " * ^ RUN704 ® fc-**iiM g ^ t i - f c t ^ T , j f H ^ ^ ( Boiling Transition) ll£&M±&, T a ^ ^ i 7 7 r > y / i ^ S H i y K gfffifcj;5lf±#, L P C I f F S j ^ c ^ ^ T S B ^ ^ f f l ^ f a / k f - i a ^ i y f -
fit-m^&?>mmt)imm^titza ttz, cti<b®t-j>%tBMi£®mmmkiifc&Mftkmm ts.mmv$>z>¥t)it>fr->tz0
R\jNioAcom^m¥ri-imn¥m®r.mmt7'^ilcm^< RELAP4 j 3 - K ( 3 , 4 ) fcj;^ RELAP4/MOD6 3 - h'%mi,^fZlc\fTtet>tit:0 Z<D&%:, PftEjjmik&XO- *—9 %ffir'<DffiMM®&$MMl£mS¥ffi~faffi*r^r*b&<--3{-t5m&fofr^tZc> U>> L-tt **e>, t-^jgiM®'J * x -/ (•^•ttf^xy-^fi^g^ij^ffigit^f ^(i tt6<j{cfhfc-??ir-r, ^ M ® * 'J 7 7°fcJ;t>*±T^'f W - hT-©CCFLS-#l[-r5£-g6i*S**st)A^fc 0
RELAP5 3 - K(i^i§)S^^i?Zlffij i l t ; ex^«-^A-e^5 7,-cJ6) CtHb<DZ.m:&m.^.^m^ T-£S fc®i,S=btl§0
*Mff(iBWR L 0 C A ^ I @ ^ ^ l l ^ - e * 5 ROSA-ffl H^RUN 704 £RELAP5/MOD03-K«-;fl(.^tfi-rs»(C«J;0RELAP5 3 - K®BWR LOCAJSUff-N©®ffitt£&tt?- § 6©T-
* « o RELAP5 3 - K©^®-?*£#telH#iF$J®-ffliffi;&T;-.'MCJ;t;)RUN704 -e®JP,^ft ®&fcfi*$§b&k'®mmf&ffi^tfer'$>Zfr&teMt59%B<fit L T ^ 5 0 ffc. #ft?#f(2 RELAP5 3 - Kffl#^fc ct0 :fiJi^fFffi-rSfci6K%#ffl-r-*-5 o
_ ! _
JAERI -M 9476
1 .緒
RELAP5コード(1)は軽水冷却型原子炉 (LWR)の冷却材喪失時故(LOCA)および過渡変
化時の熱水力挙動を解析するために開発されたコードであり，一次元の非均質非平衡な二相流
モデルを最大の特徴としている。 RELAP5コードは軽水冷却型原子炉システムを各コンポー
ネン卜でモデルイじい液相もしくは気相のどちらかが飽和であると仮定し液相および気相の質
量保存則，液相および気相の運動量保存則，混合相のエネルギ一保存則を解くものである。
RELAP 5/MODOコードはRELAP5コードの最初の verSlOnである。 RELAP5コード
は現在LOFTおよびセミスケール実験の予測解析，実験解析に広く用いられており，その結果
種今の改良が加えられたRELAP5/MOD 1コードも開発されている。しかし，沸騰水型原子
炉(BWR)に対する RELAP5コードによる LOCA解析は現在あまり行なわれていなL、。この
ため，非均質非平衡な二相流モデルに基づく RELAP5コードによる BWRLOCA解析の能
力を評価する事は重要である。
ROSA-lII計画はBWRLOCAの総合実験を行なL、BWRのLOCA時における伝熱流動現
象を把握し， LOCA解析コードの評価および改良を行なう事を目的としている。 ROSA-1II
実験RUN704(2)は再循環ポンプ吸込側配管の 200必両端破断を模擬し，すべての緊急炉心冷
却系(ECCS)を作動させたBWRLOCAの標準模擬実験である。 RUN704のヒータ表面温
度変化において，沸騰遷移(Boiling Transition)による急上昇，下部プレナムフラッシング
によるリウェット，露出による再上昇， LPCI作動後の炉心下部からの再冠水によるクエンチ
など興味ある現象が観測された。また，これらのヒータ表面温度の時間変化は水位変化と密接
な関連がある事がわかった。， (3.4) RUN704の実験解析は均質平衡の二相流モデルに基づく RELAP4Jコート ノおよび
RELAP4/MOD6コードを用いですでに行なわれた。その結果，炉内圧力変化およびヒータ
表面での沸騰遷移発生時刻は均質平衡二相流モデJレでも良〈一致すQ事がわかった。しかしな
がら， ヒータ表向.のリウェットおよびクエンチは均質平衡二相流モデルは定性的に計算できず，
気液聞のスリップおよび上下タイプレートでのCCFlA考慮する必要がある事がわかった。
RELAP5コードは非均質非平衡二相流モデルを含んでいるため，これらのこ相流現象を解析
できるものと思われる。
本解析はBWRLOCA模凝傑準実験である ROSA-lII実験RUN704をRELAP5/MODOコー
ドを!日 L、解析する事により RELAP5コードのBWRLOCA解析への適用性を検討するもので
ある。 RELAP5コードの特徴である非均質非平衡の二相流モデルにより RUN704での炉心内
の熱水力挙動をどの程度解析可能であるかを把握する事を目的としている。また，本解析は
RELAP5コードの特徴および性能を評価するためにも有用である o
JAERIHM 9476
2. RosA-mmmuMouDmmsmis&xf
ROSA -^E||(^ RUN 704 cD^^^*©pffl(if-"-^ l " # - b{2) (C J; * J S E f - ^ & $ n n - ' S 0
nmicWl)mt>r>XM%ffi.WLtm-kL, $ £ ( C M n ^ £ © f t t f f i © ^ £ &-&*>£-^T^ftE
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RUN704H^T-fflv' J,7'> Krt;fcffig£{t£ Fig. 2.2 K^„©Sr&ii& 9 £!>-?-;>*•? !•+:>/ *i7 -> 3 yffitmiti?& tp>bAaffi.BAi%Mtcm$?& (DX-mfofHiDfc&.lii&Ti-&<, TS5 7u+i*7y 7Vy^'g.mII-F^T§i5(Pos. 5 i P o s . 6 ©K>f t f i T l f c ^ ^ M H FSR
tS i^ iQ^/Kf i f iSOf iST-rSo 5$»T^80#(CLPCI*sfpK,- r5 i L P C I z K a ^ ^ ^ M '•?* ^£iIb-C:05,[>TSI5^&A£ti3 o LPCI*K=fc3^>T^£©l?^k( ;m$fgUf t l00f> tc
RUN704!^-efflt-*:g®iBK^t,£Fig. 2.3 ic^-r,, mw&mQfpxm,bn*.mmT tZ £ t-?-&dnWmfo L t -2-%ffiM.&l*±¥l-tZo T^-fv-fh.-ji y >> WIZ& 0^ll> &&&&&'&-?ZtPfofp&KKDPos. 5, Pos.4 © t - ^ ^ E * 5 1 ; o x -, l - - f5 0 ^ffi&ffl ^^ r t* f i©®T(CJ ; i J P o s . 4 t - # ^ S A i g f l i L M S * 5 ± # - r 5 0 «S»r^80p-efflLPCIfF S i l - J : 0 ^ ^ T ^ * ^ ^ S ; K ^ l ^ L t - ^ ^ i B M S ( i a 7 K ^ I ' f z F © B # n S a n ^ f - t ^ j : t , ^ x y
f -bf tH^(CgJSf^^l20f>-e l -^-C©t-^^fB( iy 7 i^ f - - r5„ £©!S, «3^ra!©Pos. a 7-c(ija/Kbfct*-e*s©-et-^^fiffiS(ii/^-rAfflgsfijfiS(cLfc6«-=-cgg{b-rsn
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RUN 704 ^ © f c W £ LT«RELAP4 J 3 - K£Jfl Wc'RUN 704 (Om%'&Mfr3) is<fc C «
- 2 -
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2. ROSA-ill実験RUN704の実験結果および
現在までの解析結果
ROSA-ill実験 RUN704の実験結果の詳細はデータレポート(2)により既に報告されている。
ここでは本解析の対象である炉心内の伝熱流動現象，特に炉心内の水位変化およびヒータ表面
温度変化について簡単に記述する。
RUN 704実験での炉内圧力変化を Fig.2.1に示す。破断と同時に主蒸気系が定常用から非定
常用に切り替わって蒸気流量が増大し，さらに破断口からの流出の効果とも合わさって炉内圧
力は急激に減少する。破断後約 5秒で主蒸気隔離弁(MSIV) が閉止すると炉心内の蒸気発生
のため炉内圧力は上昇する。破断後約11秒でダウンカ 7 水位が再循環入口配管高さまで低下す
ると破断クオリティが急増し体積流量が増大するので炉内圧力は再び急低下する。ほぽ同じ時
期に炉心のかなりの部分で沸騰遷移が生じヒータ表面温度が上昇し炉心内の流体への伝熱量が
減少するので，これもまた炉内圧力を低下させる要因となる。破断後約17秒で下部フ。レナムフ
ラッシングが生じると圧力容器内の蒸気発生量が増加し減圧速度は緩和する。破断後27秒で高
圧炉心スプレー系(HPCS)が作動する。さらに炉内圧力が低下し，破断後66秒で低圧炉心スプ
レー系(LPCS)，破断後80秒で低圧注入系 (LPCI)が作動し，炉心下部からの再冠水により
破断後約100秒で炉心は完全に冠水し，さらに破断後約120秒でヒータ表面はすべてクエンチす
る。
RUN 704実験でのシェラウド内水位変化を Fig.2.2に示す。破断後約 9秒でジェットポンプ
サクション部が露出すると炉心入口流量ーは急激に減少するので炉心内の水位は低下する。 下部
プレナムフラッシング直前に炉心下部(Pos.5とPos.6の医?まで低下した炉心内水位は下部
プレナムフラッシングによりやや上昇する。しかしながら，下部プレナムフラッシングがおさ
まると炉心内水位は再び低下する。破断後80秒にLPCIが作動すると LPCI水が炉心バイパス
部を通して炉心下部へ注入される。 LPCI水による炉心下部からの再冠水は破断後約 100秒に
終了する。炉心内の水位変化とヒータ表商温度変化には密接な関連があるo
RUN 704実験でのヒータ表面温度変化を Fig.2.3に示す。破断後約10秒で炉心内水位が低下
するとヒータ表面が露出しヒータ表面温度は上昇する。下部プレナムフラッシングにより炉心
内水位が回復すると炉心中央部の Pos.5 ， Pos . 4のヒータ表面がリウエットする。その後の
炉心内水位の低下により Pos.4ヒータ表面が露出し狙度が上昇する。破断後80秒での LPCI作
動により炉心下部から再冠水が開始しヒータ表面温度は冠水後宕干の時間違れを伴ないクエン
チし最終的に破断後約120秒ですべてのヒータ表面はクエンチする o この間，炉心下部の Pos.
6， 7では冠水したままであるのでヒータ表面温度はシステムの飽和温度にしたがって変化するn
RUN 704実験においては主蒸気流駐の完全な測定値が得られていないが， RUN 703実験結
果などから推定できる。また， RUN704実験において炉心入口流鼠は測定されていないが，トー
部プレナムと上部プレナム聞の差圧のデータから持:定すると下部プレナムフラッシング'n!fに炉
心人口流最のかなりの増加があったと考えられる。(3)
RUN 704実験の解析としては RELAP4Jコードを!日いたRUN704の克験後解析 および感
内ノu
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^ i p j ^ ^ J i ^ ^ ^ f t . k ^ t t W f - M ^ S V A ^ ^ - o f c o RELAP4J3- K£fflW:ROSA-Big l&RUN704©!igPJJr (-•£';, s? x »/ h#>7°i:iAgi3©aigitffi5i:«Jip^E^^'fbfcd;!>' fc-* ^mxommmMm^mmcx#/.£&#£&(??-¥#t>^•= fcc PF^s.tsmtis&t>*t - * g m-cor>mmM:®m%.£fmii-y-* <? i^v^&®®mLfcm&t\sx%&nmxnz>ti-?zm$:
ffiS*7,^*(g^b'Cl'>5RELAP4j3- K T i i | ? | f f - e t ^ i \ t - * S f f i © ') * * -y hfcJ;
RELAP5 3 - hUi#^m^Wt£-ffiifc*7Ji<£iKfeLZ^Z®X&fcft(D$&fctimM£
«t*)^<^M-e^5fe©«tffljt$n«o
- 3 -
JAERI-M 9476
(4) 度解析 がある。 RELAP4Jコードを用いたRUN704の実験後解析により，炉内圧力変化は実
験結果とほぼ一致するが，炉心内の気水分離の表現が不十分であり， ヒータ表面温度変化の軸
方向分布は実験結果と定性的に異なる事がわかった。 RELAP4Jコードを用いたROSA-nr実
験RUN704の感度解析により，ジェットポンプ吸込部の逆流抵抗は炉内圧力変化およびヒータ
表面での沸騰遷移発生時刻に大きな影響を及ぼす事がわかった。炉内圧力変化およびヒータ表
面での沸騰遷移発生時刻はジェットポンプ吸込部の逆流抵抗値として特性実験で得られた債を
用いると良く一致した。しかし， ヒータ表面のリウェットおよびクエンチ過程は均質平衡な二
相流モデルを仮定している RELAP4Jコードでは解析できない。ヒータ表面のリウェットおよ
びクエンチ過程の解析には気液二相聞のスリップを考慮し正確な水位計算が必要である事がわ
かっ7こ。
RELAP5コードは非均質非平衡な二相流モデルを仮定しているので炉心内の熱水力挙動を
より良く模凝できるものと期待される。
-3-
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14
12 -
10 -
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I la £ 4
6 -
2 -
• 1
- ROSA-III RUN704 -
L.P.F
. 1 -
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MSIV >
—• L
1— 1 1 1 1 __ !__ I
40 120 160 80
TIME ( s )
Fig. 2.1 Measured System Pressure Transient
200
I
6.0
5.0
4.0
3.0-
2.0-
1.0
0
Initlol water level (in downcomer)
.HPCS LPCS LPCI
• wet —> dry o dry —• wet t rod quench
V V.
Core outlet
1
Core inlet
HP06.1 2 3 4 5 6 7 "-
Lower plenum.
20 40 60 80 100 120 140 160 Time (sec)
LL- 1 2 3 4 5-1 6,8
Fig. 2. 2 Measured Liquid Level inside Shroud
- 4 -
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14
ROSA-I II Rl別70412
10
2
s
6
4
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200 160
Measured System Pressure Transient
120
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Fig. 2. 1
6.0
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LL-I 孟2 ー
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• wet - dry
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160 140 120 100 80 60 40
(sec)
Measured Liquid Level inside Shroud
4 -
Time
Fig. 2. 2
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3 . RELAP5 3 - KOUES
RELAP5 (1 ) n - Fi*m&&®mi%T-m<Dni®tt&ik:w&&£&ffi&mkm®i&fc%&sjz # * T - r S f c s 6 K * a © I N E L - e i f l ^ § n f c ® ; f f © 3 - K T - * S 0 R E L A P 5 3 - Kfigg*©
RELAP4 6 ' * ? ) 3 - K t*« t ) - e>C5t ; f f l * J tS*¥« t t -*Bf f i* f - 'HCK-r5or t , - ' S j f t 6 i jg
RELAP5 3 - h'&mi^fcmoLfXAMVT&ffteimi^k'lPi/XTAte&a y#-*y Y
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RELAP5 n - \fr-tt—R5z®%f%K&¥&te-fatiL*?»i)im^nr^Z01&JSkL<tt
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M J t i s , -*@ng©x^^+--ea, -fflpce©xT-^#r-^E. fMfej;i>*?i^fs©x^^
RELAP5 3 - Kf f l r t eSg*f ^ £ & l £ - f 5ffl(2^Mfg£ ;e-TOi'. ziffifigcDMS, H T - © ^ * ;
J;0 ; Mr-fflji{SJi-CS.§ o ^ M ^ ^ ^ - r V K i Jones &Saha ( 8 ) ( C J ; § ^ A ^ ^ ^ ^ x ^ i
Houdayer £ (CJ; S & j t J P t F f H ^ j S ; * ^ - * (- U * S fflffi^S^Sffl U-*@fi t©#¥ §!<£•* ^"
H ( - S - 3 # # f t E i & a S « © f f l l i S £ J f f f l L , - # , i i z g W t t ^ ^ f C H L T ( i L a h e y ( C J ; § f f i ^
i m i l S © a i f e ( 9 ) ( - S o ' < virtual m a s s ^ ^ ^ e - f M b U T f 5 0 ^ " C : © S ^ ( i B a r o c z y © ~
ffl^S«fi£if{S«fflli:£©HTFS{giEtt0) ^Colebrook <D%&*S***-&t?m*H*aE«a
fflffi^Sl^ lC%$k&&mW Ltzmm&tte ^ T O S „ l f e © $ s g ; i g t i RELAP4/M0D6 3 -
RELAP5 3 - K l ^ t t l t O S H f t t t / D - f e x t f ^ t L-C( i ( l )#vy, (2)^vi /y , (3)i>$
ttffit&SfiltfiiHb, (4)7*vyf-, G l T + ^ k - ! ? , ( 6 ) ^ t > v * - 7 , (7)«S8f)5ft, (8) I- ') •> 7 ° ^
*-5o (1). ( 2 ) ( i R E L A P 4 / M 0 D 6 ( 7 ) 3 - VO^T-'JU t $}£?•&% 0 (3)(2Bourda & CarnotiV1 1 1
t 9 0 ° - r ^ - © * T ' ^ * * # S ^ S 0 (7)(ichokingS«i* sffi^JSffl±fittfflJ^©fz;fflffl'-fei;«< ft
§ ^ f t i L r g f l * n S ! | # f e S ( H # M a i l ) K g - K Ransom &Trappff l*- rV 1 2 ) £Jf-H vr
l^So (8)fflh U •y7"Stfi6(iRELAP4/MOD6 3 - K«fc ij S U ^ T ^ S , ,
RELAP5 3 - K « g ; J c ^ © y n - * * $ y|Hjjctjr i; 3 $./Jcfr 51S; £ E $ " f5 /tabic, ±iB©
5o©«#HJ, §£*ffltt:R<S#fI:&, <fsKfflli^;fcJ;t>*#*«7"n-b;u*T-'^^^^, M8?t t
- 6 -
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3. RELAP 5コードの概要
RELAP5 (1)コードは軽水冷却型原子炉の冷却材喪失事故および過渡変化時の熱水力挙動を
解析するために米国の INELで開発された最新のコードである。 RELAP5コードは従来の
(5， 6， 7) _ .. ， ...~. h
RELAP4 コードと異なり一次元の非均質非平衡な二相流モデルに基づいている点が最
大の特徴である。また，使いやすく計算が速い事も特徴となっている。
RELAP5コードを用い軽水炉のLOCA解析を行なう際に軽水炉システムは各コンポーネント
でモデル化される。コンポーネントとしては，パイプ，プランチ，ポンプなどがあり，チェッ
クパルプ，流路断面変化， トリップ，熱伝達，臨界流などが取り扱える。 RELAP5コードは
RELAP4コードと異なり各システムをモデル化する時の任意の調整パラメータがない。
RELAP5コードでは一次元の非均質非平衡な二相流モデルが用いられている。液相もしくは
気相のどちらかが飽和であるという仮定の下で液相および気相の質量保存則，液相および気相
の運動量保存則，二相混合相のエネ Jレギ一保存則の合計 5つの保存則が解かれる。液相もしく
は気相のどちらか質量の少ない方が飽和であるという仮定により二相聞のエネルギー伝達が簡
略化される。二相聞のエネルギー伝達，二相閣のエネルギ一分配，顕熱および潜熱聞のエネル
ギ一分配など複雑なメカニズムは簡単な蒸気発生モデルにより表わされる。したがって，
RELAP5コードの二相流モデルを構成するのは蒸気発生モデル，二相閣の摩擦，塁走での摩擦お
よび壁での熱伝達である。蒸気発生モデルは Jones & Saha (81によるメカニカJレモデルと
Hoodayerらによ忍次元解析実験式をベースにし独自の相関式を採用し，二相流の非平衡をモデ
ル化している。二相聞の摩擦は定常的な摩擦に関しては流量とボイド率で表わされる流動様式
図に基づき各流動様式毎の相関式を採用し，一方，過渡的な摩擦に関しては Laheyによる相対
(9) 加速度の理論 に基づく virtualmass効果をモデル化している。援での摩擦は Baroczyの二
相流摩擦損失増倍係数相関式のHI'FS修正UO)がColebr∞k の壁粗さ効果を含む単相摩擦係数
に対する相関式と一緒に用いられ， 0-1.0までのボイド率とすべての範囲のレイノルズ数に適
用出来るように実験式を変更した相関式となっている。壁での熱伝達は RELAP4/MOD6コー
ドのプローダウン熱伝達相関式パッケージをそのまま採用している。
RELAP5コードに含まれている特殊なプロセスモデルとしては(1)ポンプ，(2)ノてルブ， (3)急激
な流路断面積変化， (4)プランチ， (5)アキュムレータ， (6)ダウンカマ，(7)破断流， (8)トリップが
(7) -. LoI' I"t"'-.... _~....， L ~1 I.-....r.; -k 'z !1")¥1.J. n......_..l.... n ，.......___.&._~.. (11) ある。(1)， (2)はRELAP4/MOD6 コートのモァノレと同しである。 (3)はBourda& Carnot式
に基づき線型の半陰解法に対して変更なしに適用できるモデルである。 (4)には一次元ブランチ
と900ティーのモデルが含まれる。 (7)は choki噌基準が圧力波の上流側への伝婦の生じなくな
る条件として展開される特性法(固有値理論)に基づく Ransom& Trappのモデル 11却をIHt、て
いる。 (8)のトリップ機能は RELAP4/MOD6コードより劣っている。
RELAP5コードは軽水炉のプローダウン時に生じる熱水力現象を記述するために，!-.述の
5つの保存則，詳細な状態方程式，構成相関式および特殊なプロセルモデルを合み，数値解法
において半陰解法を採用し線型連立方程式そ7 トリックスにより収れん計算なしに[[1・緩解く )j
- 6一
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S^fflo-Ci^SfcabtHfolSfliil^ $ ?>(C»l!{blc«J; 5 I g ^ - ^ ^ f l J ^ S f c * cog tiffin « ^
RELAP5/MOD03- K(2RELAP5 a - KfflStJ© version •?:&%> tzibtlT Offi^&hm
1. time-dependent junction fflgftft^BtlSffliilfei b T b^A^j-tr^/j: l v bfc^-oT
2. siJuy'iDmfflte on-off j££g brt^X < ^^^©^K»fiB«*^f^©BISc-CA*-ClF^l^
b t A * LteVtiiftebtei.^ 4. h 'J 7 7°«S^*s^+$J--e*§o h V •y7"(i^ '^7 '*-J;a ; #y7"{Cb^igffl-e#^l\ b
c f f l ^ f c R E L A P 5 / M 0 D O n - F t H t / ; 3 ' / t ' n - ^ - y x f Affl&figb^+'AX-ftZtztb, "ffflffift U2 * £ 'o ii b-r o/x t, \
RELAP5 3-K£fflOttPF#ffJ£ b-CjaT©fc©a<*-50 Edward Pipe 7 ' n - ? ' ? y § | j i £ RELAP5 3-K^fflC^:gf*f bfc o •€•©*£*. RELAP5 n - K f f l ^ W s S ^ f ' ^ C S S t t * * mfrtbZtltZo -fe « * ^ - ^ ! ^ S - 0 7 ~ 6 ©SW ®^*ECC*aAJCJ;5^ipff i^l^®x S^*«M?.RgSi^<ff§:r-^, $ e . ^ E C C ; k a A ( C J ; « ^ v y A - 7 © ® g ? g f b : f c ^ ^ t - a - t 5 - f 4 « t i A ^ t 0 Marviken-11^^4 ©5SrrSti t( is l^i RELAP5 n - K(CJ ;3P#T T-JK - S b , «S»f*iffl:(i^fi'a-¥!ettSgt-*5»*s*)^ofc„ G.Ett© level swell g|lS$ffl&?#fffl& ^ ( 1 6 ) , RELAP5n-K(ix i; v ^ f A . ^ ^ f ^ x -^ - f - 'A^f f lOS^X^-y -k^ f t©* 4 K^f f i£?«yT? t f c .G .E . t t©CCFL£«»#f©fcS C l 7 ) , ^ f i i l i ^ ^ ^ ^ S t t i i g S - r ^ (f^SW/XCCFLSft6«ft^T-#, *ffl flooding ftlgfiWallisfc J;tfKutateladzefCJ; 5 floodingffl^ffl^(c*(j, (g^^St«:®^t?(iWalIis , SfciS^aggfttSSc-PWKutateladze © floodingffiSaiCfil^^fofrofco
- 7 -
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法を用いているため計算速度が速く，さらに線型化による誤差タ極力抑えるための自動的なタ
イムステ γプコントロールを行なっている。
RELAP5/MOD 0コードはRELAP5コードの最初の versionであるため以下の問題点が残
っている。
1. time-d句endentjunctionの流量を時閣の関数としてしか入力できない。したがって
ECCS系の模擬は不十分である。
Z パルプの開閉は on-off機能しかなくパルフeの流路断面積を時間の関数で入力できない。
したがって，全閉までに数秒間要する主蒸気隔離弁(MSIV)などの模擬は不十分である。
3. 炉心内の核計算モテソレが含まれていない。したがって，炉心の出力変化は時間の関数と
して入力しなければならなL、4. トリップ機能が不十分である。トリップはパルプおよびポンプにしか適用できない。し
たがって，実炉のECCSトリップ信号(水位低+遅れ時間)は模擬できなL、。
この様に RELAP5/MOD0コードではまだコントロールシステムの機能が不十分であるため，
予測解析にはあまり適していない。
RELAP5コードを用いた解析例として以下のものがある。 EdwardPipeブローダウン実験を
(1$ RELAP5コードを用いて解析した 。その結果， RELAP5コードの臨界流モデルの妥当性が
(14) 確かめられた。セミスケール実験 S-07-6の解析 の結果ECC水注入による非平衡非均質な
現象が何ら問題なく計算でき，さらにECC水注入によるダウンカ7 の密度変化も実験と一致す
052 る事がわかった。陥rviken~ill 実験 4 の破断流量は実験と RELAP5 コードによる解析 で良く
一致し，破断流畳は熱的平衡状態である事がわかった。 G.E社の level swell実験の解析の結(16)
果 ， RELAP5コードはスリップモデル，パプルライズモデルを用いる事なくベッセル内のボ(J7)
イド率分布を予測できた。 G.E
ぱ定常的な CCFL現象が計算でき，その flooding曲線はWallisおよびKutateladzeによる
fI∞ding曲線の間にあり，低蒸気流最領域ではWallis，また高蒸気流量領威ではKutatela也e
の flooding曲線に近い事がわかった。
- 7 -
JAERI-M 9 4 76
4. » #f * ft
RELAP5/MOD0 = - K ^ i ^ T R O S A - I K HJifcRUN704®HS&i?#r£?Tfc-?*:„ RUN704
(C*f-f 5 RELAP5 3 - F C A A f ' - ^ (3RELAP4 J 3 - K£ffl O f c i ^ & 8 ? ^ 3 ) f f l A # - x ' - ; ?
&g»CftsKU5re> tuning £fr'!£•?"£ Oft I, \ , #8?#rfC,fii W c A # x - £ © ' j * f-#• Appendix
RUN704 (Cft-f 5 RELAP5 a - K©&?#?*-TM'£Fig.4.1 ICgrT,, R O S A - M S t t « single
volume, p ipe , branch, valve, pump, t ime dependent volume, t ime dependent junction
<D&3y#-%yh-e*:7,ji>fc£ti, £**'J i - A | S [ H 4 4 , £-y" -v y ? i ' a y&( i51 , 4 k -
h * 77*SS:{i 7 t - * 5 0 Time dependent v o l u m e ^ E f c o f c - ^ T © * * >; ^-AiClt^Fift^-r*
;u, t ime dependent junction%f&t.^fz-?'<~C0i?+yjr'> a yfc%-i§'g;e7'Ji'&MRllstz0
t - h ^ f T ' J i ^ t ^ f f l t - ^ t f y ® « - « - # a r b t t ^ f | S | 7 * g T ( c : S : g $ n T 0 5 f a « * f © f l : l
K * * > - t i : r 7 f i t i ) - f J L f c 0 g - n y t f - * y j.fflt£HJ£Table 4.1 (Cpjvf,,
**:fr . l :O c ECCS«E*«fl ; , # v^&mi-t^xmfcW&ft £|S1 b f i * f f l o f c 0 ¥.&3ffitt
R O S A - H I S S © ^ ft BWR&RELAP5 3 - F 4 f f l l « t 5 § ^ , • f e ^ i ' - ^ T ' * , i?
• fe•*!•-* (fa;k#«£g|) ttBWRffl#ttggr*«,*J-fe'-ff-^rt«-#ffi-r5^ifi{CJ;0a
ttfc>*>, »MF»rE*©/h«Sfc-fe'<i'-*(C060)© I- »7'*>6aE»IBrffi«©#«JC7\:Stt±a r^.^5x(C070) ^ J M U ^ « C - » y^-y 3 y£*&£, ±SB7-a7Xi;fci.tl:A©j(!iS
RELAP5/MOD0 a - Kffl^xv \-^yy'X'CDmSl9.om,^^Jr'^(t^^.^:X'&60 CCDtz
J6, i^x-y h # y y © K a § S t ^ f t ^ H l f e ^ B l ^ i - ^ z i i t b S ^ ^ » # - c ^ ^ P 0 * C T - , * * • ?
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R E L A P 5 3 - K-C(i;J<fi^{b(i*U ^ - A £ | f f l ^ < UJJj.-fM K^ftT-flMffiS HZ* * * W *
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- 8 -
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4. 解析条件
RELAPS/MODOコードを用いてROSA-][実験RUN704の実験解析を行なった。 RUN704......(3)
に対する RELAPSコードの入力データはRELAP4Jコードを用いた実験後解析の入力データ
を基に作成し何ら tunir涯を行，工っていない。本解析に用いた入力データのリストを App即 dix
AIこ掲載する。
RUN704に対する RELAP5コードの解析モデルをFig.4.1に示す。 ROSA-lII装置は si昭 le
volume， pipe， branch， valve， ~mp ， time dependent volume， time dependent juncti∞ の各コンポーネントでモデル化され，全ボリューム数は44，全ジヤンクジョン数は51.全ヒー
トスラプ数は 7である。 Timed叩 endentvolumeを除いたすべてのボリュームに非平衡モデ
ル， t ime dependent junct ionを除いたすべてのジヤンクションに非均質モデルを適用した。
とートスラプは炉心部のヒータピンのみを考慮し軸方向 7-};所に設置されている熱電対の位置
にあわせて 7個に分割した。各コンポーネントの説明をTable4.1に示す。
各ボリュームの圧力，温度，グヤンクション流量などの初期流体条件，炉心出力変化，給水(3)
流量およびECCS流量変化，ポンプ特性はすべて実験後解析 と同じ値を用いた。主蒸気流量(4)
は感度解析 で用いた値と同じである。
ROSA-][装置の様なBWRをRELAP5コードを用い解析する場合，セパレータモデル，ジ
ェットポンプでの混合モデル，水位計算モデルおよび炉心出入口でのCCFLモデルが重要である。
セバレータ(気水分離器)はBWR独特な装置でありセパレータ内に存在する羽根により機
械的に蒸気と水を分離するものである。気水分離はいわゆる逆U字形パイプで模擬される。す
なわち，流路断面積の小さなセパレータ (C060)のトップから流路断面積の非常に大きは上部
アニュラス (C070)へ逆U字形にジヤンクションを結ぎ，上部アニュラスにおL・て重力の効果
により水を下方へ蒸気を上方へ分離する。この方法が気水分離の唯一の方法である。
RELAPS/MODOコードのジェットポンプでの運動量の混合モデルは不完全である。このた
め，ジェットポンプの吸込流が計算開始後瞬時に逆流し定常を維持できない。そこで，ジェッ
トポンプ吸込部に再循環ポンプと同様な特性のポンプ(C171，C231)を設けてジェットポンプ
での流れを模擬した。ジ zットポンプ吸込部に設けたポンプ(C171，C231)に対し以下の仮定
を行なった。
1. ポンプホモロガス曲線は再循環ポンプと同じ。
2. 初期回転数は再循環ポンプと同じ，破断と同時にコーストダウンする。
3. 定絡回転数，定絡トルク，慣性は再循環ポンプと同じ。ポンプホモロガス曲線での初期
状態が再循潔ポンプと同一にするため定絡流鼠，定格ヘッドを修正した。
4. ポンプ出入口の圧力差は O.2Sf..⑮aであるo
RELAP5コードではRELAP4コードと異なりボリューム内の水位計算が行なわれていなL、O
RELAP5コードでは水位変化はボリュームを細かく切りボイド率変化で評価される。本解析モ
デルにおいてダウンカマ領域はC070，C110， C1l1 ，C120， C130の5つのコンポーネントでモ
デル化されている。正確な水位計算を行なうにはより詳細なノーディングが必要である。
-S一
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Table 4. 1 Description of Nodalization Components
Component Component Volume Number of Number Type Number Junctions Description
010 Branch 1 4 Lower Plenum below Tie Grid 020 Sngle Volume 1 0 Lower Plenum above Tie Grid 030 Branch 1 3 Core Inlet Chambers 040 Pipe 1
2 3 4 5 6
6 Core (Bottom) Core Core Core (Center) Core Core Core (Top)
050 Branch 3 Upper Plenum 060 Sngle Volume 0 Steam Separator 070 Branch 3 Upper Head 080 Sngle Volume 0 Steam Dome 090 Sngle Volume 0 Guide Tube Simulator 100 Branch 1 Core Bypass 110 Branch 1 Feed Water Inlet Space 111 Sngle Volume 0 Upper Downcomer 120 Branch 6 Lower Downcomer (Jet Pump Inlet) 130 Branch 2 Lower Downcomer 140 Sngle Volume 0 Intact Loop Recirculation Pump
Suction Line 150 Pump 2 Intact Loop Recirculation Pump 160 Pipe 1 Intact Loop Recirculation Pump
Discharge Line Intact Loop Jet Pump Drive Line
170 Sngle Volume 0 Intact Loop Jet Pump Suction Line 171 Pump 2 Intact Loop Jet Pump Suction Pump ISO Branch 2 Intact Loop Jet Pump 185 Sngle Volume 0 Intact Loop Jet Pump Discharge
Line
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Table 4. 1 Description of Nodalization Cornponents
Cornponent Cornponent Volurne Nurnber of
Nurnber Type Nurnber Junctions Description
010 Branch 1 4 Lower Plenurn below Tie Grid
020 Sngle Volurne 1 。 Lower Plenurn above Tie Grid
030 Branch l 3 Core Inlet Charnbers
040 Pipe 1 6 Core (Bottorn)
2 Core
3 Core
4 Core (Center)
5 Core
6 Core
7 Core (Top)
050 Branch 1 3 Upper Plenurn
060 Sngle Volurne 1 O Stearn Separator
070 Branch 1 3 Upper Head
080 Sngle Volurne 。 Stearn Dorne
090 Sngle Volurne 1 O Guide Tube Sirnulator
100 Branch l 1 Core Bypass
110 Branch 1 I Feed Water Inlet Space
111 Sngle Volurne 1 。 Upper Downcorner
120 Branch 1 6 Lower Downcorner (Jet Purnp Inlet)
130 Branch 1 2 Lower Downcorner
140 Sngle Volurne 1 O Intact Loop Recirculation Purnp
Suction Line
150 Purnp l 2 Intact Loop Recirculation Purnp
160 Pipe 1 1 Intact Loop Recirculation Purnp
Discharge Line
2 Intact Loop Jet Purnp Drive Line
170 Sngle Volurne 1 。 Intact Loop Jet Purnp Suction Line
171 Purnp 1 2 Int3ct Loop Jet Purnp Suction Purnp
180 Branch 1 2 Intact Loop Jet Purnp
185 Sngle Volurne 1 。 Intact Loop Jet Purnp Discharge
Line
- 9 -
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Table 4.1 Description of Nodalization Components (Continued)
Component Component Volume Number of Number Type Number Junctions Description
190 Sngle Volume 1 0 Broken Loop Recirculation Pump Suction Line, Vessel Side
200 Sngle Volume 1 0 Broken Loop Recirculation Pump Suction Line, Pump Side
210 Pump 1 2 Broken Loop Recirculation Pump 220 Pipe 1
2
1 Broken Loop Recirculation Pump Discharge Line Broken Loop Jet Pump Drive Line
230 Sngle Volume 1 0 Broken Loop Jet Pump Suction Line 231 Pump 1 2 Broken Loop Jet Pump Suction Pump 240 Branch 1 2 Broken Loop Jet Pump 245 Sngle Volume 1 0 Broken Loop Jet Pump Discharge
Line 250 Valve - 2 Quick Shutoff Valve 260 Valve - 2 Break B (Vessel Side) 270 Valve - 2 Break A (Pump Side) 280 Time Dependent
Volume 1 ~ Containment
281 Time Dependent Volume
1 - Containment
290 Time Dependent Volume
1 - Main Steam Reservoir
300 Time Dependent Junction
- 1 Main Steam
310 Time Dependent Volume
1 - Hot Feed Water Reservoir
320 Time Dependent Junction
- 1 Hot Feed Water
330 Time Dependent Volume
1 Cold Feed Water Reservoir
- 1 0 -
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Tab1e 4.1 Description of Noda1ization Components (Continued)
Component Component Vo1ume Number of
Number Type Number Junctions Description
190 Sng1e Vo1ume l 。 Broken Loop Recircu1ation Pump
Suction Line， Vesse1 Side 200 Sng1e Vo1ume 1 O Broken Loop Recircu1ation Pump
Suction Line， Pump Side
210 Pump 1 2 Broken Loop Recirculation Pump
220 Pipe 1 1 Broken Loop Recircu1ation Pump
Discharge Line
2 Broken Loop Jet Pump Drive Line
230 Sngle Volume 1 。 Broken Loop Jet Pump Suction Line
231 Pωnp 1 2 Broken Loop Jet Pump Suction Pump
240 Branch 1 2 Broken Loop Jet Pump
245 Sngle Volume 1 。 Broken Loop Jet Pump Discharge
Line
250 Valve 2 Quick Shutoff Valve
260 Va1ve 2 Break B (Vessel Side)
270 Valve 2 Break A (Pump Side)
280 Time Dependent 1 Containment
Volume
281 Time Dependent 1 Containment
Vo1ume
290 Time Dependent 1 I Main Steam Reservoir
Vo1ume
300 Time Dependent - 1 I Main Steam
Junction
310 Time Dependent 1 I Hot Feed Water Reservoir
Vo1ume
320 Time Dependent - 1 I Hot Feed Water
Junction
330 Time Dependent 1 I Cold Feed Water Reservoir
Volume
ハU
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Table 4.1 Description of Nodalization Components (Continued)
Component Component Volume Number of Number Type Number Junctions Description
331 Time Dependent 1 Volume
332 Time Dependent 1 Volume
340 Time Dependent - 1 Junction
350 Time Dependent - 1 Junction
360 Time Dependent - 1 Junction
LPCI Reservoir
HPCS+LPCS Reservoir
Cold Feed Water
LPCI
HPCS+LPCS
001 Heat Structure Heater Rods
JAERI-M 9476
Table 4.1 Description of Nodalization Components (Continued)
Component Component Volume Number of
Number Type Number Junctjons Description
331 Time Dependent 1 LPCI Reservoir
Volume
332 Time Dependent 1 I HPCS+LPCS Reservoir
Volume
340 Time Dependent - 1 I Cold Feed Water
Junction
350 Time Dependent - l
Junction
360 Time Dependent - 1 I HPCS+LPCS
Junction
001 Heat Structure Heater Rods
唱E4
4EA
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sv; single volume P ; pipe b ; branch v ; valve pu; pump tv; time dependent volume tj; time dependent junction g ; heat structure
080 sv steam lin 290
Fig. 4. 1 RELAP5 Noding for ROSA-III RUN 704
- 12 -
]AERI-M 9476
sv; single volume
p plpe
b branch
v valve
pu; pump
tv;time dependent volun陪
tj; ti鵬 dependentjunction
冒 heatstructure
080 sv
070 b
220 020 sv
p I ri I I I I l' I 1 1 I •• I I P
160
010 b
1140 sv
Fig. 4. 1 RELAP5 Noding for ROSA“II 1 RUN 704
-n〆ul
JAERI-M 9476
5. m *f m m
RELAP5XMOD0 => - K£ffl l ^ROSA-I t t^ RUN704 ©Pfff £58c»f & 129.2 # £ "Cfr tt -? fc0 ftgfCgLfcll^ttFACOM U-200Xm%Q0^X$>6o ffl$\'<k 129.2^-e*ffl^tifi*
RELAP5/MOD0 a - KCX SPf l fS^JaTfC^- roSf fT*^ t RUN704 M^X'^ibtlfz EAg^^f f l^**^fe<&(tgc ' r§¥(C J; D RELAP5 a - K c D # ^ - e S , 5 * i t S * ¥ « - * g g i t :e7'n>®mm&&ffl'*5Z.ti>iX-%Z0 1%, £fK¥£J:i*@fti;&TOt'(CK^< RELAP4J3- K
s. i mftfriimt
M% K - A E A ^ k ^ F i g . & l K ^ - r o *.^aPS8t#(MSIV)im, ;SPf tE;*m*§<±#
EA±#«f f l I f t i J$n , ^ © ^ . % ( C E ^ J « M ^ - r 5 0 "FIH57"U'^A7 7-y>y^(C030,C020.
C010©HK-S6BTm 16.9-18.8 ^ - C ^ * J (C =fc O^ i i f f l i&M^SI^ . U -®i tJ6*Pr tE#©a£
^ t t ^ ^ A W C ^ 5 0 J $ » T & 4 1 # . 50f>, 8 4 f > - C i P ^ E A ( i ^ x 7 7°^ (C i i f t l - r§ 0 £ft«;!F,|>
RELAP5=J-K(cj ;5^P ( 3E*^ ' fbi^^-r ' -^ fcefcO:RELAP4 Jn - K C J; 5 ^ ^ «• Fig. 5.2(CtkK-t^o RELAP4J a - K f C i - S ^ ^ E ^ ^ f t i i H ^ - f * - ^ i IJJJ-S: L t O S , RELAP5 3 - VlC&Zfcn&Jimtl*WlW&3Q®lLX'itnffcJ?-9 &QM< *©&{£< te-?T
s.2 amatsstt:
^7-fe;H|ijaj^gftD ;> # y y § J g [ « i : © f t i q g l | | £ F i g . 5 . 3 , 5.4l£3rf0 s W c f c P T © Sr8Efttt«!l5£ 3 t lT (••>*£ l \ , RELAP4J n - K©BS^git*-f '>Ki*7'^-^6i«r-^iE Zaloudek ©it, ^fpffi$-e(iMoody *fOu t ? * 'J T1 * (i«c#-T 5 C*BII8jS;£ffl O t l ^ 0
- / / , RELAP5 3-Kf f lBI^«e*7 : ' ^«E*iS©±gE ' s f f l e f t* i ^ : i i * i f f i ^^^ i ( . ^*#K
•< .y -b^fJ6S{gf^ii(iseigT^^10l*f T=tt RELAP5 n - Kffl#*<'J?tt <•€•©&£ < tt ->TO S„ - # , •^>'rfJg[»faEft<iRELAP53-KtRELAP4j3-K-e(aiJ |^[it?*5 0
RELAP5 a- v ®jj tmffimm^&^x^v ^mmffimit&M'pmm bxi^tzibm^&ti t><B~,<, ^(D^i^yb^mf&fSx^.Wr.^mxnU LX^5tzi£y}p\*i5:-.Jjm&<te->X^Zt-%z. <btlZ>o RELAP53- VX^ y ^jumf&»tmi.&£0W&£ <BiU-$-6tzihlCl3.5i'<y yi]-?&
- 1 3 -
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5. 解析結果
RELAP 5/MOD 0コードを用いROSA-m実験RUN704の解析を破断後 129.2秒まで行なっ
た。計算に費した時聞は FACOMM-200で約 90∞秒である。破断後 129.2秒で水の物性値サ
ブルーチンで計算が収束不可能になり計算が終了した。
RELAP5/MODOコードによる解析結果を以下に示す。解析結果と RUN704実験で得られた
圧力容務内の熱水力現象を比較する事により RELAP5コードの特徴である非均質非平衡二相流
モテ'ルの適用性を調べることができる。尚，均質平衡二相流モデルに基づく RELAP4]コード
による解析結果も比較のため示す。
5. 1 炉内圧力変化
蒸気ドーム圧力変化を Fig.5.11こ示す。主蒸気隔離弁(MSIV)閉後，炉内圧力は大きく上昇
する。下部ダウンカマ(C130 )のポイド率が 0.8以上になると破断口からの蒸気の流出量は増え
圧力上昇は抑制され，その後急に圧力は減少する。下部プレナムフラッシング(C030.C020.
COlOの)1原に破断後 16.9~ 18.8秒で発生)により多最の蒸気が発坐し，このため炉内庄力の減
少は緩やかになる。破断後41秒.50秒.84秒で炉内圧力はステップ状に増加する。これは炉心
内に多最の蒸気が発生したためと思われる。
RELAP5コ ドによる炉内圧力変化と実験データおよびRELAP4]コードによる結果をFig.
5.2に比較する。 RELAP4]コードによる炉内圧力変化は実験データとほぼ一致している。
RELAP5コードによる炉内圧力変化は破断後30秒までは実験データより高くその後低くなって
いる。この原因はおもに破断流賃にあると恩われる。
思2 破断流量変化
ベッセル側破断流駄，ポンプ側破断流量の計算結果を Fig.5.3 . 5.4に示す。実験において破
断流侵は測定されていない。 RELAP4]コードの臨界流モデルはサプクール領域で修正
Zaloudekの式，飽和領域ではMoodyモデルとクオリティに依存するG相関式を用いている。
-}j. RELAP5コードの臨界流モデルは圧力波の上流への伝幡が音速を越えないという条件に(12)
暴づき特性法 で計算するものである。
ベッセル側破断流民は破断後約10秒までは RELAP5コードの方が少なくその後多くなってい
る。一方，ポンプ側破断流量はRELAP5コードと RELAP4]コードでほぼ同じである。
RELAP5コードの方が破断初期においてベッセル側破断流量を過少評価しているため炉内圧力
がたiく，その後ベ'ツセJレ側破断流儀を過大評価しているため炉内圧力が{尽くなっていると考え
られる。 RELAP5コードでベッセル側破断流ほをより精度よく計算するためにはダウンカ 7 を
より細かいノードに分割する必要がある。また RELAP5コードのサプクール鎖綾ならびに低ク
。0・EA
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5.3 m<bmmmt
&foxuwi.m.mt* Fig.5.5 JC^-T „ %m.icfcoxjpMDm&mktm%.$nxi^I^,
X7*!ftj£gB©;fM VmtmtfS^, * i « f C f e O T j ? x 7 l-#y7"KiAgl5{CigM^^# ^ / ^
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W # O o ®«f^35#^&65#(C^(tr^ffiT(Slt^ffl±(6itffl>! it(6]i5lfti^^-r05 0 ®»r& IS&Km, ^ O A P t f ' J , L - M C 0 3 0 ) © * M K ^ ^ a i J 1.0 i ^ 5 t J 6 ^ ^ A P S l ( i ^ m *
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^/^ffiPT-O^ffizlffifflSSS^ft^Fig. 5 .8fC^- 0 5e»Tg;!SffliiS(i(5IS?{C^'S©(C*f ba f f i J i aa^^ fCTCt fo #M>&±8Btf'J ^-A(C04007)ffl*M K^waori.Otteai&Wf gh45g>Jil^fc:*jo-c^^asPfflffitUi^^^*i®^®atfCia< te-5„ *P-C>ihPf-tei^iSfflT [S] #Sv*l±|6j § ©»|6j&ft«Jft»f &41 ~45#T-StS: * t i t 0 5 „
JtP^ffiAP«CfclJ-5ggl:^b(iRELAP4j3- KC£3|£ljl<fci£ttitt(C-g;L-<:i,^< > Lrt> VS.&<h, RELAP53- VX'ttT®7ui-/»7 y y i/v?iC£Zfc,bAaiM&.mmumijnW
m.iyt'i'-sx\hux-om.m.mt, %.m~m®ffi.:&mt:&Figs.5.9,5.10 ofj-r „ LPCI fpi& &, :P-[y^^*mP©iffift(mi>^M^*gE(C100,ffl:}M K*a«3?tt£E)5St, «Jit±ttS> iMt£ ft 5„ *FiO"M >-f ttSP ®^*-*B©SSiiM[i*#l-7C# < «S»r^30 ~808>-e&*B "Fft tmffl±|Sj#©*fl6iai6if|-^$n-Cl^5o miK-ffl©iS®M(i*M K*ffl i tSniJt iCAi<« S .
RELAPs?-t-'ic&^xn&-m<D&m%i±^m-ffir3^mi<&mic£vfc£z0%i&^ ffl&<o&miiffi&t#4 mx$kt>ztizffi®mJ>uzm'f&it®zti, fcrnnrnx-nm v mwo.teUTxnmtfii, #4 \-'mwo.85~o.9oxmmM, #4 K*^O.95~I.O xmmk^mn
- 1 4 -
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オリティ領域での破断流モデルを検討する必要がある。
5.3 炉心流量変化
炉心入口流量変化を Fig.5.5に示す。実験において炉心入口流量変化は測定されていないが，
下部プレナムと上部プレナム間の差圧のデータから推定すると下部プレナムフラッシング時に
炉心入口流量のかなりの増加があったと考えられる。炉心入口流量は破断後コーストダウンす
るがMSIV閉以降の圧力上昇により一時的に増加する。これは圧力上昇にともないジェットポ
ンプ吸込部のボイド率が零となり，本解析においてジェットポンプ吸込部に仮想的なポンプを
設けているため吸込流が増加した事による。破断後10.1秒でジェットポンプ吸込部(C120 )の
ポイド率が 0.5以上となり以後急上昇する。そのため，ジェットポンプ吸込流はほぼ零となり，
炉心入口流長も急激に減少し停滞する。破断後17~18秒にかけて下部プレナムフラッシングが
開始し炉心入口流量は顕著に地加する。下部プレナムフラッシングによる炉心入口流量の増加
は破断後約30秒でおだやかになる。下部プレナムフラッシングによる炉心入口流量の顕著な増
加は RELAP4Jコードでは明確には計算されず，この事はRELAP5コードの二相流モテワレが優れて
いる事を示している。
炉心入口での気液二相の流速変化を Fig.5.6に示す。下部プレナムフラッシング以降 F 炉心
入口流は非均質となる事がわかる。気液二相の流速は激しく変化するが気相速度は液相速度よ
り大きい。破断後35秒から65秒にかけて液相下向き気相上向きの対向流となっている。破断後
75秒以降，炉心入口ボリューム (C030)のポイド率がほぼ1.0となるため炉心入口流は蒸気単
相流となっている。
炉心出口流量変化をFig.5.7に示す。炉心出口流量は激しく振動しているがほぼ正流のまま
である。
炉心出口での気液二相の流速変化を Fig.5.8に示す。破断後液相速度はほぼ零になるのに対
し気相速度は非常に大き L、。炉心最上部ボリューム(C04007)のボイド率がほぼ1.0とな忍波断
後45秒以降において炉心出口の流れは蒸気単相の均質流に近くなる。炉心出口において液相下
向き気相上向きの対向流は破断後41~45秒で計算されている o
炉心出入口における流量変化は RELAP4Jコードによる結果と定性的に一致している。しか
しながら， RELAP5コードでは下部プレナムフラッシングによる炉心入口流鼠の顕著ーな憎加が
計算されている点に差がみられる。
炉心パイパス出口での流量変化，気液二相の流速変化を Figs.5.9， 5.10に示す。 LPCI作動
後，炉心パイパス出口の流れは炉心パイパス部(C100)のポイド率が零なら iE流，零以上なら
逆流となる。炉心パイパス出口の気液二相の流速差は非常に大きく破断後30~80秒で液相下向
き気相上向きの対向流が計算されている。気液二相の速度差はボイド率の婚加と共に大きくな
る。
RELAP5コードにおいて気液ニ相の速度差は気液二相聞に働らく摩擦により決まる。気液二
相聞の摩僚は流盆とポイド率で表わされる流動様式に基づき計算され，低Mtfit領域ではボイド
率が 0.65以下で気泡流，ボイド率が0.85~0.90で環状流，ボイドネが0.95~ 1. 0 で P!í湯流の相関
必
uτー
JAERI-M 9476
5. 4 i? x ••/ h * V 7 S M I W b
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RELAP4J3- KCDi m<tSftW(--S:-rSo «8f»ffji?x-y h^y^^ft^t^Fig.&iac^-ro SEMtesssfiS&t-iMsit-f £<, KjAgftfc
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5.5 x-i vm%ut
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URSr» i 0 7 ^ - r - i a ( ^ t ^ 5 o
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- 1 5 -
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(16) 式が用いられる。一般的に RELAP5コードの気液二相間摩擦力は気泡流で非常に大きい 。し
たがって，ポイド率の増加と共に気液二相間摩擦カは減少し気液二相の速度差は大きくなる。
5.4 ジ:E:'"1トポンプ流畳変化
健全側ジェットポンプ流量変化をFig.5.11に示す。駆動流は破断後ポンプトリップによりコ
ーストダウンし，破断後約35秒でほぼ零となる。吸込流は破断後減少しMSIV間以降一時増加
する。吐出流も吸込流と同様な変化をする。ジェ y トポンプ吸込部(C120)のボイド率が0.5
以上となる破断後10.1秒以降，吸込流はほぼ零となる。吸込流は破断後20秒で，吐出流は破断後
27秒から逆流する。健全側ジェットポンプの流畳変化は吸込流と吐出流の一時的回復を除き
RELAP4]コードの結果と定性的に一致する。
破断側ジェットポンプ流畳変化を Fig.5.121こ示す。駆動流は破断直後に逆流する。吸込流お
よび吐出流は破断後減少しMSIV閉以降一時矯加する。ジェットポンプ吸込部(C120 )のボイ
ド率が 0.5以上となる破断後10.1秒以降吸込流はほぼ零となり，吐出流は逆流する。破断側ジェ
ットポンプ流量変化はRELAP4Jコードの結果と大きく異なる。 RELAP4]コードでは破断後
吐出部から駆動部および吸込部へ逆流するが， RELAP5コードでは吸込部から駆動部および吐
出部への流れが生じる。 RELAP5コードにはジェットポンプでの運動量の混合モデルが不完全
なため，本解析においては吸込部に仮想的なポンプを設けたが破断側ジェットポンプにおいて
はこのポンプによる吸込流が過大評価となっている。吸込部に仮想的なポンプを設けたため，
吸込部が蒸気中に露出して流量がほぼ零となる10秒以前の吸込流および吐出流の解析続度は惑
L 、。
5.5 ポイド率変化
RELAP5コードでは RELAP4 コードと異なり 1つの大きなボリューム内で人為的な水位計
算が行なわれない。このためBWRのLOCA解析において重要である水位変化を計算するには
ボリュームを細かく切りそのボリュームのボイド率変化で評価する事となる。
ダウンカマ領域でのボイド率変化を Fig.5.13に示す。破断後 5秒以降， C070， CIIO， Cll1.
C120， C130の/1貨にボイド率が急激に増加しダウンカ7水位が低下していく事がわかる。破断
後15秒で下部ダウンカ 7(C130)も露出する。破断後41秒でダウンカ7のポイド率が一時的に
大きく減少する。これは炉心バイパスにたまった水が炉心に流入し，発生した多量の蒸気とと
もにふき上げられダウンカ 7 へ落下したためと考えられる。
上部プレナム (C050)のポイド率変化を Fig.5.14に示す。破断後45-80秒にかけて蒸気雰囲
気にある事がわかる。破断後79秒で LPCIが作動すると上部プレナムのボイド率は次第に減少
し破断後 107秒でほぼ零となる。
炉心中央部(C04004)のボイド率変化を Fig.5.15に示す。破断後ボイド率は附加し0.65付近で
振動する o 破断後15秒からポイド率は急激に憎加するが下部プレナムフラッシングにより18.5
秒からまた0.65近傍に減少する。その後ボイド本が0.65付近で振動し破断後34秒以降路111する
rD
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;p,l>gB(C040) ©rf-M F ^ ^ f c * Fig. 5.16 tC^-ro«S»f^40f>Ji(ff, &&&*><%& LX^?>
• T 5 * ^ J P ^ 0 S * J C I i M ? > ^ P o t f c , LPCIfPB&(CJ;§^^TSBA^fflH:S;Xfef+W$n
Ta5^^^A(C030,C020, C010)rt©-+M Ym&it* Fig. 5.17 (C^-T0 figffgU6.9 ~ 18.8 m^-t^iXTW,-fu&J,7 y v*yft>mi&Lt:m&t>frZo T^y'^i-^itECCSiCX OS
j^iyf'f'^CCioo), ftJWifgF^CCogo)^©*^ K^^ft^-Fig.5.18 ic^-f „ *P,IV< A ^xgBte LPCI ftl&JCX ^%.mct'4 K^6MSTbffi»Tt;88#-eia(?g;k^-l»o 1MW#*l*3
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5.6 fc-**MSJSf£fl:
RUN704g|S8fflii£Jia>£fc-*^EaKteiM8S&<CJ;9il±#, T S ^ V T - A 7 7 -, •> y
f- U Cf t£© t - * S E f i S ^ f b i^-^F*3©7jcf i^ fb(-( i^g^Pi i*5^§»*Jt>^ ->/Co (4)
i^m¥m-mm^T-'^^m^< RELAP4J=>- b'^x^mfr -eiimmm^^^Mmammt JpiC.xcf*gB-e©b-^«ESff^'fb*Fig. 5.20 (C^f-0 RELAP4J=>- KTfinWiff£#g*
g : t - ^ ^ E S S ( i ± # L T a 3 7 ° i / ^ A 7 7 7 ^ > / i : J ; 5 'J 7 x -y b feftSfSft-f LPCI £ AiStemfflf igj&T&lf^tr&So —#, RELAP53- K T* {2 795 7° !• 7- A 7-7 •yW^'fC J;3 y 7 xy h*^<ftg:$nr*?*j. Sfcg|jb(cj;5iaa±#feA<ff-^$nro5o b*> LteVl, t-?&ffi&&l*mth&±.¥l--t&t:rtr'&V ECCS(CJ;5 ? x y-^iIfSiiftffSft
RELAP5 3 - K ( - f e O - C t - ^ ^ f f i S S i * M K ^ i ©F^JCfiSf^^lSii)!)^ (j , *M K^
&17~18 #-eTgB7"!/i-A7 7 -yyy^/)Hiit?>ti&t^ vm®1Mfatiii)P>bicffi.ALmlbft © # 4 K ^ 6 M S T b t - ^ ^ f i * 5 i j 7 I 7 h-f^o RELAP53- KTr(i-ffigit*f-*^6<iS^$ t l T O S fcfeTgB7" i / t A 7 7 -y •> y^'ic «t 5^,c,APfiSl:©I@^^:Jtttl *5it2? S t i , *©*§ H, t-j<-&$&<) 7 x „ h^H*s| i-g:$n-C05o dtl«RELAP5 3-KfflHffi»S*-r"^*s
«£* © RELAP4 3 - K J; 0 ffint o 3 H £ # LT O 5 „ RELAP5 3 - K©*&ii-=e^KiRELAP4/'MOD6 ffl7'D-^'7y^{KiitefI^^0 v - y - i ;
t\*i&X-&6o iP^cta^SBOt-^Sif i i rcDiafei i*- Ktimode 3 (g&#i/.k-N©t£iM :Chen iO^if lSi l^fCJ;*; ) model4 (mmfc^OrpifctiMiftM : Groeneveld^ *> b < (iCondie-
- 1 6 -
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のがわかるo 炉心中央部ではECCSによる冠水が行なわれていない。
炉心部(C040)のボイド率変化を Fig.5.16に示す。破断後40秒以降，全炉心が露出している
のがわかる。破断後80秒以降LPCI作動により炉心最上部(04070)で一時的にボイド率が低下
するが全炉心の冠水には至らない。また， LPCI作動による炉心下部からの再冠水も計算され
ていない。炉心部のポイド率変化はヒータ表面温度変化と密接な関連がある。
下部プレナム (C030， C020 ， C010 )内のボイド率変化を Fig.5.17に示す。破断後16.9-18.8
秒にかけて下部プレナムフラッシングが開始した事がわかる。下部プレナムは ECCSにより冠
水していない。
炉心パイパス (C100)，制御棒案内管(C090)部のボイド率変化を Fig.5.18に示す。炉心バ
イパス部は tPCI作動により急激にボイド率が低下し破断後88秒でほぼ冠水する。制御俸案内
管部は炉心バイパス部が冠水してからボイド率が低下し破断後 121秒で冠水する。
被断上流ボリュームのボイド率変化をFig.5.19 Iこ示す。ベッセル側破断流は破断後2.謝 Pカョら
ニ相流となり16秒でほぼ蒸気単相流となる。一方，ポンプ側破断流は破断後すぐに二相流とな
り5秒以降蒸気単相流となる。
5.6 ヒータ表面温度変化
RUN704実験の結果からヒータ表面温度は沸騰遷移により急上昇，下部プレナムフラッシン
グによりリウェッ卜，露出により再上昇， LPCI水による炉心下部からの再冠水によりクエン
チし，これらのヒータ表面温度変化と炉心内の水位変化には密接な関連がある事がわかった。
，，_ L ~，..n ".-(4) 均質平衡二相流モデJレに基づく RELAP4Jコートんよる解析 では沸騰遷移発生時刻は実験と
一致するが， リウェッ卜およびクエンチ過程の解析は困難である事がわかった。
炉心中央部でのヒータ表面温度変化を Fig.5.20に示す。 RELAP4Jコードでは沸騰遷移発生
後ヒータ表面温度は上昇し下部プレナムフラッシングによるリウェットも計算されずLPCI注
入開始後の温度低下も緩やかである。一方， RELAP5コードでは下部プレナムヲラッシングに
よるリウェットが良く計算されており，また露出による温度上昇も良く計算されている。しか
しながら， ヒータ表面温度は露出後上昇するだけであり ECCSによるクエンチ過程は計算され
ていない。
RELAP5コードにおいてヒータ表面温度とボイド率との聞には密接な関連があり，ボイド率
が増加するとヒータ表面温度は上昇しボイド率が減少するとヒータ表I酎楓度は低下する。破断
後17-18秒で下部プレナムフラッシングが生じると低ボイド率の流体が炉心に流入し炉心内
のボイド率が低下しヒータ表面がリウェッ卜する。 RELAP5コードでは二相流モデルが改善さ
れているため下郎プレナムフラッシングによる炉心入口流最の顕著な増加が計-t-¥J:され，その結
果， ヒータ表面のリウェット過程が計算されている。これはRELAP5コードの二相流モデルが
従米のRELAP4コードより優れている事を示している。
RELAP5コードの熱伝達モデルはRELAP4/MOD6のブローダウン熱伝達相関式ノfッケージ
と同じである。炉心中央部のヒータ表lfiiでの熱伝達モードはmode3 (飽和水への絞i?1;騰 :Chen
式)から沸騰遷移により mode14 (飽和水への中流I}::膜沸騰:Groeneveld式恥しくは Condie-
ρ口
ー
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Bengston;S;)'v.£5.»C!/$ * y HCiO mode 3 t fe ZQM&ICJ: »)model4fe L<(2mode 12«&fp;IC'v.ffl4£&fEg|gS?Mi : Bromley-PomerantS;)(c^fT-r§ 0
^^**a5©t - ; ?S®-Cf f l^e : a^^^ fb*F ig .5 .21 (C^- ro « r & 1 5 # £ - e , #±0*19 #^?.35#t t?( iS^SI**^* t i -c^ .5^ , ^©<te©WF^-e(iP»a^*5fctom^ig^«[
*P-t<Ott3r|S]ffli:-^SffiSK^^fc;* Fig. 5.22 (C^"T0 RELAP5 3 - K C J ; 5 t - ^ i f f i ^ S ^ f b i H ^ T - * - ^ £©-I^ :F<k4 1 *&©Pos .4£6fe£&<t t t , \ , fc-*«i5J!K^ffc,tt ^fr±SB^H^iO^"*^<^^TSI5-?»*Tffl^'6 iifO„ C©fi|Bj(iSf*fflRELAP4j3- KT* ? ienfcS^ i^ t tW(C- i fcb-C( , - ' 5 0 RELAP4J 3 - KT:« e - ^ f S f i g ^ f t X f c O - t : *
»]i»i6fti^*jttii«is<-ft-r«**y^*v h*j«tff^xy^jas®»#fttH*-e*s0
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5.7 zfi&SJS^fb
RELkP5 3-t-'<D~)Effi*?JU®&A<DftWi(i&i%£&¥&*7'>i'l=.&Z0 RELAP5 3 - K
•5iSS(c:S^ Sg-teOfigMI-gp: $ ft-5 „
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RELAP5 3 - KfflZlffi^^'f-VKijtfii^.tD-'MffifflMft^^IiJ, $J@fcJ;tf%m®MW]BM #BIJ, ^-g-ffi©x^^+*-{S#IU©^ff-5offl»#IiJ^bS!<;0, ^i^§;(ifl-g-ffifflSS(P), E A ( P ) , n ' l f < ( X ) , ^ l^ff i©rtgBx*^+' - (U) ,®ffiii@:"(Vf ),S*.fligffi(Vg) ©
p = f (P, x, u)
RELAPSa-K-^f ix*^**—R^IJ^ ! o W > ? i l ' S t , &fflfc^O-'m*§©&**> bA^«&«! T - * 5 i f g ® $ f t § 0 - f f i©+-e f t l :©^^o^- ( least massive) fflfflj^fu, -fttto*..
- 1 7 -
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Bengston式)へさらにリウェットにより mode3にもどり露出により mode14もしくはmode
12 (飽和水への低流量膜務騰:Bromley ・-Pomerant式)に移行する。
炉心中央部のヒータ表面での熱伝達係数変化をFig.5.21に示す。破断後15秒まで，および19
秒から35秒までは核沸騰が維持されているが，その他の期間では膜沸騰であるため熱伝達係数
は小さく流体への伝熱量が減少している事がわかる。
炉心の軸方向のとータ表面温度変化を Fig.5.22に示す。 RELAP5コードによるヒータ表面
温度変化と実験データとの一致は炉心中央部のPos.4を除き良くない。ヒータ表面温度変化は
炉心上部で実験の方が高く炉心下部で解析の方が高い。この傾向は従来のRELAP4]コードで
得られた結果と定性的に一致している。 RELAP4Jコードではヒータ表面温度変化において沸
騰遷移発生時刻は実験と良く一致するがリウェットおよびクエンチ過程の解析は困難である。
一方， RELAP'コ ドでは二柏流モデルが改善されているため下部プレナムフラッシングによ
る炉心入口流量の顕著な増加が計算され， リウェッ卜過程も良く計算できた。しかし，クエン
チ過程の解析はRELAP4Jコードと同様に成功していな L、。 RELAP5/MODOコードの熱伝達
モデルは本来プローダウン過程解析に用いられるべきものであり，二相流モデルと合わせて検
討する必要がある o
5.7 流体温度変化
RELAP5コードの二相流モデルの最大の特徴は非均質非平衡モデルにある。 RELAP5コード
ではエネルギ一式が一つであり二栂流状態では液相もしくは気相のどちらかが飽和であるとい
う仮定に基づき各相の温度が計算される。
上部プレナムおよび炉心最上部の流体温度変化を Fig.5.23， 5.24に示す。液相および気相の
温度はほぼ同じであり非平衡は顕著に表われていない。上部プレナムおよび炉心最上部の各相
の温度と飽和温度(Ts)との差を Figs.5.25，5.26に示す。上部フレナムでは気相温度(Ts)と
飽和温度が等しく気相が飽和状態にあるo一方， HPCS作動により低温の水が上部プレナムへ
注入されると液相はサブクーJレ状態になるのがわかる。しかしながら，液相のサブクール度は
非常に小さ L、。炉心最上部においても気相温度と飽和混度が等しく気相が飽和状態にあるが液
相は逆にスーパーヒート状態にある。しかし，液相のスーパ ヒー卜度も非常に小さい。この
様にRELAP5コードでは気液二相の熱的非平衡は計算されるが本解析における非平衡の程度は
非常に小さい。
RELAP5コードの二相流モデルは液相および気相の質賃保存則，液相および気相の運動最保
存則，混合相のエネルギ一保存則の合計 5つの保存則から成り，独立変数は混合相の密度(p)，
圧力(P)，クオリティ (X)，混合相の内部エネルギ (U) ，液相速度(Vf)，気相速度CVg)の
6変数であるため状態方程式が必要である。
p = f Cp， x， U)
RELAP5コードではエネルギ一保存則が 1つしかないので，被相および気相のどちらかが飽和
であると仮定される。二相の中で質量の少ない方(least massive)の相が飽和，すなわち.
-17-
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m&mcTg) ©«-»#&**•*-. ?* 'J x-f #0 .5 JilT©*#£-. least mass ivef f i ( iMff l t ; * l §©"eTg=Ts (g&fnSg) £
{ g ^ f t S o $ffl ©1*335 x * ; i > * * - ( U f ) ( i
Uf = C U - X U | ( P ) ] / (1 - X )
T-&0, Uf >uf c o ^ . ^ f f i f i ^ - ^ - t - f-ttffi-^^j), ^ c u f < U f © B # , ifeffifi-y-T-
^ ' J - r - r # 0 . 5 & ± © i i £ - , least massive^f(ii !6ffl-eS>5CDT-Tf=Ts £ fS 56 £ ft-§<,«,
Ug = C U - ( 1 - X ) uf ( P ) J / X
^«Sg-e*0^M*(cS^tMfflf iS(T g )*5it»:$t is o
±gB7"U ^ -A© ^ ^- y T- -f ^ - fb^ Fig. 5.27 (C^-r o ±gl57°! /±A©^3)- 'J -f -f ( i0 .5HT-e*
§ / C J 6 least massive S I l S l S l t t f i i : ( J -DT(^£IfJ-e&3o
RELAP5 3 - K f f l - f f i ^ * T - ' ' ^ © i i S ' 3 ^ ¥ i ; ( i ^ « ; ^ ^ ; & 7 - * ^ ( C j ; 0 ^ g e $ n § o Hffiffli"
^ ^ ^ ^ ^ 4 ^ - r V i x - ^ g t ) $ n 5 „ R E L A P 5 n - K f f l l ^ v f e ^ T ^ K i d ) Jones & 3aha (C J;
hi- ±=.i)ju*:?iJ®, (2)lVbby Dick-r ' -* A> 5> 7# b ft fc Houdayer ©&5EJW H S£ S fc <fc 0=
m%%L&*7tyttft¥-m&mfrb¥m&M^<»mwMMt%^'btiz>0 -rut>%, %L&fcm ibtz^&m%^&mO~'g) itw-m?* v7- ^(x e),*¥is^*y-r ^(xS)t«sis#p^(e) £
•Tg X e - X s /» 0
T*^t>$tixesxs^e>r gao-rs l§o ¥ i ^ ' j f < tif^gf^^-y -f -t com^ttm^m
Cpg X e - X s = T ^ - X s ( T g - T s ) (Tf = Ts©B#)
hfg
Cpf X e - X s = T 7 - ( 1 - X s ) CTf - T s ) (Tg = Ts©Mf)
hfg
X'&60 ccr- cpg: mmmn^mEitm Cpf : ts^i7j<©^Eitlft hfg: m^mm
]AERI-M 9476
発生しつつある絡もしくは消滅しつつある相が飽和と仮定される。以下に液相温度(Tf)と気
相温度(Tg)の計算方法を示す。
クオリティが 0.5以下の場合 leastmassive相は気相であるのでTg=Ts (飽和混度)と
仮定される。液相の内部エネルギー(Uf)は
Uf = ( U -Xtfg (P) J / c1 -X)
であり. uf >Uf の時，液相はスーパーヒート状態であり，逆にUf<U~ の時，液相はサプ
クール状態であり蒸気表に基づき液相温度(Tf)が計算される。
クオリティが α5以上の場合.least massive相は液相であるのでTf=Tsと仮定される。気
相の内部エネルギー(Ug)は
Ug=( U一(l-X)Uf(P)J/X
であり Ug>U;の時，気相はスーパーヒート状態であ仏逆にUgくu;の時，気相はサプクー
ル状態であり蒸気表に基づき気相温度(Tg)が計算される。
上部プレナムのクオリティ変化を Fig.5.27に示す。上部プレナムのクオリティは0.5以下であ
るため leastmassiveな気相が飽和状態になっている訳である。
RELAP5コードのニ相流モデルの熱的非平衡は蒸気発生モデルにより支配される。二相のど
ちらかが飽和であるという仮定に基づいているので二柏間の複雑なエネルギー伝達が 1つの簡
単な蒸気発生モデルで表わされる。 RELAP5コードの蒸気発生モデルは(1)]ones & Sahaによ(8) ・→るメカニカルモデル . (2)Moby Dick7'ータから得られたHoudayerの次元解析実験式および
(3)次元解析に基づいている。
蒸気発生モデルは非平衡状態から平衡状態への緩和過程と考えられる。すなわち，単位体積
あたりの蒸気発生率cI'g)は平衡クオリティ (Xe).非平衡クオリティ (XS)と緩和時間(fJ)を
用い
rg Xe -Xs
ρ 0
で表わされXe孟Xsならrg孟Oである。平衡クオリティと非平衡クオリティの関係は混合相
のエネルギーバランスにより決まり
Cpg Xe -Xs =一一一 Xs CTg -Ts)
hfg (Tf = Tsの時〕
Cpf Xe-Xs=一一一 ( 1 -Xs) (Tf -Ts )
hfg (Tg=Tsの時〕
である。ここで Cpg :飽和蒸気の等圧比熱
Cpf :飽和水の等圧比熱
hfg:蒸発潜熱
。。ー
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least massiveffitmrnT'&z®T-m§£&ktfmmw'i.uz&ftimT~mor-&&0
T-x X Tg : Ts Tf : Ts Xe : Xs / g 1 2 3 4
XS0.5 X^0.5 X>0.5 X>0.5
Tg = Ts Tg = Ts TgSTs Tg<Ts
Tf STs T f < T s
Tf = Ts Tf = Ts
XejgXs Xe<X s
XesXs Xe<Xs
/ g S 0.0 r g <o.o rg s o.o r g <o.o
m m
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±ffl-7isj-M.®mnmgimm4t;£:Fig.5.28ic^.?0 ±m-riy±^<o^^y T-iito.suTte <DVT-x IteX&'r-x 2*i*fje-r«oHPCSfp!&jyS>I-P«Tf^Ts-r-*Sfcs6^M?li^ (i/hSl^o HPCSf^»C«t«j®Mffl**saA$n5tTf<Tsi^*;(^-^2)±SlJ7'U'tA
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JAERI-M 9476
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ケース X Tg: Ts Tf : Ts Xe : Xs rg
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2 X~ 0.5 Tg=Ts Tf<Ts Xe<Xs rg< 0.0 凝 縮
3 X> 0.5 Tg;;;;Ts Tf=Ts Xe主主 Xs rg孟 0.0 蒸 発
4 X> 0.5 TgくTs Tf=Ts Xe<xs rg< 0.0 凝 縮|
上部プレナムの蒸気発生率変化を Fig.5.28に示す。上部プレナムのクオリティは 0.5以下な
のでケース 1およびケース 2が対応する。 HPCS作動以前ではTf;-<Tsであるため蒸気発生率
は小さ L、。 HPCS作動により低温の水が注入されると TfくTsとなり(ケース 2)上部プレナム
に存在していた蒸気が凝縮するのが良くわかる。 LPCS作動によりさらに蒸気が凝縮する。
炉心最上部および炉心バイパス部の蒸気発生率変化を Figs.5.29 ， 5.30に示す。炉心最上部で
は液相はスーバーヒート状態である(ケース1)ので多量の蒸気が発生している。この蒸気発
生もステップ状の炉内圧力変化 CFig.5.1参照〕の原因になっていると恩われる。炉心バイパ
スでは二相状態になってから蒸気発生が生じるがLPCIが注入すると瞬時に蒸気凝縮が生じて
いる事がわかる。
RELAP5コードの蒸気発生モデルは緩和時聞を含め詳細に検討する必要がある。
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JAERI-M 9476
ROSfl-III RUN704 POST-TEST ANALYSIS RELAP5/M0D0 CASE A-l Q l R HPV14
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JAERI-M 9476
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RELAP4J
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JAERI-M 9476
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JAERI-M 9476
ROSA-III RUN704 POST-TEST ANALYSIS RELAP5/M0D0 CASE fl-1
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Fig. 5. 8 Calculated Core Outlet Velocity
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ROSA-III RUN704 POST-TEST ANALYSIS RELAP5/M0D0 CASE fl-1
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Fig. 5.13 Calculated Downcomer Void Fraction
ROSfl-III RUN704 POST-TEST ANALYSIS RELAP5/M0D0 CASE A-l
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Fig. 5.14 Calculated Upper Plenum Void Fraction -26 -
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ROSR-III RUN704 POST-TEST RNRLYSIS RELRP5/MODO C白SER-l
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Fig. 5.13 Calculated Downcomer Void Fraction
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Fig. 5.15 Calculated Void Fraction at the Midplane on the Core
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JAERI-M 9476
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Fig. 5.18 Calculated Core Bypass and Guide Tube Void Fraction
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JAERI-M 9476
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Fig. 5.24 Calculated Fluid Temperature at the Top of the Core
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Fig. 5.26
JAERI-M 9476
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Fig. 5.27 Calculated Quality in the Upper Plenum
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Fig. 5.28 Calculated Vapor Generation Rate in the Upper Plenum
- 3 4 -
JAERI-M 9476
Iwsn ..111 RUN704 POST -TEST円N円LYSISRELAP5/MODO C円SER-l
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JAERI-M 947 6
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Fig. 5.29 Calculated Vapor Generation Rate at the Top of the Core
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JAERI-M 9476
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JAERI-M 9476
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- 3 6 -
JAERI-M 9476
6. 結号6.同珊
非均質非平衡な二相流モデルに基づく最新のLOCA解析コードRELAP5/MOD0コードの
BWR LOCA解析への適用性を検討するため， BWR LOCAの標準的模擬実験である ROSA
-JI[ RUN704の実験解析を行ない，以下の事がわかった。
1. 炉内圧力変化は破断後30秒までは実験データより高くその後低くなる。これはサプク
ル領域での流出流量を過少評価しているためと考えられる。
2. 下部プレナムフラッシングによる炉心入口流量の顕著な増加が良く計算されている。こ
れはRELAP5コードの二相流モデルが従来のRELAP4コードより優れている事を示して
いる。炉心出入口での気液二相対向流も計算されている。
a 炉心は破断後40秒以降蒸気中に露出する。しかしECCSの作動による再冠水は計算され
ていない。
4. ヒータ表面温度変化とボイド率変化には密接な関連がありボイド率が増加するとヒータ
表面温度は上昇する。ヒータ表面温度変化は従来のRELAP4コードと同様に炉心上部では
解析の方が低く炉心下部では解析の方が高L、。 RELAP5コードでは下部プレナムフラッシ
ングによる炉心入口流量の顕著な増加が良く計算されているのでヒータ表面のリウェット
も良く計算されている。しかし，炉心の再冠水が計算できていないのでヒータ表面のクエ/，/
，.;r..は解析できていない。 jl
5. 気液二相の熱的非平衡はHPCS作動後の上部プレナムで計算されているがその程度は小
さい。 HPCS作動後上部プレナム内で， LPCI作動後炉心バイパス内で多呈の蒸気が凝縮
する事がわかった。これらの熱的非平衡は従来のRELAP4コードでは計算できないもので
ある。
この様にRELAP5コードでは従来のRELAP4コードでは解析できなかった非均質非平衡状態
が計算されているが熱的非平衡の程度は非常に小さい。 RELAP5/MODOコードはRELAP5
コードの最初の Versionであるため次の点に未解決の問題点が残されている。
1. 気液二相間摩擦カが流量とポイド率で表わされる簡単な垂直管に対する流動様式図に基
づき計算される。水平管に対する流動様式も垂直管に対するもので計算される。
2. 壁からの熱伝達相関モデルはプローダウン過程解析用のものである。(1百
これらはRELAP5/MODl コードでかなり改善されているので検討が必要である。
謝 活字
本稿をまとめるにあたり，安全工学第一研究室斯波正誼室長，小泉安郎氏，臼本コンピュー
タ・ビューロー怖の山野和秋氏より多くの助手心教示，助力を賜わりました。ここに深く感謝
の怠を表わします。
例
nu今。
JAERI-M 9476
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Appendix A
Input List of RELAP5/MODO Code for ROSA-III RUN 704
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- 4 6 -
JAERI-M 9476
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.. 2・ TA8-D TWO-P DIF-T M口TOft TA8-S TJ>IP REVEft
1500301 o 。 。 -1 -1 509 1
a 事 R-SP 11ft R-FL R-HD R-TOR M-IN R-DEN
1500302 3600.0 0.972 132.0 859.6 21.5 8.65 47.8475
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酒量
調隊 ELS TM 何X-F 阿X-R
1500310 0.0 0.0 0.0
..
.. SINGLE PHASE 4 QUADRANT HEAD TA8LES
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• .. 2・PHASE阿ULTIPLIER TABLES
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-46-
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JAERI-M 9 47 6
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- 4 7 -
JAERI -M 9476
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、
-48一
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CTL 1
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- 4 9 -
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- 5 2 -
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* *00134900 ••••••••••••••••••••«*»*»«**«*»»*«****»»»»**««»*«*»*»«*««»»*«*«»********00135000 » »00135100
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999.
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* '00137300 ••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••00137400 * *00137500 * LPCI *JUNCTI0N48 .... RELAP4J *00137600
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-53-
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• *00131700
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- 5 4 -
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JAERI-M 9476
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• • FR TO AREA 3500101 331000000 100010000 0.0207 • 2・ CTL 3500200 。率
• TlME VELローF VELO-G VELJ 3500201 0.0 0.0 0.0 0.0 掌 FILLTABLE 2 3500202 79.3 0.0 0.0 0.0 • •••• R:oLAP4J 3500203 80.0 3.109 0.0 0.0 3500204 81.0 4.444 0.0 0.0 3500205 82.0 4.620 0.0 0.0 3500206 105.0 5.687 0.0 0.0 3500207 120.0 品.056 0.0 0.0 3500208 160.0 6.540 0.0 0.0 3500209 560.0 6.255 0.0 0.0
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怠 NA問E TYPE 3600000 C360 TMDPJUN a
• FR TO AREA 3600101 332000000 050000000 0.01246
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書 Tl阿E VELローF VELO-G VELJ 3600201 0.0 0.0 0.0 0.0 *FILL TABLE 1 3600202 27.6 0.0 0.0 0.0 * •••• RELAP4J 3600203 28.0 1.488 0.0 0.0 3600204 29.0 2.791 0.0 0.0 3600205 30.0 2.925 0.0 0.0 3600206 40.0 2.998 0.0 0.0 3600207 66.1 3.0-76 0.0 0.0 3600208 66.4 3.987 0.0 0.0 3600209 68.0 5.312 0.0 0.0 3600210 80.0 5.524 0.0 0.0 3600211 103.0 5.949 0.0 0.0 3600212 180.0 6.105 0.0 0.0 3600213 999.0 6.306 0.0 0.0
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8.V 1NC 8CT A-C SARFACE NH
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040050000 10000 1 。 25.067 7
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CHF HYO HEQ CHAN NH 。 0.0 0.0 0.0 7
CHF HYO HEQ CHAN NH 。 0.0 0.0 0.771 3
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• 5 6 -
JAERI-M 9476
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1068 s *00152300
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50.3 ("CONSTANT *001S8200 •00158300 •00158400
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POWER TRANSIENT DATA xxxxxx»*»»x««00159100 •00159200
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200.0 0.294 »00160800 x X00160900 xx*x*x**xxx««xxxxx*x*xxxxxxxxxxxxsxxxxx*****kx«**x*xxxxxxx*xxxxxc*****«x00161000 x X00161100
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< .00162400 ••••••xxxx*sx*xxxs*«xxxxxxxxxx**«xsx*xxxxxxxxxxtxxxxxx**xx*cxxxxxxxxxxx*00162500
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VR 0.0
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![Poluanti Cancerigeni(Aer)[1]](https://img.pdfslide.es/doc/110x75/577ce45c1a28abf1038e2d05/poluanti-cancerigeniaer1.jpg)
