核工程与核技术专业
学生 指导老师
[摘要]压水堆是使用轻水作冷却剂和慢化剂，在高温、高压条件下运行的核反应堆，它所使用的燃料为低浓度的浓缩铀。在20世纪80年代，压水堆被认为是技术最成熟，最经济，最安全的堆型。目前，我国内地大部分正在运行和在建机组为压水堆机组。而压水堆核电站与普通火电站的最大区别就在于：它的一回路带有放射性。当压水堆发生小破口失水事故后，可能导致反应堆冷却剂中的放射性物质进入安全壳，经安全壳泄露之后，会污染环境。而通过研究典型压水堆核电厂一回路热力系统在小破口失水事故工况下的系统响应，能够让我们对压水堆核电厂的安全有更直观的认识，确保核电能够安全有效的为人类服务。
本论文是以典型压水堆核电厂为研究对象，用RELAP5软件为工具，对核电厂的一回路热力系统进行建模和仿真。建模和仿真的范围是：反应堆冷却剂系统(RCP)、与安全分析有关的一回路辅助系统。一回路辅助系统主要包括：辅助给水系统(ASG)、反应堆余热排出系统(RRA)、安全注入系统(RIS)和化学容积控制系统(RCV)。在建模的过程中运用了模块化结构的方法，即：先将一回路的热力系统模型分解为若干个功能，能够分别调试、设计以及验证的模块，然后再逐层耦合组成分系统模型，最后整合成完整的一回路热力系统模型。
根据所建一回路热力系统模型进行稳态计算，并将计算结果与典型压水堆核电厂的数据进行对比分析。在此基础上，对冷管段的小破口失水事故的极限工况瞬态过程进行了模拟和分析，通过仿真实验，了解事故发生过程中反应堆堆芯的热工水力状况。 [关键词] 压水堆，RELAP5，一回路热力系统，建模，小破口失水事故
The analysis and calculation of typical nuclear power plant
thermodynamic system of PWR primary small loca
Nuclear Engineering and Nuclear Technology
Student: Adviser:
[ABSTRACT]Pressurized water reactor is the use of light water as coolant and moderator, running in the condition of high temperature, high pressure reactor, the fuel is uranium of low concentration. In twentieth Century 80 time, pressurized water reactor is considered to be the most mature technology, the economy, the security of the reactor type. At present, the mainland of China and most are in operation and under construction units for pressurized water reactor. The pressurized water reactor nuclear power plant with the biggest difference between ordinary thermal power station is a loop: it's radioactive. When a small break loss of coolant accident for pressurized water reactor, the reactor coolant may lead to radioactive substances into the containment, after security shell leakage, pollution of the environment. The loss of coolant accident response by studying typical pressurized water reactor nuclear power plant thermodynamic system of a loop, so that we can have a more intuitive understanding of the pressurized water reactor nuclear power plant safety, ensure that nuclear power is safe and effective for the human services.
This paper is based on the typical pressurized water reactor nuclear power plant as the research object, using RELAP5 software as a tool, the modeling and Simulation of a loop of nuclear power plant thermal system. Scope: Modeling and Simulation of the reactor coolant system (RCP), and safety analysis of auxiliary system related. Auxiliary system mainly includes: auxiliary feedwater system (ASG), the reactor residual heat removal system (RRA), safety injection system (RIS) and the chemical and volume control system (RCV). In the modeling process using the method of modularization structure, namely: first the thermodynamic system model of a circuit is divided into several independent function, can be respectively debugging, design and verification module, and then layer by layer coupling component system model, finally integrated into a complete loop model of thermodynamic system.
According to the calculation of the loop thermodynamic system model for steady state, and compare the results with a typical pressurized water reactor nuclear power plant by the comparative analysis of the data. On this basis, the simulation and analysis of transient process of small break loss of coolant accident of cooling pipe, through the simulation experiments, to understand the thermal hydraulic conditions in the process of the accident the reactor core.
[Keywords] Pressurized-water reactor，RELAP5, The first loop thermal system，Modeling，Small break loss-of-coolant accident．
目 录
1 绪论 ........................................ 5
1.1 研究的背景和意义 .............................. 5 1.2 国内外研究现状 ................................ 6 1.3 论文的工作 .................................... 6
2 典型压水堆核电厂一回路热力系统概述 ........... 7
2.1 冷却剂系统（RCP）概述 ........................ 7 2.2 冷却剂系统（RCP）的主要设备 ................... 8 2.2.1 反应堆压力容器 .................................... 8 2.2.2 蒸汽发生器 ........................................ 9 2.2.3 冷却剂泵 ..........................................10 2.2.4 稳压器 ........................................... 11 2.3 一回路辅助系统 ............................... 12 2.3.1 化学与容积控制系统（RCV） .........................12 2.3.2 硼和水补给系统（REA） .............................13 2.3.3 余热排出系统（RRA） .............................. 13
3 典型压水堆核电厂一回路热力系统建模 ........... 14
3.1
热力系统的建模方法 ............................ 14 3.2反应堆冷却剂系统的建模 ........................ 15
3.2.1反应堆压力容器 .....................................15 3.2.2稳压器 .............................................17 3.2.3蒸汽发生器 ........................................ 18
4 核电厂小破口失水事故安全分析 .................. 20
4.1 小破口失水事故概述 ............................ 20 4.2 小破口失水事故分析 ............................ 22 4.3结论 .......................................... 25
5 全 文 总 结 ................................... 25 参考文献 .......................................... 25 致 谢 ........................................... 26 附 录 ............................................ 28
四川大学本科生论文典型压水堆核电厂一回路热力系统小破口失水事故计算分析
1绪论
1.1研究的背景和意义
随着中国经济的高速发展，社会对能源的需求也日益增加。而中国是一个多煤炭的国家，国家的发电主要依靠以燃煤为主要燃料的火电厂，目前中国火电发电量占全部发电量的82.54%。以燃煤为主要燃料的火电厂在发电过程中会产生二氧化碳、粉尘、二氧化硫和氮化物，而二氧化碳是温室效应的主要元凶，粉尘更导致了雾霾的猖獗。如果不优化电力结构，能源和环境两大问题的负面效果将难以消除。
而为了优化电力结构，中国大力发展了水力发电，风力发电，太阳能发电等形式的可再生能源发电，然而现实情况是他们或多或少都存在一些问题：水力发电破坏生态，太阳能发电的转化效率太低，风力发电对电网冲击太大。就目前看来，核电是唯一能够大规模代替常规能源的清洁和高效的能源。因为核燃料的储量高，运输和储存都比较方便，而且核电厂在安全运行的情况下具有发电成本低，污染小等优点。因而自从前苏联建成第一座实验核电厂以来，核能在世界范围内获得了巨大的发展。而据国际原子能机构公布的数据，美国是世界上核电站最多的国家，核电站总共有104座，核电占该国总发电量的19%；在法国，80%的电力是由核电供应的，法国也是世界上第二大民用核大国，同时也是计划建造等多核电厂的欧洲国家；在德国，自日本福岛事故之后德国便立法停止核电，然而自关闭核电厂之后，德国从法国进口电量增加了58%，而正如上面所说法国的电力基本都是由核电供应的。
在中国,自从秦山一期建造完成，核电便在中国沿海地区遍地开花，自福岛事故之后中国的核电迎来了深刻反思与检查的四年，现如今随着中国核电的重启，我国势必会迎来一个核电高速发展的新时期。而对核电厂，公众更关心的是核电厂的安全问题，特别是2011年的日本福岛事故更是重新唤起了人们对核电厂事故严重后果的恐惧。核电是一把双刃剑，我们在享受核电带来的便利的同时，也应更加注意核电厂的安全问题。而对核电厂的热力系统进行建模分析，能够让我们更加直观地模拟反应堆的各种事故工况，了解各种事故工况下的系统响应。
在压水堆核电厂的反应堆冷却剂装量减少的一类事故中，一般而言，大破口失水事故最为严重，但是由于小破口事故中RCS降压速率慢、事故过程中可能在高压阶段出现长时间的堆芯裸漏而引起燃料元件升温并损坏，因而，事故分析中要求对小破口失水事故也要有全面而深入的分析。由于破口位置的不同，小破口失水事故可分为冷段破裂小破口失水事故、热段破裂小破口失水事故和气腔小破口失水事故，一般是冷段破裂小破口失水事故最为严重。【1】
本论文是以典型压水堆核电厂为模型，利用RELAP5为工具进行建模，对核电厂一回路的热力系统进行建模分析，模拟小破口失水事故工况，用该情况的后果来评估核电厂的安全性。
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1.2国内外研究现状
核电厂模拟仿真软件是核电站热力系统分析的核心，目前国际上除了Relap5之外还有多种软件能够进行建模并模拟分析核电厂一回路热力系统。然而对于压水堆核电厂来说Relap5仍然是最适合的工具，它能够支持核电厂分析和仿真，更重要的是能够为初学者和大学生提供指导培训。在国际上,Relap5软件正在被国际机构积极的维护和发展，它被大范围的使用。其中就有欧洲的三个重要实验运用Realp5进行实验设计和分析，它们是：德国的Quench实验，俄罗斯的Parameter实验，法国的Phebus实验。在国内，随着核电的大规模重启，核电厂的安全又提到了重要的位置。目前清华大学，上海交通大学，哈尔滨工程大学等正在积极筹备核电厂热力系统的模拟实验室，通过Relap5软件对核电厂一回路，二回路的热力系统进行建模分析，为核电培训并输送高科技人才。
Relap软件自RELAPSE从1966年开发出来之后，经历了Relap2、Relap3、Relap4等的多次更新，目前的最新版本是Relap5/MOD3.3版本。由于Realp5在轻水堆一回路建模方面有着独有的优越性，目前在世界范围内都被广泛的使用。在国内，自1986年从美国引进RETRAN-02程序以来，已经成功应用在秦山的一期、二期、和大亚湾的工程上，帮助解决一些在工程设计方面的关键问题。
图1.1 REALP5的优势
1.3论文的工作
论文的主要工作有：
（1） 资料的收集：调研并查找典型压水堆核电厂一回路热力系统数据，结合
已有的RELAP5建模程序进行消化吸收。 （2） 一回路热力系统的分析及建模：本论文是用典型压水堆核电厂一回路热
力系统的系统参数为依据，通过合理的简化，确定一回路热力系统各个系统和部件的模拟方法。 （3） 编写典型核电厂一回路热力系统RELAP5输入卡，进行建模的验证检测 （4） 事故分析：对冷管段小破口失水事故极限工况进行瞬态分析
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2典型压水堆核电厂一回路热力系统概述
本章主要介绍典型压水堆核电厂一回路热力系统中的冷却剂系统（RCP）以及一些与安全有关的一回路辅助安全系统，这些辅助系统主要包括：余热排出系统（RRA）、化学与容器控制系统（RCV）和硼和水补给系统（REA）。
2.1冷却剂系统（RCP）概述【2】
压水堆冷却剂（RCP）系统是核电厂安全的关键系统，属于安全1级。典型压水堆核电厂，由3-4条冷却剂环路与反应堆压力容器进、出口接管相连接，对称分布。每条环路设有一台蒸汽发生器、一台冷却剂泵。在1条环路堆出口至蒸汽发生器入口间管段上通过波动管设置1台稳压器。
图2.1典型压水堆核电厂冷却剂系统图
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冷却剂系统的主要功能：利用水泵驱动冷却剂强迫流动，将堆芯燃料产生的热量带到堆外，通过蒸汽发生器与二回路给水进行热量交换产生蒸汽。冷却剂在导出热量的过程中冷却反应堆堆芯，防止燃料元件烧毁，同时冷却剂还是堆芯快中子的慢化剂和堆芯外围的中子反射层。冷却剂中有硼酸，硼酸中主要含的是B10，它能够与中子反应生成Li7。因此可以通过调节冷却剂中的硼酸浓度配合棒控系统用以控制反应堆反应性的变化。冷却剂系统中稳压器控制一回路系统压力，防止压力过低时出现泡核沸腾，过高时破坏压力边界的完整性。
对冷却剂系统提出的基本设计要求：
1) 系统应有足够的传热能力，将堆芯热量传递给二回路。 2) 在正常运行和预期瞬态工况下能够对堆芯提供适当的冷却。 3) 冷却剂中的硼浓度应该均匀，以保证不出现反应性的变化失控。 4) 系统压力边界应该留有裕度。
5) 任一环路管道破裂不会导致其他环路的管道破裂，并能保证堆芯冷却。 6) 蒸汽发生器是一回路和二回路交界的设备，应尽量避免蒸汽发生器将一回路产
生的放射性物质泄漏到二回路热力系统。 7) 应能够对系统进行泄露检测。 8) 稳压器应能维持系统正常运行压力
9) 系统设备应按相应的安全级的规范要求进行选材。
2.2冷却剂系统（RCP）的主要设备[2]
2.2.1反应堆压力容器
反应堆压力容器也成为反应堆容器或反应堆压力壳。它是一个底部焊有半球形封头的圆筒形承压密封容器，顶部为用法兰螺栓连接的可拆卸的半球形封头顶盖（图2.2）。压力容器内装有堆芯的燃料组件、上部及下部堆内构件、控制棒等功能组件以及其他与堆芯有关的部件。
反应堆压力容器的主要作用是：
1) 包容反应堆的堆芯燃料组件，固定和支撑堆内构件。 2) 压力容器是冷却剂和外界之间的压力边界。
3) 与堆内构件一起，作为生物屏蔽对工作人员起防护作用
4) 通过压力容器顶部的控制棒驱动机构以及堆内测量装置，控制反应堆，检测堆
芯温度和中子注量率。
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图2.2典型压水堆压力容器
2.2.2蒸汽发生器
蒸汽发生器是反应堆一回路和二回路之间的枢纽，目前压水堆核电站普遍采用的是立式自然循环倒U型管式蒸汽发生器，每条环路各有一台。
它有三部分组成： 1) 蒸汽发生器壳体和封头
2) 自然循环立管式蒸汽段管束，给水在里面被加热汽化
3) 双极机械干燥器，将所产生的汽水混合物进行机械除湿，达到所要求的蒸汽品
质 蒸汽发生器的主要功能：
1) 利用冷却剂从反应堆一回路带走热量，加热二回路给水使之汽化产生饱和蒸汽，
干燥之后供给汽轮机 2) 它是一、二回路之间的枢纽（隔离作用、热力联系） 3) 管板和U型管是反应堆压力边界的一部分
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图2.3典型压水堆核电厂蒸汽发生器
2.2.3冷却剂泵
压水堆冷却剂泵（简称主泵），它是在高温高压情形下驱动带有放射性的冷却剂的装置，使冷却剂形成强迫循环。冷却剂泵是压水堆冷却剂环路系统中唯一高速运转的机械设备，也是压水堆电厂的关键设备之一。
反应堆冷却剂泵采用立式单级轴封泵，从底部到顶部可以分为三个部分： 1) 水利机械部分：包括吸入口和出水口接管、泵壳、叶轮、扩压器和导流管、泵
轴、水泵轴承和热屏等部件 2) 轴密封组件部分：包括三个轴密封等部件
3) 电动机部分：包括电动机、止推轴承、上下径向轴承、顶轴油泵系统和惯性飞
轮等部件
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图2.4压水堆冷却剂泵结构
2.2.4稳压器
压水堆的稳压器是一个立式的半球形封头的圆柱形高压容器，它安装在下部的裙筒座上，整个压水堆冷却剂系统共用一台稳压器来维持一回路压力和水位的稳定。
稳压器的主要功能有：
1) 在反应堆正常运行时保证一回路压力稳定在15.5MPa的定值上 2) 在反应堆发生运行瞬变时，保证瞬变发生在可控范围之内
3) 在一回路压力发生超出范围的大幅度变化的瞬变空旷时，应能够提供反应
堆安全停堆或者安全阀超压保护开启等的保护 4) 在反应堆启动或停堆过程中，稳压器用来升温、升压和降压
总的来说稳压器的控制有两个：稳压器的水位控制和稳压器的压力控制。其中稳压器的压力是由装在汽相空间的双回路喷淋系统和装在液相空间的加热器来控制的，当一回路压力降低时，通过加热器的加热使液体汽化增加压力；反之，当压力增加时，通过喷淋系统使的蒸汽液化降低压力。而稳压器的水位控制是用过化学与容积控制系统的下泄管道排放冷却剂和通过上充泵的进入冷却剂的平衡来维持稳压器水位的恒定。
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图2.5压水堆稳压器结构
2.3一回路辅助系统
一回路辅助系统包括化学与容积控制系统（RCV）、硼和水补给系统（REA）和预热排出系统（RRA）。这些系统与RCP系统相连是核辅助系统的一部分。
2.3.1化学与容器控制系统（RCV）
化学与容积控制系统是反应堆冷却剂系统的主要辅助系统，它由下泄回路、净化回路、上充回路、轴封注水以及下泄回路四部分组成。它的系统功能有：
1) 主要功能：
（1） 容积控制：通过上冲下泄功能维持稳压器水位，保证一回路压力的稳
定
（2） 反应性控制：与硼和水补给系统（REA）相配合通过通过调节硼浓度的
变化来跟踪反应性的缓慢变化
（3） 化学控制：通过净化功能，去除一回路冷却剂中的腐蚀产物和裂变产
物，从而控制一回路的放射性水平，提高水质。与硼和水补给系统相配合，通过给冷却剂加药来达到除氧、调节pH值的目的。
2）辅助功能：
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（1）给主泵提供经过冷却、过滤的轴封水
（2）为稳压器提供喷淋冷水
（3）在稳压器充满水单相运行时，控制一回路的压力
（4）在余热排放系统投入前，通过化学与容积控制系统下泄 3）安全功能：
（1）在一回路发生小破口失水事故时，化学与容积控制系统能够维持一回路
的水位
（2）在反应堆正常停堆或者发生卡棒、弹棒等的反应性事故时能够与硼和水
补给系统配合来共同确保反应堆处于次临界状态
（3）在安全注入系统投入使用时，化学与容积控制系统的上充泵作为高压安
注泵投入使用
2.3.2硼和水补给系统（REA）
硼和水补给系统为化学与容积控制系统贮存并提供化学控制、容积控制和反应性 控制的各种流体，是化学与容积控制系统的支持系统。系统是由水部分和硼酸溶液部分组成，硼酸溶液部分与安全有关。系统可以分解为补水、硼补充、硼酸配置和化学添加剂制备四个回路。系统的功能： 1）主要功能：
（1）：提供除盐除氧硼水，以保证化学与容积控制系统的容积控制功能 （2）：注入联氨和氢氧化锂等化学药品，以保证化容系统的化学控制功能 （3）：提供硼酸溶液和除盐除氧水，以保证化学与容积控制系统的反应性控
制功能
2）辅助功能：
（1）：向稳压器泄压箱提供喷淋冷水 （2）：为主泵的3号轴封平衡立管供水
（3）：为容积控制箱提供与一回路当前硼浓度一样的硼酸溶液，为其进行排
气操作
（4）：为稳压器和余热排出系统的先导式卸压阀充水
2.3.3余热排出系统系统（RRA）
反应堆余热排出系统又称反应堆停堆冷却系统，它由两台热交换器、两台余热排出泵及相关的管道、阀门等组成。由于反应堆停堆后有剩余功率的存在，因此反应堆停堆初期的几个小时内堆芯的余热仍需由蒸汽发生器通过热交换带出。之后的冷却由余热排出系统承担，将堆芯余热传递给设备冷却水系统。系统功能：
1）主要功能： （1）：在系统停堆冷却过程中。一回路温度降到1800C以下，压力降至3.0MPa
以下，则投入余热排出系统将堆芯余热导出带给设备冷却水系统。
（2）：反应堆启动时，保证一回路水的循环 2）辅助功能：
（1）：换料操作后，余热排出泵参与换料水的传输
（2）：在主泵停运或者不可用时，余热排出泵在一定程度上保证一回路水
的循环，使一回路冷却剂中硼浓度和温度均匀化
（3）：当RCP处于单相状态时，通过低压泄压管线．余热排出系统也可用
来超压保护
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3典型压水堆核电厂一回路热力系统建模
在热力系统建模过程中，最困难的部分是反应堆冷却剂系统（RCP），这是因为RCP 系统是核岛的主系统，它是核岛热力系统中体积最为庞大、机械结构最为复杂、功能最为重要的设备。由于篇幅有限，仅以反应堆压力容器、稳压器和其中一个蒸汽发生器建模分析，其他系统的建模与它们大同小异。
3.1热力系统的建模方法
由于反应堆热力系统的复杂性，在建模过程中的条理性尤为重要。为此采用模块化结构的方法，将所要研究的复杂系统分解为几个功能，能够分别设计、调试和验证的模块，每一个模块对应一个复杂的系统设备或者相对简单的系统，具有简单性、明确性和性的特点。
在本次建模过程中，依据了金字塔型的结构模型，如图2.1所示。首先，进行金字塔最下层的建模，即依次建立RCP系统的设备部件的模型或辅助系统中的分系统的模型；然后将RCP系统的各设备部件的模型耦合成反应堆冷却剂系统(RCP)；最后将RCP系统与辅助系统的各分系统整合为核岛回路即一回路的模型；先将金字塔的底层建好，然后一层一层搭建起来，终于，整个核电厂核岛热力系统模型便完成。这种模块化的建模过程条理清晰、思路明了，利于分别进行模型建立与验证。
图3.1热力系统建模流程图
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图3.2核电厂一回路热力系统简图
3.2反应堆冷却剂系统的建模
3.2.1反应堆压力容器
图3.3是反应堆压力容器的建模模型：
其中002、004、006和008是分支部件类型的冷管段；012、014、016和018是环形部件类型的进水口下端；022、024、026和028是环形部件类型的进水口上部；030是分支部件类型的低压端；035是分支部件类型的低压端增压器；040是管型部件类型的堆芯；045是管型部件类型的旁路；050是分支部件类型的堆芯出口；055是分支部件类型的上空腔，而060是单一控制体部件类型的上空腔；065和075是单一控制体类型的上封头，070是分支部件类型的上封头；080是单一控制体类型的控制棒驱动装置。则反应堆压力容器的主要部件建模参数如表3-1所示：
图3.3反应堆压力容器建模
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表3-1反应堆压力容器的主要部件建模参数 部件名称 冷管段 部件代码 002 004 006 008 部件代码 012 014 016 018 部件代码 022 024 026 028 部件代码 030 部件代码 035 部件代码 040 部件代码 045 部件代码 050 部件代码 055 060 部件代码 065 070 075 部件代码 部件类型 branch branch branch branch 部件类型 annulus annulus annulus annulus 部件类型 annulus annulus annulus annulus 部件类型 branch 部件类型 branch 部件类型 pipe 部件类型 pipe 部件类型 branch 部件类型 branch snglvol 部件类型 snglvol branch snglvol 部件类型 15
流通面积（m2） 0.0 长度（m） 部件名称 进水口下端 1.19 0.0 1.19 0.0 1.19 0.0 1.19 控制体的流通面积（m2） 1.0432 1.0432 1.0432 1.0432 流通面积（m2） 0.7732 0.7732 0.7732 0.7732 流通面积（m2） 长度（m） 0 控制体容积（m3） 7.1028 流通面积（m2） 6.1925 流通面积（m2） 0.1807 流通面积（m2） 9.2242 流通面积（m2） 11.6331 11.6331 流通面积（m2） 0.0 0.0 0.0 流通面积（m2） 1.2685 长度（m） 0.959 长度（m） 0.42 长度（m） 0.84 长度（m） 1.0 长度（m） 1.19 0.885 长度（m） 0.885 0.95 1.005 长度（m） 部件名称 进水口上端 部件名称 低压端 部件名称 低压增压器 部件名称 堆芯 部件名称 堆芯旁路 部件名称 堆芯出口 部件名称 上空腔 部件名称 上封头 部件名称
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控制棒驱动装置 3.2.2稳压器
080 snglvol 0.0 2.72 图3.4是稳压器的建模模型
图3.4稳压器建模模型
其中322是分支部件类型的稳压器上圆顶；325是管型部件类型的增压器；328是管型部件类型的稳压器波动管；234和334为管型部件类型的稳压器喷淋管线；236和336为时间相关的接管类型的稳压器喷淋管线上的阀门；341、343和345为阀门类型的稳压器安全阀；342、344和346为时间相关的控制体类型的稳压器泄压箱。则稳压器的主要部件的建模参数如表3-2所示：
表3-2稳压器主要部件建模参数
部件名称 稳压器上圆顶 部件名称 增压器 部件名称 稳压器波动管 部件名称 稳压器喷淋管线 部件名称 稳压器喷淋管线的阀门 部件名称 部件代码 322 部件代码 325 部件代码 328 部件代码 234 334 部件代码 236 336 部件代码 341 部件类型 branch 部件类型 pipe 部件类型 pipe 部件类型 pipe pipe 部件类型 tmdpjun tmdpjun 部件类型 valve 16
流通面积（m2） 0.0 0.0 长度（m） 1.118 流通面积（m2） 流通面积（m2） 0.083213 流通面积（m2） 0.009 0.009 0.009 0.009 接管面积（m2） 0.00192 长度（m） 9.2825 9.2825 接管面积（m2）
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稳压器安全阀 部件名称 稳压器泄压箱
3.2.3蒸汽发生器
343 345 部件代码 342 344 346 valve valve 部件类型 tmdpvol tmdpvol tmdpvol 0.0 0.0 0.0 0.00192 0.00192 流通面积（m2） 长度（m） 35.0 35.0 35.0 图3.5为其中一个蒸汽发生器的建模模型，其他三个与其大同小异就不一一介绍。
图3.5蒸汽发生器的建模模型
其中200是管型部件的热端出口管；202是分支部件类型的热管道；204是管型部件类型的连接蒸汽发生器入口的热管道；208是分支部件类型的蒸汽发生器入口；210是管型部件的蒸汽发生器管体；212为分支部件类型的蒸汽发生器出口；214是管型部件类型的交叉管；215是泵部件类型的冷却剂主泵；216为管部件类型的连接主泵的冷水管道；218是分支部件类型的冷管段；220是管部件类型的连接压力容器的冷水管；222是时间相关接管类型的上充泵控制阀；225是时间相关的控制体类型的上冲泵。则蒸汽发生器的主要建模参数如表3-3所示：
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四川大学本科生论文典型压水堆核电厂一回路热力系统小破口失水事故计算分析
表3-3蒸汽发生器主要部件建模参数
部件名称 热管段 部件名称 蒸汽发生器入口 部件名称 蒸汽发生器传热管 部件名称 蒸汽发生器出口 部件名称 交叉管 部件名称 冷却剂主泵 部件名称 冷管段 部件名称 上充泵控制阀 部件名称 上冲泵 部件代码 200 202 204 部件代码 208 部件代码 210 部件代码 212 部件代码 214 部件代码 215 部件代码 216 218 220 部件代码 222 部件代码 225 部件类型 pipe branch pipe 部件类型 branch 部件类型 pipe 部件类型 branch 部件类型 pipe 部件类型 pumb 部件类型 pipe branch pipe 部件类型 tmdpjun 部件类型 tmdpvol
流通面积（m2） 0.47784 0.47784 0.47784 控制体长度（m） 1.75 流通面积（m2） 1.3367 控制体长度（m） 1.75 流通面积（m2） 0.4778 控制体长度（m） 1.693 流通面积（m2） 0.47784 0.47784 0.47784 接管面积（m2） 0.009 控制体高度（m） 1.01325
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4核电厂小破口失水事故安全分析
事故分析是研究核电厂可能发生的事故的种类以及发生的频率，进而来确定事故发生之后的系统响应以及预计事故的进程，来评价各种安全设施和屏障的有效性。通过事故安全分析可以知道操纵员的干预对事故进程的影响，同时也可以用来估计放射性释放量和计算工作人员及居民所受到的辐射剂量。
4.1小破口失水事故概述
失水事故是指，反应堆冷却剂系统的管道破裂或者在第一个隔离阀内与该系统相连的任何管道破裂的事故的统称。失水事故按照破口尺寸的不同，有着不同的过程特性。通常将百万千万级压水堆核电厂反应堆失水事故按照尺寸分为以下几类： （1） 极小破口：等效直径小于等于9.5mm的破口 （2） 小破口:等效直径在9.5mm-25cm的破口 （3） 中破口：等效直径在25-34的破口 （4） 大破口：等效直径在34cm以上的破口
在反应堆冷却剂装量减少的一类事故中，一般来说，大破口失水事故最为严重，但是由于小破口失水事故中RCP的降压速率慢，事故过程中可能在高压阶段出现长时间的堆芯裸露从而引起燃料元件升温并损坏。因而，事故分析中要求对小破口失水事故也作全面而深入的分析。
小破口失水事故的物理特点：
（1） 小破口失水事故只有喷放、再淹没和长期堆芯冷却3个阶段
（2） 小破口失水事故降压速度慢，蒸汽发生器（SG）二次侧热阱在事故早期起着
重要的排热作用。
（3） 小破口失水事故降压过程中有个明显的压力略高于二次侧热阱压力的压力平
台
由于破口位置的不同，小破口失水事故可分为冷段破裂小破口失水事故、热段破裂小破口失水事故和气腔破裂小破口失水事故，一般是冷段小破口失水事故最为严重。这是因为热段破口事故中，破口的出现有利于上腔室和热段的蒸汽从破口排出，使得上腔室及热段压力相对较低，RCP的装量易流入堆芯，堆芯的水位维持较高从而不出现堆芯裸露，包壳也没有升温。另外，由于冷却剂从热段破口排出时大都要经过堆芯，有助于堆芯流量的维持，堆芯余热能够及时从破口排出，燃料包壳只出现小升温。气腔小破口系统响应与热段基本相同，而冷段小破口事故出现堆芯裸露，燃料包壳升温较大，故在这里选用冷段小破口事故来进行分析。
经比较不同小破口尺寸的冷端小破口事故后发现，破口尺寸越大，堆芯裸漏越深，事故进程越快，堆芯裸露的持续时间越短，因此堆芯的裸露深度与堆芯裸露持续时间之间存在着相互消长的约束，正是这种约束，使得冷段小破口事故存在着一个最危险的破口尺寸，对此进行验证如下所示：
比较各不同破口尺寸时的压力变化和燃料包壳平均峰值温度的变化后发现：破口尺寸越大，RCP压降速率越快；随之破口的增大，2.5cm破口、7.5cm破口和10.0cm破口温度升高增加，而10.0cm破口达到一个最大值，而随着破口尺寸的再增加，10.0cm、12.5cm和15cm破口，温度逐渐减少。故最危险的尺寸在10.0cm。
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图4.1不同尺寸小破口的压力变化
图4.2不同尺寸破口的燃料包壳峰值温度变化
对小破口失水事故分析一般分两步走，首先是分析反应堆系统的总体热工响应，这一般采用RELAP5程序来进行；第二部是进行燃料元件热棒分析，以计算燃料包壳的峰值温度，同样可以用RELAP5程序进行单通道的热棒分析。
在系统分析中，事故的主要假设如下： （1） 堆芯的初始功率考虑正偏差 （2） 堆芯衰变热放大20%
（3） 考虑单一故障，失去一回路安注电源 （4） 注入破损环路的安注流量全部丧失
（5） 丧失厂外电源，主泵失电惰性运转，SG释放阀和真空冷凝失败 （6） 破口位于不含稳压器的环路
（7） 稳压器低压为停堆信号，动作延迟 （8） 稳压器低-低压为安注信号，动作延迟
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小破口失水事故的验收准则采用ECCS设计准则[4]，具体是：
（1） 事故发生之后燃料包壳的计算温度不能超过12040C
（2） 由于高温情况下锆合金与蒸汽发生反应，燃料包壳最大氧化厚度的计算值
不超过氧化前锆包壳厚度的17%
（3） 锆水反应产生的氢气计算值不应超过假设全部的堆芯锆发生反应产生蒸汽
量的1%
（4） 计算堆内几何变化时，应不致使堆芯冷却受阻
（5） 当ECCS有效的投入运行之后，应保证堆芯内半衰期较长的放射性同位素衰
变的整个期间，堆芯的计算温度都维持在可以接受的低水平下
上述的准则可以使发生设计基准LOCA是ECCS都具有充分的裕度。这种裕度不仅来自准则的自身，也来自于计算模型的保守性。
4.2小破口失水事故分析
以典型压水堆核电厂为例，小破口事故的极限情况为冷段破口，等效直径为10.0cm的小破口失水事故。计算模型如下：
在建模过程中把堆芯的燃料元件等效为一根单棒，以便跟踪燃料元件的热点位置。在模拟MBLOCA事故时，是通过存在的冷端管道模型上附加单一接管950以及POL960来模拟小的破口。其中950模拟破口接管，960模拟破口排放的容器。
冷管段小破口的事故进程瞬态性状如下[5]：
（1）反应堆功率（图4.3）
事故开始之后，破口冷却剂的丧失使得RCP迅速降压，引起慢化剂密度下降，导致堆功率单调下降。当RCP的压力降低到低压停堆压力时，堆的安全保护系统开始紧急停堆，随着控制棒的插入，堆功率剧减，快速降低至衰变热水平。 （2）系统压力（图4.4）
事故开始之后，RCP系统因为破口冷却剂过冷临界喷放，从而导致快速的降压。当压力降低至上腔室和热端冷却剂温度对应的饱和压力时，因为事先RCP系统断电影响到了堆芯的排热，上腔室和热端的冷却剂闪蒸，RCP出现短暂的再稳压阶段。接下来由于堆芯功率的降低，上腔室和热端的冷却剂逐渐冷凝，RCP继续降压。等到了S点时，RCP的降压触发了低压停堆，堆功率剧烈减少，上腔室和热端的冷却剂温度也快速降低，RCP的压力继续降低直至衰变热工况下上腔室和热端冷却剂温度所对应的饱和压力。停堆的同时，蒸汽发生器的透平隔离，二回路的压力骤然增加，导致了一、二回路压力基本处于平衡状态，此时RCP进入缓慢降压阶段。随着主蒸汽安全阀的开启，二回路压力开始起伏。伴随着环路自然循环的终止，主泵入口前的U型管道出现水封，水封的出现抑制了破口的排热，RCP的降压更为缓慢。到C点时，由于环路压差的变化，水封清除，破口开始蒸汽排放，RCP的降压速度增加。等到了I点，随着RCP的降压，系统安注箱投入使用，RCP降压速度加快。环路水封清除之后，二回路的压力已经比一回路高，在蒸汽发生器存在逆向传热，二回路的压力也随之降低。
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（3）堆芯水位（图4.5）
随着破口的出现，由于开始时稳压器的位置较高而尚未排空，堆芯水位维持不变。当压力降到上腔室冷却剂温度对应下的饱和压力时，引起上腔室的冷却剂闪蒸，堆芯的水位开始下降。随后由于堆芯功率的下降，上腔室的蒸汽冷凝，水位回升。当稳压器排空之后，压力容器的水位开始急剧下降。尽管此后HPSI开始投入使用，但是因为注入量比较的小，不足以补偿破口损失，堆芯水位仍然降低。当水位到达堆芯出入口接管所在的水平面上，出现了一段时间的稳定。随之自然循环的结束和环路水封的出现，堆芯冷却剂大量蒸发，蒸汽在上腔室的大量聚集使得液相的冷却剂流入到了堆芯的下行段，HPSI的注入水就通过破口直接流出，堆芯的水位迅速降低，堆芯裸漏。等到水封消除之后，上腔室的蒸汽从破口大量排放，压力的下降使得HPSI和下行段的冷却剂重新注入堆芯，堆芯的水位可以快速的回升，重新淹没堆芯。然而由于堆芯冷却剂蒸发仍然存在，堆芯的水位就存在一定的起伏，堆芯裸露的风险依然存在。最后，伴随着安注箱的投入，堆芯的水位开始整体的回升。
（4）燃料包壳的温度（图4.6）
事故开始时，由于冷却剂泵的事先停泵以及燃料芯块热量的释放，燃料包壳出现短暂的升温。接下来由于堆功率的下降，燃料包壳温度下降。堆芯裸露后，包壳开始升温，直到环路水封临时清除使得冷却剂得以重新淹没堆芯，此时燃料包壳温度大幅度下降。在冷却剂蒸发引起的堆芯再次裸露时，燃料包壳温度应该再次升温，并因为安注箱的投入使用而结束升温。
图4.3反应堆功率随时间的变化
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图4.4系统压力
level of core,ft16128400100020003000time,s
图4.5堆芯水位
图4.6燃料包壳温度
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4.3结论
典型压水堆核电厂发生尺寸为10.0cm的冷段小破口事故时，燃料包壳最高温度为604K即331℃，低于验收准则限值，不会构成燃料元件破损，系统压力低于压力边界的设计压力，不会造成压力边界破损或向大气排放蒸汽，因此不会出现放射性后果，放射性物质包容在燃料元件内。采用RELAP5计算程序对典型压水堆核电厂10.0cm的冷管段小破口事故进行计算可知，满足验收准则要求。
5全文总结
本论文是以典型压水堆核电厂为模型，利用RELAP5为工具进行建模，对核电厂一回路的热力系统进行建模分析，模拟小破口失水事故工况，用该情况的后果来评估核电厂的安全性。所进行的建模范围主要包括反应堆冷却剂系统（RCP）和其他辅助系统：硼和水补给系统（REA）、化学与容积控制系统（RCV）和反应堆余热排出系统（RRA）。最后对冷管段的小破口失水事故极限工况进行了模拟和分析，了解了事故发生之后的热工水力响应，更重要的是论证了核电厂应急堆芯冷却系统有足够的能力保证核电厂的安全。
当然论文也存在一些不足：由于时间的有限，对二回路系统的模拟采用了简化处理，常规岛部分采用了状态边界控制体的方法来设置边界条件，因此在分析范围上有着一定的局限性。希望在以后的事故分析中能够对核电厂一、二回路进行完整的系统建模来观察事故后的热工响应。当然，细节也同样需要注意，因为RELAP5输入卡往往因为一个小错误就出现运行失败或者出错，在模型的建模过程中各个参数的把控需要加强注意。
参考文献
[1]刘朔，张琳著.核电厂核安全.中国原子能出版社.2014:90-92
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[5]王加璇，姚文达.电力热力热备及其运行.北京：中国电力出版社，2006.
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致谢
大学四年匆匆而去，不禁感叹时间都去哪儿了，回顾大学的求学生涯，在这里衷心感谢物理学院的各位老师和同学对我的悉心照顾，在老师和同学的关怀之下，我一定能在今后的道路上稳健前进。
能顺利地完成我的设计，离不开自身的努力，离不开指导老师周源老师的指点，更离不开四川大学这个大环境四年来在学习和生活的熏陶和培养。大四下学期开始不久，我开始了我的毕业设计。在这几个月里，我得到了导师周老师的关心和教导，周老师在学术上的渊博知识让我在这几个月的学习和研究中深受其益。我向周老师表示深深地谢意；再向和我进行讨论问题，让彼此相互帮助和学习工作的同学表示感谢。
“书山有路勤为径，学海无涯苦作舟”，在此与同窗们共勉，在祖国发展核电的大好时机中，努力钻研，积极进取，共同为国家的电力事业和核工业贡献出自己的一份力量。
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附录
摘要
RELAP5程序已经成为轻水反应堆冷却剂系统模拟事故工况的最佳的瞬态仿真软件。程序模拟反应堆冷却剂系统，冷却事故，瞬态操作的耦合行为，例如：电源丧失，损失给水，流量损失。它是一个通用的建模方法，可以模拟各种热工水力系统。控制系统和辅助系统组件包括允许建模的控制机构，涡轮机，冷凝器，二次侧给水系统。
RELAP5/MOD3程序的代码分为七个部分：第一部分，提出建模的理论和数值方法；第二部分，详细说明代码的应用程序和输入和数据准备；第三部分，列举出使用在程序中的验证性模型代码的验证的结果；第四部分，详细讨论了RELAP5模型和相关性；第五部分，RELAP5程序在过去几年已经发展的通过使用指南；第六部分，讨论了用于RELAP5数值方案；第七部分，提出一种的评估计算的集合。
执行摘要
轻水反应堆(轻水反应堆)瞬态分析代码,RELAP5
是美国爱达荷州国家工程实验室
(INEL)为了美国核管理委员会(NRC)所开发的。代码应用包括分析支持的规章,许可审核计算,评估事故的缓解策略,评估操作指南,和实验规划分析。RELAP5已经也被用作一个核电站分析仪的基础。特定的应用程序包括在轻水反应堆瞬态系统的模拟,如冷却剂丧失,预期瞬态不安全(自动白平衡),和操作瞬变等给水的损失,厂外电源的丧失,全厂停电,和汽轮器事故停机。RELAP5是一个非常通用的代码,除了计算反应堆冷却剂系统在过渡期间的行为,可以用于模拟各种各样的该可以用于模拟各种各样的水力和热力瞬变，包括核和非核的系统涉及到蒸汽的混合物,水、非冷凝和溶质。
RELAP5的MOD3版本已经被美国核管理委员会和一个财团联合开发,财团成员包括几个国家和国际代码评估和应用程序组织(ICAP)及其下属组织，代码的应用和维护组织（CAMP）。信贷也被各种能源组织所赞助,包括INEL实验室自主裁定资金计划。RELAP5 / MOD3的使命是发展和开发成为一个适合所有轻水反应堆系统假设事故瞬态分析的代码版本,包括大型和间歇时间失水事故(LOCAs)以及所有的操作瞬变。
RELAP5 / MOD3代码是基于一个两相的非齐次和非平衡模型系统，系统问题的解决是靠允许经济计算的系统瞬变的快速、半隐式的数值方案。从一开RELAP5努力发展的目的是就是成为一种代码，代码包括重要的一阶效应对系统暂态准确预测而且是足够的简单和经济有效的，参数的敏感性研究也是可能的。
代码包含许多系统可以模拟的通用组件模型。组件模型包括泵，阀门，管道，热释放或吸收结构，反应器动力学，电加热器，射流泵，涡轮机，分离器，蓄能器，以及控制系统的组成。同时也包括特殊过程模型和效应等的形式损失，流体在一个面上的突然变化，流分支，阻流，硼的跟踪，和不凝性气体运输。
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系统的数学模型耦合在一个高效的代码结构。本代码具有广泛的输入检查的能力，用以帮助用户发现输入错误和不一致。同时包括自由格式输入，重启，重整化，和可变输出编辑功能。这些用户便利的功能，发展于识别通常与使用相关的主要成本系统瞬态代码在工程涉及到劳动和时间积累的系统数据和开发系统模型，而计算机成本生成最终结果通常是小的。
构成RELAP5的模型和数值代码已经跨越发展从RELAP5的数值方案发展初期到现在大约17年。RELAP5代表在严重的核心行为建模经验的总积累事故，两相流动过程，和轻水堆系统。代码的发展得益于广泛应用与实验在LOCA，PBF，Semiscale，ACRR，NRU，和其他的实验程序等的数据。正如前面所说,一些改进现有模型和用户方便的新模型正在被补充道RELAP5 / MOD3。 新模型包括：
•巴恩科夫逆流流动相关，可以被用户在系统模型中的每个节点进行激活
•为过冷应急堆芯的混合建模的ECCMIX组件冷却系统（ECCS）液和产生的界面缩合
•锆水反应模型在高温下锆合金包壳材料的表面对放热的能源生产模型 •通过用户输入的定义的表面到表面的辐射换热模型与多个辐射外壳 •一级跟踪模型 •热分层模型。 包括改进现有模型：
•新关联式界面摩擦在泡状流在垂直通道情况下的所有几何类型
•使用junction-based的相间阻力
•一种蒸汽pullthrough和液体夹带在水平管道的改进模型，通过打破迁移来获得的正确计算流体
•基于表格数据的新临界热通量关联杆包
•改进水平分层的一种标准可以预测stratification for the流型之间的过渡和dispersed horizontally分层流
•修改reflood传热模型
•改善垂直分层初始逻辑来避免过度激活的水的包装模式
•改善硼运输模型
•机械分离器/干燥机模型 •一种改进的横流式的模型 •一种改进形式损失模型
•添加一个简单的塑性应变模型与壳破裂准则的燃料力学模型 •增加辐射传热电导模型的差距
•修改非冷凝气体模型来消除不稳定的代码的失败和行为
•改善下水管渗透,ECCS旁路,上层充气的deentrainment功能 额外的用户方便包括：
•CRAY X-MP计算机通过向量化代码加速
•计算机通过坚持FORTRAN 77标准的FORTRAN语言编码的转换可移植性
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•代码执行和验证的各种系统。代码应该是容易安装(即安装脚本提供的CARY X-MP传输) ,DEC station 5000(ULTRIX),DEC ALPHA工作站(OSF / 1),IBM工作站6000(UNIX),SUN工作站(UNIX)和惠普工作站(UNIX)的 代码已经安装(尽管不是提供的安装脚本传输)在疾病预防控制中心网络(NOS / VE),IBM 3090(MVS)和IBM pc(DOS)。代码应该能够被安装在所有位机器(整数和浮点数)，任何32位机提供了位浮点数。 RELAP5 / MOD3代码手册包含七个单独的卷。建模理论和相关数值方案描述在卷一,用以了解用户的建模基础,以此帮助用户对代码的有效使用。第二卷包含更多的应用程序代码的详细说明和输入数据的准备以及具体说明。卷I和II是RELAP5/MOD2程序代码的扩展和利用，卷I和III是SCDAP/RELAP5／MOD2代码手册修订版本B。
卷IIIc表明发育评估结果的情况下使用RELAP5 / MOD3运行的演示和验证模型中使用的代码。评估矩阵包含现象学问题,影响测试和整体系统测试。
第四卷包含一个详细的讨论中使用的与RELAP5 / MOD3相关的模型。它 介绍了用于生成用户与底层假设和简化和实现基本方程的代码,这样一个智能评估的适用性和准确性结果计算。因此,用户可以决定是否RELAP5 / MOD3能够特定应用程序建模,计算结果是否会直接可比测量,或他们是否必须解释在平均意义上,以及是否可以使用结果定量决策。
第五卷提供指导方针,在已经过去的几年里RELAP5代码在爱达荷州国家工程实验室,在其他国家实验室,被全世界的用户所使用。
第六卷论述了数值方案在RELAP5 / MOD3,第七卷的集合的评估计算。
1. 介绍
第四卷旨在提高卷I和II中提供的信息的文档,提供一个详细的解释代码的内容和它的结构,它的输入要求和解释代码的输出。本文档的目的是为用户提供定量信息处理的物理基础RELAP5 / MOD3计算机代码,不仅是记录实际上在其他代码手册还在FORTRAN中实现编码。特定的版本正在讨论的代码是RELAP5 / MOD3.2。
本文档中的信息允许用户确定RELAP5 / MOD3是有能力的建模的一个特定的应用程序,计算结果是否会直接比较测量或者他们是否必须解释在平均意义上,以及结果是否可以用于生产定量决策。只要有可能,其他代码手动卷被引用,而不是重复讨论在这本书。
本文简要描述了RELAP5 / MOD3代码,展示的历史 RELAP5开发导致当前代码的功能和结构。然后对代码结构行了讨论，结构很重要,因为它影响的每个参数计算由时间决定,并且使读者理解的顺序计算收益和方式瞬态参数传递从一个部分的计算方案。文档的范围提出了文档结构的描述,它密切涉及到的代码结构。
3.1.2.1从泡状流过度到弹壮流
高速流（| VG - VF | > Vout），该RELAP5/MOD3水平流图是在代码中使用的垂直地图改编的，而这又是基于Taitel，大膜叶蜂属的工作，和dukler3.1-6（待定）。空隙率的气泡流转变在代码中使用从0.25变化到0.5，取决于质量流量（见图3.1-3）。下限0.25是基于一个假设待定，聚结急剧增加时，气泡间距减小大约一半的气泡半径对应于约25%的空隙。然后引用三引用待定支持这种近似水平。第一次，格里菲斯和利斯，3.1-7然而，事实上引用了未发表的来源（参考6参考3.1-7），表明Ag＜0.18的趋势没有蛞蝓发展是显而易见的。格里菲思和沃利斯分别测量泰勒气泡上
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升速度（空气蛞蝓）在垂直管和承认的不确定性在泡状过渡应。（他们只有两个自己的数据点落在区域标记他们的流型图的泡状流。）待定还引用格里菲思斯奈德，3.1-8表明蛞蝓过渡发生0.25和0.30之间的气泡。其实，格里菲思和斯奈德研究了段塞流采用新技术。他们形成了一个塑料的“泡沫”模拟泰勒气泡下它们注入空气。设置允许泡沫保持静止而流搬过去。而空隙率低至0.08，不高于0.35得到了“弹状流，它似乎使用这些信息来设置塞过渡气泡不合适。第三引用的TBD采用半理论分析与气泡的碰撞频率，这显示范围在Ag = 0.2 0.3.3.1-9讨论由翰威特过渡，3.1-10然而，指出了参考3.1-9的方法的一些不确定性和资格。因此，设计Ag= 0.25作为一个从泡状流向段塞流的任意转换空隙率的下限，虽然它的范围内被引用的参考文献建议的范围。
TBD进一步认为泡沫流的空隙率可以最多0.52附近的地方，泡沫在立方晶格只会联系。然后,他们假定0.52代表了最大泡沫流的空隙率,假设的存在激烈的湍流扩散。RELAP5 /MOD3使用空隙率0.5作为这条件高质量流量的近似表示。 Ag= 0.25和0.5之间的插值在RELAP5过渡是一个由于占最大泡沫空隙率的增加动荡所引起的决定基础的过渡和混合质量流量平均增加从2000到3000公斤/平方米（第3.1.1）是由从工作choe，温伯格和weisman在3.1-11证明的一样，在2700公斤/平方米之间，有一个泡沫和弹状流之间过渡的关系。然而如果，一个平均体重fluxes在图2从跟踪，为这个特殊案例RELAP5过渡（空气-水在25°C，在0.1 MPa的一个垂直的5.0英寸直径的管）似乎是合理的。图2从TBD如图3.1 - 4所示。然而,过渡标准基于G看起来合理的条件图3.1 - 4,这是不恰当的假设,适用于所有流条件下反应器中应用程序。
3.1.2.2弹壮流过渡到雾状流
编码过渡段到环雾流发生的0.75和0.80之间的空隙分数。这是基于一个模型，这个模型是巴尼亚提出的,3.1 -12这意味着可能出现环状流ag)> 0.76。 巴尼亚证明平行上升气流,过渡标准与大气空气所给的合理的协议数据为2.5和5.1厘米直径管，而氟利昂- 113数据为2.5厘米直径的管。
3.1.2.3从雾状流过渡到分散流
空隙率在这个过渡的编码简单地对应于一个非常高的蒸气馏分Ag = 0.9999.这时候的蒸汽馏分选择允许平稳过渡到单相蒸汽流量。
3.1.2.4过渡到水平分层
转换准则从horizontallystratified到非分层流，如方程所示（3.1-2），是直接由方程（23－24）对Taitel和dukler3.1-4（TD）推导而来，这是一个开尔文-霍姆亥兹不稳定的声明。如果| vg - vf |大于vcrit,那么流不分层;如果小于vcrit,那么在这个地区变成过渡流之前(如图3.1 - 1) 则被认为是完全分层。如果一个标准认为无穷小的波在液体表面产生，其增长幅度如果使的| VG - VF | > Vcrit，那么从分层流动的波浪桥的差距在管子的顶部将产生过渡。TD模型用| VG |而不是| VG - VF |，但假如代码被修改为使用| VG - VF |那么基于tptf实验比较应该为al.3.1-13（见第3.1.3）。此外，禁止高流量的情况下，G必须小于3000 kg/m2•S.
很明显,水平分层标准TD需要一些对比实验评估才能确定其有效性。TD同
mandhane等人出版的地图比较它们的过渡标准。Choe等人认为用空气-水在25°C和
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2.5厘米直径的管1 ATM进行比较是相当有利的。3.1.1-1表明,TD在间歇性和分离流之间的工作标准最好是在低或中等粘度的液体的情况下。
总之,有证据表明,TD水平分层标准为低和中等粘度的液体,包括水,并且管道直径至少不小于(5厘米)。
3.1.3数值范围的影响
实验证明该等报告的al.3.1-13在JAERI进行单独的影响，tptf在高压力在一个直径18厘米的管子的蒸汽和水平流设施（3-9 MPa）表明，水平分层流存在的条件，本文利用RELAP5/MOD2程序预测无分离流动。这个失败的分层标准[方程（3.1-2）]，参考3.1-13主要的事实，本代码采用绝对蒸汽速度比相对速度（VG - VF）为一个分层的条件试验。在以相对速度为蒸汽速度，这是RELAP5/MOD3，结果表明，空隙率的预测是显着的提升.3.1-13
3.2纵向体积流量的方案图
3.2.1地图编码
垂直卷流型图是上流下流，逆流，它的仰角F是这样的：45＜| F |＜90度。 垂直流型的编码图，作为RELAP5/MOD3代码在图3.2-1.the示意图显示的是三维说明流态转变为空隙率的Ag功能，平均混合速度vm，和沸腾[前临界热通量（CHF），过渡，和干涸后]，在通用表达式是由方程（3.1-1）。
该地图由气泡，塞，环形雾，和分散（液滴或雾）在前CHF流场；倒置的环形，倒塞和分散（液滴或雾）在干涸后流；垂直分层的足够低的混合速度Vm。过渡区所提供的代码所示。插值函数的使用过渡区详细给出的章节处理实际的传热传质阻力的相关性。治理流态的参数值转换如下图3.2-2所示。
另外两个条件必须满足的流动被认为是垂直分层。在控制量只有一个入口和一个出口的情况下，空隙的体积必须大于0.7。此外，体积上的控制体积或控制音量和下面的体积之间的空隙率的差异，必须大于0.2。如果有多个连接的上面和下面的问题中的体积，体积上具有最小的公司相比，较低的体积具有最大的银。唯一的连接体，垂直方向的考虑。术语VTB是泰勒气泡上升速度将在部分和第3.2.2.5讨论3.2.2.1。
3.2.2映射和评估基础
垂直流型图，根据空隙率的非分层，湿壁情形。这是符合石井和三岛的推荐，3.1-1讨论第3.1.2平面图。干壁情形（特别是反转环形倒塞）是included3.2-1占干涸后传热工况下湿壁在物理上是不切实际的。对过渡沸腾区域预CHF和干燥之间的传热和传质阻力的关系是由插值的相关性发现左右两边（图见图3.2-1。）。这意味着一定的孔隙度在过渡沸腾区，两个相邻的三，有时相关相结合来获得必要的关系对传热传质阻力。这些过渡关系的确切性质是描述问题的相应部分发现的相关性。垂直分层的进一步的配置包括一个过渡区，第3.2.1，其中高达四成的相关性相结合来获得所需的本构关系。
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ABSTRACT
The RELAP5 code has been developed for best-estimate transient simulation of light water reactor coolant systems during postulated accidents. The code models the coupled behavior of the reactor coolant system and the core for loss-of-coolant accidents and operational transients such as anticipated transient without scram, loss of offsite power, loss of feedwater, and loss of flow. A generic modeling approach is used that permits simulating a variety of thermal hydraulic systems. Control system and secondary system components are included to permit modeling of plant controls, turbines, condensers, and secondary feedwater systems.
RELAP5/MOD3 code documentation is divided into seven volumes: Volume I presents modeling theory and associated numerical schemes; Volume II details instructions for code application and input data preparation; Volume III presents the results of developmental assessment cases that demonstrate and verify the models used in the code; Volume IV discusses in detail RELAP5 models and correlations; Volume V presents guidelines that have evolved over the past several years through the use of the RELAP5 code; Volume VI discusses the numerical scheme used in RELAP5; and Volume VII presents a collection of independent assessment calculations.
EXECUTIVE SUMMARY
The light water reactor (LWR) transient analysis code, RELAP5, was developed at the Idaho National Engineering Laboratory (INEL) for the U.S. Nuclear Regulatory Commission (NRC). Code applications include analysis to support rulemaking, licensing audit calculations, evaluation of accident mitigation strategies, evaluation of operator guidelines, and experiment planning analysis. RELAP5 has also been used as the basis for a nuclear plant analyzer. Specific applications have included simulations of transients in LWR systems such as loss of coolant, anticipated transients without scram (ATWS), and operational transients such as loss of feedwater, loss of offsite power, station blackout, and turbine trip. RELAP5 is a highly generic code that, in addition to calculating the behavior of a reactor coolant system during a transient, can be used for simulating of a wide variety of hydraulic and thermal transients in both nuclear and nonnuclear systems involving mixtures of steam, water, noncondensable, and solute.
The MOD3 version of RELAP5 has been developed jointly by the NRC and a consortium consisting of several countries and domestic organizations that were members of the International Code Assessment and Applications Program (ICAP) and its successor organization, Code Applications and Maintenance Program (CAMP). Credit also needs to be given to various Department of Energy sponsors, including the INEL laboratory-directed discretionary funding program. The mission of the RELAP5/MOD3 development program
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was to develop a code version suitable for the analysis of all transients and postulated accidents in LWR systems, including both large- and small-break loss-of-coolant accidents (LOCAs) as well as the full range of operational transients.
The RELAP5/MOD3 code is based on a nonhomogeneous and nonequilibrium model for the twophase system that is solved by a fast, partially implicit numerical scheme to permit economical calculation of system transients. The objective of the RELAP5 development effort from the outset was to produce a code that included important first-order effects necessary for accurate prediction of system transients but that was sufficiently simple and cost effective so that parametric or sensitivity studies are possible.
The code includes many generic component models from which general systems can be simulated.The component models include pumps, valves, pipes, heat releasing or absorbing structures, reactor point kinetics, electric heaters, jet pumps, turbines, separators, accumulators, and control system components. In addition, special process models are included for effects such as form loss, flow at an abrupt area change, branching, choked flow, boron tracking, and noncondensable gas transport.
The system mathematical models are coupled into an efficient code structure. The code includes extensive input checking capability to help the user discover input errors and inconsistencies. Also included are free-format input, restart, renodalization, and variable output edit features. These user conveniences were developed in recognition that generally the major cost associated with the use of a system transient code is in the engineering labor and time involved in accumulating system data and developing system models, while the computer cost associated with generation of the final result is usually small.
The development of the models and code versions that constitute RELAP5 has spanned approximately 17 years from the early stages of RELAP5 numerical scheme development to the present.RELAP5 represents the aggregate accumulation of experience in modeling core behavior during severe accidents, two-phase flow process, and LWR systems. The code development has benefitted from extensive application and comparison to experimental data in the LOFT, PBF, Semiscale, ACRR, NRU,and other experimental programs.
As noted, several new models, improvements to existing models, and user conveniences have been added to RELAP5/MOD3. The new models include
• The Bankoff counter-current flow limiting correlation, that can be activated by the user at each junction in the system model
• The ECCMIX component for modeling of the mixing of subcooled emergency core cooling system (ECCS) liquid and the resulting interfacial condensation
• A zirconium-water reaction model to model the exothermic energy production on the surface of zirconium cladding material at high temperature
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• A surface-to-surface radiation heat transfer model with multiple radiation enclosures defined through user input
• A level tracking model
• A thermal stratification model.
Improvements to existing models include
• New correlations for interfacial friction for all types of geometry in the bubbly-slug flow regime in vertical flow passages
• Use of junction-based interphase drag
• An improved model for vapor pullthrough and liquid entrainment in horizontal pipes to obtain correct computation of the fluid state convected through the break
• A new critical heat flux correlation for rod bundles based on tabular data
• An improved horizontal stratification inception criterion for predicting the flow regime transition between horizontally stratified and dispersed flow
• A modified reflood heat transfer model
• Improved vertical stratification inception logic to avoid excessive activation of the water packing model
• An improved boron transport model
• A mechanistic separator/dryer model
• An improved crossflow model
• An improved form loss model
• The addition of a simple plastic strain model with clad burst criterion to the fuel mechanical model
• The addition of a radiation heat transfer term to the gap conductance model
• Modifications to the noncondensable gas model to eliminate erratic code behavior and Failure
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• Improvements to the downcomer penetration, ECCS bypass, and upper plenum deentrainment capabilities
Additional user conveniences include
• Code speedup through vectorization for the CRAY X-MP computer
• Computer portability through the conversion of the FORTRAN coding to adhere to the FORTRAN 77 standard
• Code execution and validation on a variety of systems. The code should be easily installed (i.e., the installation script is supplied with the transmittal) on the CRAY X-MP (UNICOS), DECstation 5000 (ULTRIX), DEC ALPHA workstation (OSF/1), IBM Workstation 6000 (UNIX), SUN Workstation (UNIX), and HP Workstation (UNIX). The code has been installed (although the installation script is not supplied with the transmittal) on the CDC Cyber (NOS/VE), IBM 3090 (MVS), and IBM-PC (DOS). The code should be able to be installed on all -bit machines (integer and floating point) and any 32-bit machine that provides for -bit floating point.
The RELAP5/MOD3 code manual consists of seven separate volumes. The modeling theory and associated numerical schemes are described in Volume I, to acquaint the user with the modeling base and thus aid in effective use of the code. Volume II contains more detailed instructions for code application and specific instructions for input data preparation. Both Volumes I and II are expanded and revised versions of the RELAP5/MOD2 code manuala and Volumes I and III of the SCDAP/RELAP5/MOD2 code manual.b
Volume IIIc presents the results of developmental assessment cases run with RELAP5/MOD3 to demonstrate and verify the models used in the code. The assessment matrix contains phenomenological problems, separate-effects tests, and integral systems tests.
Volume IV contains a detailed discussion of the models and correlations used in RELAP5/MOD3. It presents the user with the underlying assumptions and simplifications used to generate and implement the base equations into the code so that an intelligent assessment of the applicability and accuracy of the resulting calculations can be made. Thus, the user can determine whether RELAP5/MOD3 is capable of modeling a particular application, whether the calculated results will be directly comparable to measurement, or whether they must be interpreted in an average sense, and whether the results can be used to make quantitative decisions.
Volume V provides guidelines that have evolved over the past several years from applications of the RELAP5 code at the Idaho National Engineering Laboratory, at other national laboratories, and by users throughout the world.
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Volume VI discusses the numerical scheme in RELAP5/MOD3, and Volume VII is a collection of independent assessment calculations.
ACKNOWLEDGMENTS
Development of a complex computer code such as RELAP5 is the result of team effort and requires the diverse talents of a large number of people. Special acknowledgment is given to those who pioneered and continue to contribute to the RELAP5 code, in particular, V. H. Ransom, J. A. Trapp, and R. J. Wagner. A number of other people have made and continue to make significant contributions to the continuing development of the RELAP5 code. Recognition and gratitude is given to the other current members of the RELAP5 team:
The list of contributors is incomplete, as many others have made significant contributions in the past. Rather than attempt to list them all and risk unknowingly omitting some who have contributed, we acknowledge them as a group and express our appreciation for their contributions to the success of the RELAP5 effort.
The RELAP5 Program is indebted to the technical monitors from the U. S. Nuclear Regulatory Commission and the Department of Energy-Idaho Operations Office for giving direction and management to the overall program. Those from the NRC include W. Lyon, Y. Chen, R. Lee, R. Landry, H. Scott, M. Rubin, and the current monitor D. E. Solberg. Those from DOE-ID include D. Majumdar, N. Bonicelli, C. Noble, and the current monitor, W. Rettig.
The technical editing of the RELAP5 manuals by D. Pack and E. May is greatly appreciated.
Finally, acknowledgment is made of all the code users who have been very helpful in stimulating timely correction of code deficiencies and suggesting improvements.
3.1.2.1 Transition from Bubbly Flow to Slug Flow. For high velocity flows (|vg - vf| > vout), the RELAP5/MOD3 horizontal flow map is an adaptation of the vertical map used in the code, which in turn is based on the work of Taitel, Bornea, and Dukler3.1-6 (TBD). The bubbly-to-slug transition void fraction used in the code varies from 0.25 to 0.5 depending on the mass flux (see Figure 3.1-3). The lower limit of 0.25 is based on a postulate of TBD that coalescence increases sharply when bubble spacing decreases to about half the bubble radius corresponding to about 25% void. TBD then cite three references as supporting this approximate level. The first citation, Griffith and Wallis,3.1-7 however, actually cites an unpublished source (Reference 6 in Reference 3.1-7), indicating that for ag < 0.18 no tendency for slugs to develop was apparent. Griffith and Wallis were measuring the Taylor bubble rise velocity (air slugs) in a vertical pipe and admitted uncertainty about where the bubbly-slug transition should be. (Only two of their own data points fell into the region
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labeled bubbly flow on their flow-regime map.) TBD also cite Griffith and Snyder,3.1-8 suggesting that the bubbly-to-slug transition takes place between 0.25 and 0.30. Actually, Griffith and Snyder were studying slug flow using a novel technique. They formed a plastic “bubble” to simulate a Taylor bubble under which they injected air. Their setup allowed the bubble to remain stationary while the flow moved past it. While void fractions as low as 0.08 and no higher than 0.35 were obtained for “slug flow,” it seems inappropriate to use such information to set the bubbly-to-slug transition. The third reference cited by TBD uses a semi-theoretical analysis involving bubble-collision frequency, which appears to indicate a transition in the range ag = 0.2 to 0.3.3.1-9 A discussion by Hewitt,3.1-10 however, points out some uncertainties and qualifications to the approach of Reference 3.1-9. Thus, the designation of ag = 0.25 as the lower limit for a transition void fraction from bubbly to slug flow is somewhat arbitrary,although it does fall within the range suggested by the cited references.
TBD further argue that the void fraction for bubbly flow could be at most 0.52 where adjacent bubbles in a cubic lattice would just touch. They then postulate that 0.52 represents the maximum attainable void fraction for bubbly flow, assuming the presence of vigorous turbulent diffusion. RELAP5/MOD3 uses a void fraction of 0.5 as an approximate representation of this condition for high mass flux.
The interpolation in RELAP5 between ag = 0.25 and 0.5 for the bubbly-to-slug transition is an attempt to account for an increase in maximum bubbly void fraction due to turbulence. The decision to base the transition on an average mixture mass flux increasing from 2,000 to 3,000 kg/m2-s (Section 3.1.1) is from work by Choe, Weinberg, and Weisman3.1-11 who show that at 2700 kg/m2-s, there is a transition between bubbly and slug flow. If, however, one plots the average mass fluxes on Figure 2 from TBD, the RELAP5 transition for this special case (air-water at 25°C, 0.1 MPa in a vertical 5.0 cm diameter tube) appears reasonable. Figure 2 from TBD is shown as Figure 3.1-4. Nevertheless, while the transition criterion based on G looks reasonable for the conditions of Figure 3.1-4, it is inappropriate to assume that it works well for all flow conditions found in reactor applications. A potentially better criterion for the variation of the bubbly-to-slug transition ag would be based on dimensionless parameters. In Figure 3.1-4, the notation from TBD is used, i.e., ULS is liquid superficial velocity (jf) and UGS is gas superficial velocity (jg).
3.1.2.2 Transition from Slug Flow to Annular-Mist Flow. The coded transition from slug to annular mist flow takes place between void fractions of 0.75 and 0.80. This is based on a model by Barnea,3.1-12 which implies that annular flow can occur for ag > 0.76. Barnea indicates that for concurrent upflow, the transition criteria give reasonable agreement with atmospheric air-water data for a 2.5 and 5.1 cm diameter tube, and Freon-113 data for a 2.5 cm diameter tube.
3.1.2.3 Transition from Annular-Mist Flow to Dispersed Flow. The void fraction upon which this transition is coded to take place simply corresponds to a very high vapor
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fraction, ag = 0.9999. This vapor fraction was chosen to allow a smooth transition to single-phase vapor flow.
3.1.2.4 Transition to Horizontal Stratification. The transition criterion from horizontallystratified to non-stratified flow, Equation (3.1-2), is derived directly from Equations (23-24) of Taitel and Dukler3.1-4 (TD), which are a statement of the Kelvin-Helmholtz instability. If |vg - vf| is greater than vcrit, the flow is not stratified; if it is less, then a region of transition takes place (Figure 3.1-1) before the flow is considered to be completely stratified. The criterion holds that infinitesimal waves on the liquid surface will grow in amplitude if |vg - vf| > vcrit, transitioning from stratified flow as the waves bridge the gap to the top of the pipe. TD used |vg| rather than |vg - vf|, but the code was modified to use |vg - vf| based on TPTF experiment comparisons by Kukita et al.3.1-13 (see Section 3.1.3). In addition, to disallow high flow cases, G must be less than 3000 kg/m2•s.
It is clear that the horizontal stratification criterion of TD requires some comparison with experiment to assess its validity. TD compare their transition criteria with the published map of Mandhane et al.3.1-2 The comparison is quite favorable for the conditions of air-water at 25°C and 1 atm in a 2.5-cm-diameter pipe. Choe et al.3.1-11 show that the TD criterion works fairly well between intermittent and separated flow for liquids of low or moderate viscosity.
In summary, there is evidence that the TD horizontal stratification criterion works for low- and moderate-viscosity liquids, including water, at least in small-diameter pipes (up to 5 cm).
3.1.3 Effects of Scale
Experimental evidence reported by Kukita et al.3.1-13 obtained at the JAERI, TPTF separate-effects facility for horizontal flow of steam and water in an 18-cm-diameter pipe at high pressure (3-9 MPa) indicates that horizontally-stratified flow exists for conditions for which RELAP5/MOD2 predicted unseparated flows. This failure of the stratification criterion [Equation (3.1-2)] was attributed by Reference 3.1-13 largely to the fact that the code used the absolute vapor velocity rather than relative velocity (vg - vf) to test for a stratification condition. Upon substituting relative velocity for vapor velocity, which is what is used in RELAP5/MOD3, it is shown that predictions for void fraction are significantly improved.3.1-13
3.2 Vertical Volume Flow-Regime Map
3.2.1 Map as Coded
The vertical volume flow-regime map is for upflow, downflow, and countercurrent flow in volumes whose elevation angle f is such that 45 < |f| < 90 degrees.
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A schematic of the vertical flow-regime map as coded in RELAP5/MOD3 is shown in Figure 3.2-1. The schematic is three-dimensional to illustrate flow-regime transitions as functions of void fraction ag, average mixture velocity vm, and boiling regime [pre-critical heat flux (CHF), transition, and post dryout], where Gm is given by Equation (3.1-1), and
The map consists of bubbly, slug, annular mist, and dispersed (droplet or mist) flows in the pre-CHF regime; inverted annular, inverted slug and dispersed (droplet or mist) flows in post dryout; and vertically stratified for sufficiently low-mixture velocity vm. Transition regions provided in the code are shown. Details of the interpolating functions employed for the transition regions are given in the sections dealing with the actual heat/mass transfer and drag correlations. Values for the parameters governing the flowregime transitions are listed below and shown in Figure 3.2-2.
Two further conditions must be satisfied for the flow to be considered vertically stratified. In the case of control volumes having only one inlet and one outlet, the void fraction of the volume above must be greater than 0.7. In addition, the void fraction difference between the volume above and the control volume or between the control volume and the volume below, must be greater than 0.2. If there are multiple junctions above and below the volume in question, the upper volume having the smallest ag is compared to the lower volume having the largest ag. Only connecting volumes that are vertically oriented are considered. The term vTb is the Taylor bubble rise velocity and will be discussed in Section 3.2.2.1 and Section 3.2.2.5.
3.2.2 Map Basis and Assessment
The vertical flow-regime map is mapped according to void fraction for non-stratified, wetted-wall regimes. This conforms to the recommendation of Ishii and Mishima,3.1-1 as discussed for the horizontal map in Section 3.1.2. The dry-wall flow-regimes (particularly inverted annular and inverted slug) are included3.2-1 to account for post-dryout heat transfer regimes where a wetted wall is physically unrealistic. Heat and mass transfer and drag relations for the transition boiling region between pre-CHF and dryout are found by interpolating the correlations on either side (Figure 3.2-1). This means that for certain void fractions in the transition boiling region, two and sometimes three adjacent correlations are combined to obtain the necessary relations for heat/mass transfer and drag. The exact nature of these transition relations are found in the appropriate sections describing the correlations in question. The further configuration of vertical stratification includes a transition region, Section 3.2.1, wherein up to four correlations are combined to obtain the required constitutive relations.
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