压水堆失水事故最佳估算方法研究

林诚格,刘志弢,赵瑞昌 (国家核安全局,北京 00035;国家核电技术公司,北京 0090)

压水堆失水事故最佳估算方法研究

林诚格1,刘志弢2,赵瑞昌2(1国家核安全局,北京 100035;2国家核电技术公司,北京 100190)

传统使用的失水事故分析模型和方法被公认是极度保守的,它带来不必要的过量裕度,限制了运行核电厂和新建核电厂的功率提高,并限制了运行的灵活性。最佳估算方法的发展和应用为消除这些不必要的限制提供了可能。本文介绍了压水堆失水事故最佳估算方法的进展;叙述了最佳估算方法及评价方法,特别是不确定性分析方法,介绍了目前已获使用的最佳估算程序。

失水事故;最佳估算;不确定性分析;CSAU;ASTRUM

1 概述

冷却剂丧失事故(Lost of coolant accident,简称LOCA),是指反应堆冷却剂流失速率超过正常补给系统补给能力的事故,对轻水堆,也叫做失水事故。一回路一根管道或辅助系统的管道破裂,一回路或辅助系统管道上的阀门意外打开或不能关闭,输送一回路介质的泵的轴封或阀杆泄漏等,均可能引起失水事故。

失水事故是轻水堆核电厂最重要的设计基准事故之一。发生失水事故,意味着堆芯内冷却条件恶化,堆芯内积蓄的大量热量和裂变产物的衰变热无法导出,其后果甚至可能导致轻水堆核电厂纵深防御体系的四道屏障——元件芯块、包壳、一次压力边界和安全壳功能全部丧失。

失水事故的后果随着破口的大小、位置和装置的初始状态的不同而不同,在 AP600/ AP1000的事故分析中,凡破口总截面等于或大于1.0 ft2(合0.09 m2),即定义为大破口;而破口总截面小于 1.0 ft2,则定义为小破口[1]。

AP600/AP1000失水事故的发展阶段如下(如图 1所示)：

◦喷放(Blowdown)阶段,从发生破口、紧急停堆、触发CMT和安注箱注水到堆芯、直到喷放结束。

◦再充水(Refill)阶段,堆芯底部开始恢复充水。

◦再淹没(Reflood)阶段,包壳峰值温度发生、安注箱排空、CMT重新注水。

◦长期冷却(Long-term cooling)阶段, ADS启动、IRWST排空和通过地坑再循环。

图 1 AP 600小破口失水事故中系统压力的变化[2]

LOCA的验收准则由 10CFR50.46[3]规定如下：

◦计算的最高燃料包壳温度(Peak Cladding Temperature,PCT)不应超过1477 K。

◦包壳局部最大氧化量(Localized Maxi--1-mum Oxidation,LMO)不应超过氧化前总包壳厚度的17%。

◦堆芯燃料包壳与水和蒸汽氧化反应(Core Wide Oxidation,CWO)生成氢气量,不超过假设反应堆中全部锆与水反应所释氢总量的1%。

◦堆芯保持可冷却的几何形状。

◦堆芯温度保持低值,堆芯长寿命放射性产生的衰变热在所需的长时间内能排出。

LOCA的评价模型、数据和分析方法由10CFR50.46的附录K规定。

2 最佳估算方法的研究进展

1974年,美国 NRC发布了轻水反应堆LOCA事故分析的基本准则10CFR50.46及其附录K,首次以法规的形式确立了轻水反应堆LOCA事故分析时必须遵守的保守性准则。当时为界定数据和模型的不确定性,不得不在事故分析的各方面均人为引入足够的保守度。这一法规得到了世界各国核安全监管部门的广泛接受,成为轻水堆保守性事故分析的国际通用规范。最为典型的基于附录 K的保守性事故分析程序有RELAP4/MOD6,RETRAN-02等。

此后,为了在分析中尽可能精确地反映反应堆的真实情况,国际上针对LOCA事故开展了广泛而深入的研究。其中,由美国、日本、德国的核安全监管部门、科研机构、企业联合开展的 2D/3D研究计划成功实施,研究侧重于多维物理现象和比例分析方法,为推进 LOCA事故研究做出了重要贡献[4]。在此期间建成的试验装置主要有全尺寸上腔室试验装置[5](UPTF)、大比例圆柱状堆芯试验装置[6](CCTF)、平板堆芯试验装置(SCTF)[7]等。

以上工作促进了对LOCA事故的现实性方法的研究[8]。1988年 9月,NRC修订了10CFR50.46,保持LOCA验收准则不变,但在LOCA事故分析所采用的计算机程序中,允许采用更为真实的物理模型。随后在 1989年颁布的监管导则 RG1.1.57[9],就最佳估算程序及允许采用的模型、经验关系、数据、模型的评估程序和方法等做出了明确规定。RG1.157导则还规定要做不确定性分析,用统计处理方法得出总的计算不确定性。1989年Boyack.B等人提出了程序的比例模拟、适用性和不确定性分析方法(Code Scaling,Applicability and Uncertainty,CSAU)[10]。

2005年,美国NRC发布了标准审查大纲(Standard Review Plan)[11]的第15.0.2部分,规定了事故和瞬态分析模型和计算机程序的审查程序和验收准则,其中包括失水事故最佳估算不确定性估计的方法。此外,NRC还发布了监管导则 RG1.203[12],提出了评价模型开发与核定过程顺序(Evaluation Model Development and assessment process,EMDAP)。EMDAP是CSAU方法的应用和发展,遵循了CSAU方法的基本原则,同时更侧重于强调以目标定义、功能要求和核定步骤为基础,以评价模型准确性为方向的评价模型开发的过程顺序。

就失水事故的最佳估算方法而言,首个经NRC审查批准的最佳估算方法是美国西屋公司基于CSAU的分析方法。该方法使用了蒙特卡罗取样和响应面法(Response Surface Technique)来估算PCT的不确定度分布,其结果成为 PCT的取证基准[13]。2004年,西屋公司在原有基础上进一步改进,采用有序统计(Order Statistics)法,提出了不确定性高级统计处理方法(Advanced Statistical Treatment Of Uncertainty Method,ASTRUM)[14]。至2006年,共有 24个核电厂采用了西屋公司 1996年和1999年获准使用的最佳估算LOCA方法,共有10个核电厂采用了ASTRUM方法[15]。

法国法马通ANP所提出的现实性LBLOCA方法于2003年得到NRC批准。该方法遵循了CSAU方法的基本步骤,使用了非参数次序统计方法[16]。德国允许最佳估算程序与保守性初始和边界条件结合使用,德国的反应堆安全委员会提出了 LOCA取证分析的推荐方法[17]。加拿大核安全委员会也就最佳估算和不确定性分析方法开展研究,形成了安全评价的导则[18]。

3 最佳估算方法

3.1 最佳估算的定义

顾名思义,最佳估算就是估算尽可能地接近物理现象的真实情况。根据IAEA定义[19],最佳估算事故分析应符合以下三个条件：对于选定的接受准则,不人为引入悲观性;使用最佳估算程序;进行不确定性分析。而最佳估算程序的两个基本特征为：对于选定的接受准则,不引入有意的悲观性;对于需要模拟的物理过程,程序包含足够详细的模型。

与保守性事故分析相比,最佳估算分析利用尽可能详细的模型而不是简单的模型来保证结果更为接近物理现实,用不确定性分析来界定分析结果与物理现实之间的差距 (如图2[20]所示)。

图2 最佳估算方法和安全余量

3.2 最佳估算模型与保守模型的比较

RG1.157中提出的最佳估算模型和10CFR50.46附录K的保守模型比较列于表1中。值得指出的是,最佳估算模型还给出了ECC旁路的模型评价程序和试验数据[21,22]。

表1 RG 1.157中提出的最佳估算模型和10CFR 50.46附录K的保守模型比较

续表

续表

3.3 安全分析评价模型

用于安全分析的各种评价模型方案如表 2所示。

表 2 用于安全分析的各种评价模型方案

表中方案 1的方法是完全的保守性分析方法,普遍应用于较早的安全分析中。方案 2和方案 3是目前大多数国家进行安全分析所采用的方法[65]。但由于存在输入数据保守而使计算无法把握某些事故现象等问题,美国 NRC不允许使用方案 2,而是同意方案 1或方案 3,方案 3也是能够定量给出安全余量的唯一方法。方案 4在在安全分析中尚未得到实际的应用。

4 最佳估算的不确定性分析

4.1 最佳估算事故分析中不确定性的来源

压水堆核电厂失水事故最佳估算的不确定性来源可分为三类。第一类是最佳估算程序中计算模型对物理现象的近似,以及程序求解方法中的近似。这是最佳估算不确定性的根本来源。第二类是简化的电厂模型对真实电厂的近似。这是不确定性的重要来源。第三类是“用户效应”,即程序用户由于经验差异或使用疏忽等,导致分析结果出现不确定性[66]。表 3列出了最佳估算事故分析的主要不确定性来源及其定量分析的可能性。

对压水堆核电厂,程序本身和电厂数据的不确定性详细来源列于表 4。

表 3 最佳估算做分析的不确定性来源分类及其定量分析的可能性

表 4 压水堆核电厂失水事故不确定性来源

4.2 CSAU方法

CSAU方法是最佳估算不确定性分析的重要方法。CSAU法包括三个要素。

第一个要素是确定对主要安全准则有主要影响的物理过程和现象。首先把事件过程分解成几个相关的时间段 (如大破口事件中的喷放、再充水和再淹没阶段),以及把反应堆主系统分解成几个相关的空间段 (如燃料棒、堆芯、下腔室等)。接着对每个时间段和空间段确定其主要的过程和现象的重要度。最终的结果汇总在现象认定排序表中(PIRT,Phenomena Identification Ranking Tab le)。PIRT是CSAU方法中一个关键的因素。

第二个要素是评价一个认定的计算机程序。为此要建立一个实验组合 (包括单项效应试验和整体效应试验)来验证 (确认)该计算机程序,也就是要确认在PIRT中认定的主要物理现象。试验的比例模型决定了计算机程序的偏差程度和不确定性范围,比例分析(Scaling Analysis)是试验中的一个关键因素。

第三个要素是进行敏感性分析和不确定性分析。对最佳估算的一个主要要求就是要确定计算机程序的不确定性。

AP600/AP1000非能动安全系统的试验和计算机程序验证就是按照NRC所批准的CSAU方法进行的。试验是为了验证计算机程序。为了确认试验结果能够用于鉴定程序,试验要按照CSAU方法中的两个关键因素,即PIRT和比例分析的要求来进行。

在USNRC的标准审查大纲(NUREG-0800)和监管导则RG1.203中,CSAU方法已经成为可接受的程序[67]。CSAU方法流程如图2所示。

4.3 ASTRUM方法

ASTRUM方法是Automated Statistical Treatment of Uncertainty Method的缩写,表示“不确定自动统计处理方法”,是西屋公司近年来开发的又一种不确定性分析方法。这种方法仍然遵循CSAU方法的步骤,但CSAU方法中的第三个要素 “不确定性分析”,则由基于有序统计方法的技术所代替。

图2 CSAU方法流程图

美国NRC已经批准ASTRUM方法用于二环路、三环路和四环路西屋压水堆,以及AP600的95/95PCT计算,并正在审核用于AP1000的PCT计算。

在使用ASTRUM方法作不确定性分析时, WCOBRA/TRAC程序用于计算初始条件、功率分布和总体模型的不确定性影响, HOTSPOT程序用于计算局部模型的不确定性影响。在分析大破口失水事故中,对 124次运算中的每一次独立地对整体模型、初始条件、功率分布和局部模型取样。被取样的整体模型、初始条件和功率分布的不确定度成为WCOBRA/TRAC程序运算中每一次运算的输入值;热燃料棒 (线功率最大的燃料棒)的热工水力边界条件成为HOTSPOT进行局部不确定性计算的输入值。

124次运算得到的结果按PCT值从高到低排序。同样对最大局部氧化量 (MLO)和全堆芯氧化量 (CWO)按程序作计算。在ASTRUM应用的有序统计方法中,一个参数 (如PCT)的极限情况是取置信区间为95%以内的真实概率为 95%估计值。

极限PCT、极限MLO和CWO可以来自同样的一项计算,也可以来自多至三项不同的计算。因为每个参数假定是独立于其他两个参数。假设申请许可证用的参数计算值相互是独立的,是一项保守的假设,因为实际上MLO和SWO与包壳温度有关。

5 目前获准用于LOCA的最佳估算程序

目前经美国NRC批准的用于压水堆核电厂失水事故分析的最佳估算程序主要有TRACPWR、COBRA、RELAP5、TRACE等。目前其他国家正在使用的程序还有ATHLET和CATHARE程序等。

5.1 WCOBRA/TRAC程序

WCOBRA/TRAC是在美国太平洋西北实验室开发的通用热工水力系统程序COBRA/ TRAC基础上改进的。程序的COBRA部分主要模拟反应堆压力容器内的设备,TRAC部分主要模拟环路的设备,如蒸汽发生器、主泵、安注箱以及相关的管路。

根据CSAU方法,开展了WCOBRA/TRAC程序对 AP600大破口失水事故分析。通过PIRT分析,以及圆柱形堆芯试验装置(CCTF)和上腔室试验装置(UPTF)下降段注入试验、喷放和再淹没冷却热传递不确定性分析等,证明了WCOBRA/TRAC程序对AP600的适用性。

WCOBRA/TRAC同样也适用于AP1000 LBLOCA的最佳估算分析,这主要是基于：(1)NRC批准WCOBRA/TRAC可用于分析AP600和三环路和四环路的LBLOCA。(2)分析了AP600和AP1000的非能动冷却特性对燃料包壳温度峰值的影响。(3)PIRT分析结果表明,AP1000、AP600和西屋公司三、四环路电厂在大破口失水事故条件下的响应基本相同。

由于ASTRUM方法的应用,WCOBRA/ TRAC要运算124次作不确定性分析,程序已有原来的WCOBRA/TRAC(M 7AR4-AP)和HOTSPOT3.0升版至M 7AP7-AP和HOTSPOT6.1。

5.2 ATHLET程序

ATHLET(Analysis of Thermal Hydrau lics of Leaks and Transients)程序,是由德国核安全技术中心(Gesellschaft fǜr Anlagen-und Reaktorsicherheit,GRS)开发的系统分析程序。ATHLET程序的结构采用高度模块化设计。程序主要由热工流体力学模块、热传导模块、中子动力学模块和通用控制模块组成。这些模块又由子模块组成,模块通过输入数据组装在一起,有效地模拟任何一个相关的水堆系统或实验装置。这种结构可适应多种用途的需要。ATHLET的计算功能即在这些模块中实现,例如,基本的一维流体动力学解法、温度场解法、传热系数选择及其他一些功能均在一些子模块中进行。当得到更好的关系式或实验数据时,可通过修改子模块改进程序。

5.3 CATHARE程序

CATHARE(Code for Analysis of Thermal-Hydraulics during an Accidentof Reactor and Safety Evaluation)是由法国原子能委员会(CEA)、AREVA公司、EDF公司和法国核安全防护研究所 (IPSN)联合开发的大型反应堆系统安全分析程序。为评估程序的有效性,分别开展了模型的单项效应实验评估和程序的整体效应实验评估。模型的单项效应试验包括临界流、流型确定、再淹没、蒸汽发生器和主泵特性等方面的 300多个试验。这些试验验证了程序的有效性,但同时表明还有一些问题需作深入研究,如沸腾模型的起始点、棒束几何界面的摩擦等。程序的整体效应试验包括在LOBI、LOFT等试验台架上开展了 21项试验。结果表明：CATHARE能够很好地描述小破口或大破口的各种瞬态,但在描述蒸汽发生器二次侧有关参数方面存在偏差。CATHARE2针对上述问题进行了研究和优化,已被法国核安全监管部门和企业界用于安全分析和设计。目前的最新版本有CATHARE 2 V2.5-1mod8.1和CATHARE 2 V2.5-2mod2.1,另一版本CATHARE 2 V2.5-3mod2.1预计在2011年发布。

5.4 RELAP5程序

RELAP5(Reactor Excursion and Leak Analysis Program)是美国爱达荷国家工程实验室(INEL)为美国核管会(USNRC)开发的用于轻水堆瞬态分析程序,可模拟压水堆系统的瞬态过程,其使用范围包括失水事故、失流事故、给水丧失事故及未能紧急停堆的预期瞬态(ATWS)、失去厂外电、全厂断电、汽轮机脱扣,几乎覆盖了核电厂所有的热工水力瞬态。20世纪80年代发布的RELAP5/MOD3版本,是世界上应用最为广泛的热工水力系统程序。

5.5 TRACE程序

TRACE(Transient Reactor Analysis Code)程序是基于TRAC/RELAP的高级计算程序。自20世纪70年代,USNRC曾资助了一批用于计算LOCA的软件开发,包括爱达荷国家实验室负责的RELAP程序、Los Alamos国家实验室负责的TRAC程序和Brookhaven国家实验室负责的RAMONA程序等。在实践过程中, TRAC、RELAP5和RAMONA模拟程序在压水堆和沸水堆的热工水力分析中得到了广泛应用。1996年,NRC决定,由Los Alamos实验室、MIT、普渡大学参加整合上述软件,开发TRACE程序。在程序开发过程中,以TRAC-P程序为基础,将综合了TRAC-B、RELAP5和 RAMONA程序,升级为TRAC4.0,并更名为TRACE,目前已发展到TRACE 5.0版。能够在一维和三维空间建立热工水力现象的模型,分析压水堆和沸水堆的大、小破口失水事故和系统瞬态。

以上介绍的通用程序,用于某一具体设计和某一具体事件时,需要通过类似CSAU的评价和针对具体情况的不确定性分析,才能确认最佳估算程序的适用性。

6 结束语

国际上就压水堆核电厂失水事故的最佳估算分析开展了深入的研究工作,这种方法也正在得到广泛的应用。最佳估算分析方法的进一步发展,以更好反映核电厂安全余量为目标,以结果的可溯性和再现性为标准,以不确定分析方法的进步和最佳估算程序的开发为主要途径。我国核电领域有必要高度重视对压水堆核电厂失水事故的最佳估算分析的研究,组织力量,努力攻关,为我国核电自主创新贡献力量。

[1]林诚格,郁祖盛.非能动安全先进核电厂AP1000.原子能出版社,2008

[2]J.N.Reyes Jr.,L.Hochreiter.Scaling Analysis for the OSU AP600 TestFacility(APEX).Nuclear Engineering and Design.1998,186：53～109

[3]U.S.Nuc lear Regulatory Commmsion Regulations. 10CFR50.Code of Federal Regulations

[4]P.S.Damerell,J.W.Simons.2D/3D Program Work Summary Report,GRS-100 and 101.Prepared Jointly by JAERI, GRS,Siemens UB KWU,U.S.NRC,MPR Associates

[5]R.Emmerling etal.UPTF：Program and System Description, U 9 414/88/023,November 1988

[6]Iguchi et al.Data Report on Large Scale Reflood Test-82—CCTF core II test C2-4.1983

[7]MPR Associates,1989,Research Information Report of The Slab Core Test Facility(SCTF)Core II Test Series. MPR-111

[8]U.S.NRC.Compendium of ECCSResearch for Realistic LOCA Analysis.NUREG-1230,1987

[9]USNuclear Regulatory Commissions.RG 1.157,Best-Estimate Calculationsof Emergency Core Cooling System Performance.May 1989

[10]B.E.Boyack,R.B.Duffey,P.Griffith,et al.Quantifying Reactor Safety Margins,NUREG/CR-5249,1989

[11]NUREG-0800.Standard Review Plan—15.0.2,Review of Transient and Accident Analysis Methods,December 2005

[12]USNRC.Transient and Accident Analysis Methods,R G 1.203.December 2005

[13]U.S.Nuc lear Regulatory Comm ission.Safety Evaluation by the Office of Nuc lear Reactor Regulation Related to Acceptability of the Topical ReportWCAP-12945(P)‘Westinghouse Code Qualification Document for Best-Estimate Loss of Coolant Accident Analysis'for referencing in PWR Licensing Applications,Westinghouse Electric Corporation

[14]Safety Evaluation by the O ffice of Nuclear Reactor Regulation：Topical ReportWCAP-16009-P Revision 0,Realistic Large Break LOCA Methodology using Automated Statistical Treatment of Uncertainty Method(ASTRUM),Westinghouse Electric Company,Project Number 700,TAC NO.MB9483,November 2004

[15]European Best-Estimate LOCA Sem inar,Brussels,Belgium,January 2006

[16]Safety Evaluation by the O ffice of Nuclear Reactor Regulation：TopicalReport EMF-2103(P)Revision 0,Realistic Large Break LOCA Methodology for Pressurized Water Reactors,Project Number 693,TAC NO.MB7554, April 2003

[17]H.Glaeser.Best-estimate Approach in German Licensing, Lecture 28A,Sem inar and Training on Scaling,Uncertainty and 3D Coupled Calculations in Nuclear Technology(3D S. UN.COP 2007),January-February,College Station, Texas,USA

[18]N.K.Popov and J.C.Luxat.Best Estimate and Uncertainty Analysis for CANDU Reactors,Lecture 35A,Sem inar and Training on Scaling,Uncertainty and 3DCoupled Calculations in Nuclear Technology(3D S.UN.COP 2007), January-February,College Station,Texas,USA

[19]International Atomic Energy Agency.Safety Reports Series No.23,Accident Analysis For Nuclear Power Plants.Vienna,2002

[20]IAEA-TECDOC-1539,Use And Development ofCoupled Computer Codes for the Analysis of Accidents at Nuclear Power Plants.IAEA,VIENNA,2007

[21]W.D.Beckner,J.N.Reyes,R.Anderson.Analysis of ECC Bypass Data.U.S.Nuc lear Regulatory Comm ission, NUREG-0573,July 1979

[22]C.J.Crowley et al.1/5-Scale Countercurrent Flow Data Presentation and Discussion,NUREG/CR-2106,November 1981

[23]Lanning,D.D.,Cunningham,M.E.Trends in Thermal Calculations for LightWater Reactor Fuel(1971～1981). 9th water reactor safety research information meeting,Washington,DC,USA,26 Oct 1981

[24]Idaho NationalEngineering Laboratory.MATPRO Version 11 (Revision 2)：AHandbook of Materials Properties for Use in the Analysis of Light-Water Reactor Fuel Rod Behavior, NUREG/CR-0497,Rev.2,August 1981

[25]American Nuclear Society.American National Standard for Decay Heat Power in LightWater Reactors,ANSI/ANS-5.1～1979,August 1979

[26]J.V.Cathcart et al.Zirconium Metal-Water Oxidation Kinetics：IV Reaction Rate Studies,Oak Ridge National Laboratory,ORNL/NUREG-17,August 1977

[27]H.J.Richter.Separated Two-Phase Flow Model：Application to Critical Two-Phase Flow,EPRIReportNP-1800, Electric Power Research Institute,Palo Alto,CA, April 1981

[28]D.Abdollahian et al.Critical Flow Data Review and Analysis,Report NP-2192,Electric Power Research Institute, Palo Alto,CA,January 1982

[29]USNRC.The Marviken Full Scale Critical Flow Tests,Summary Report(Joint Reactor Safety Experiments in the Marviken Power Station,Sweden),NUREG/CR-2671, May 1982

[30]M.Reocreux.Contribution to the Study of Two-Phase Steam-Water Critical Flow,Ph.D.Thesis,L'Universite Scientifique Medicale de Grenoble,1974.(English translation available from NTIS,LIB/Trarns-576.)

[31]N.Abuaf,G.A.Zimmer,B.J.C.Wu.A Study of Nonequilibrium Flashing of Water in a Converging-Diverging Nozzle,NUREG/CR-1864,Vols.1～2(Brookhaven National Laboratory,BNL-NUREG-51317), March 1982

[32]G.L.Sozzi and W.A.Sutherland.Critical Flow of Saturated and Subcooled Water at High Pressure,General Electric Company,GE ReportNEDO-13418,1975.(Available in the NRC Public Document Room.)

[33]R.A.Edwards and T.P.O'Brien.Studies of Phenomena Connected with the Depressurization ofWater Reactois,Nuclear Energy(Journal of the British Nuclear Energy Society),Vol.9,No.2,April 1970

[34]Commissariat a L'Energie Atomique,C.Jeandey et al.Auto vaporisation D'ecoulements Eau/vapeur,Report TT,No. 163,Centre d'Etudes Nucleaires de Grenoble,Dept.des Reacteursa Eau,Service des Transferts Thermiques,Grenoble,France,July 1981.(Copies may be obtained from Maurice Gomolinski,CEA,B.P.No.6,92260 Fontenayaux-Roses Cedex,France.)

[35]C.Jeandey and L.Gros d'A illon.Critical Flows in a Short Super Moby Dick Pipe,Rapport TT/SETRE/7 1,Centre d' EtudesNucleaires de Grenoble,Grenoble,France,September 1983.NRC Translation 1401 available from the NRC Public Document Room(52 FR 6334),accession number 8704060298

[36]J.L.Anderson and W.A.Owca.Data Report for the TPFL Tee/Critical Flow Experiments,NUREG/CR-4164 (EG＆G Idaho,Inc.,EGG-2377),November 1985

[37]J.Reimann and M.Khan.Flow Through a Small Break at the Bottom of a Large Pipe with Stratified Flow,Nuc lear Science and Engineering,Vol.88,pp.297～310,November 1984

[38]V.E.Schrock et al.Steam-Water Critical Flow Through Small Pipes from Stratified Upstream Regions,in Heat Transfer 1986,C.L.Tien,V.P.Carey,and J.K.Ferrell,Editors,Vol.5,pp.2307～2311,Hem isphere Publishing Corp.,242 Cherry St.,Philadelphia,PA 19106,1986

[39]V.E.Schrock etal.Small Break CriticalDischarge-Roles of Vapor and Liquid Entrainment in Stratified Two-Phase Region Upstream of the Break,NUREG/CR-4761(Lawrence Berkeley Laboratory,LBL-22024),December 1986

[40]J.L.Anderson and W.A.Owca.Data Report for the TPFL Tee/Critical Flow Experiments,NUREG/CR-4164 (EG＆G Idaho,Inc.,EGG-2377),November 1985

[41]J.Reimann and M.Khan.Flow Through a Small Break at the Bottom ofa Large Pipe with Stratified Flow,Nuc lear Science and Engineering,Vol.88,pp.297～310, November 1984

[42]V.E.Schrock et al.Steam-Water Critical Flow Through Small Pipes from Stratified Upstream Regions,in Heat Transfer 1986,C.L.Tien,V.P.Carey,and J.K.Ferrell,Editors,Vol.5,pp.2307～2311,Hem isphere Publishing Corp.,242 Cherry St.,Philadelphia,PA 19106,1986

[43]V.E.Schrock et al.Small Break Critical Discharge-Roles of Vapor and Liquid Entrainment in Stratified Two-Phase Region Upstream of the Break,NUREG/CR-4761(Lawrence Berkeley Laboratory,LBL-22024),December 1986

[44]W.D.Beckner and J.N.Reyes.Research Information Letter No.128,PWR Lower Plenum Refill Research Results, USNRC,December 8,1981

[45]W.D.Beckner,J.N.Reyes,R.Anderson.Analysis of ECC Bypass Data,U.S.Nuclear Regulatory Comm ission, NUREG-0573,July 1979

[46]C.J.Crow ley et al.1/5-Scale Countercurrent Flow Data Presentation and Discussion,NUREG/CR-2106(Creare Incorporated,Creare TN-333),November 1981

[47]A.A lessadrini,G.Peterlongo,R.Ravetta.Large Scale Experimentson HeatTransfer and Hydrodynamicswith Steam-Water Mixtures.Critical Heat Flux and Pressure Drop Measurements in Round Vertical Tubes at the Pressure of 51 kg/ cm2 abs,Centro InformazioniStudi Esperienze,Milan,Italy,CISE-R 86,1963.(Available from NTIS.)

[48]E.Janssen and J.A.Kervinen.Two-Phase Pressure D rop Across Contractions and Expansions：Water-Steam Mixtures at 600 to 1400 psia,AECR＆DReportGEAP-4622,1964. (Available in the NRC Public Document Room.)

[49]E.Janssen and J.A.Kervinen.Two-Phase Pressure D rop in Straight Pipes and Channels：Water-Steam Mixtures at 600 to 1400 psia,AEC R＆D Report GEAP-4616,1964. (Available in the NRC Public Document Room.)

[50]R.T.Lahey,B.S.Shiralkar,D.W.Radcliffe.Two-Phase Flow and Heat Transfer in Multirod Geometries：Subchannel and Pressure Drop Measurements in a Nine-Rod Bundle for Diabatic and Adiabatic Conditions,AEC R＆D Report GEAP-13049,General Electric Company, March 1970

[51]G.L.Yoder et al.Dispersed Flow Film Boiling in Rod Bundle Geometry-Steady State Heat Transfer Data and Correlation Comparisons,NUREG/CR-2435(ORNL-5822), April 1982

[52]D.G.Morris et al.Dispersed Flow Film Boiling of High PressureWater in a Rod Bundle,NUREG/CR-2183(Oak Ridge National Laboratory,ORNL/TM-7864), September 1982

[53]N.Lee et al.PWR FLECHT-SEASET Unblocked Bundle, Forced and Gravity Reflood Task Data Evaluation and Analysis Report,NUREG/CR-2256(WCAP-9891, EPRINP-2013),November 1981

[54]R.C.Gottula et al.Forced Convective,Nonequilibrium, Post-CHF Heat Transfer Experiment Data and Correlation Comparison Report,NUREG/CR-3193(EG＆G Idaho, Inc.,EGG-2245),April 1985

[55]G.L.Yoder.Rod Bundle Film Boiling and Steam Cooling Data Base and Correlation Evaluation,NUREG/CR-4394 (ORNL/TM-9628),August 1986

[56]T.M.Anklam et al.Experimental Investigations of Uncovered-Bundle Heat Transfer and Two-Phase Mixture-Level Swell Under HighPressure Low Heat-Flux Conditions, NUREG/CR-2456(Oak Ridge National Laboratory, ORNL-5848),April 1982

[57]G.L.Yoder et al.High Dryout Quality Film Boiling and Steam Cooling Heat Transfer Data from a Rod Bundle, NUREG/CR-3502(Oak Ridge National Laboratory, ORNL/TM-8794),January 1984

[58]S.Wong and L.E.Hochreiter.Analysis of the FLECHTSEASET Unblocked Bundle Steam Cooling and Boiloff Tests, NUREG/CR-1533(Westinghouse Electric Corporation, WCAP-9729,EPRINP-1460),March 1981

[59]M.J.Loftus et al.PWR FLECHT SEASET 21-Rod Bundle Flow Blockage Test Data and Analysis Report,NUREG/ CR-2444,Vol.1～2(Westinghouse Electric Corporation, WCAP-9992,EPRINP-2014),September 1982

[60]T.M.Anklam et al.Experimental Investigations of Uncovered-Bundle Heat Transfer and Two-Phase Mixture-Level Swell Under HighPressure Low Heat-Flux Conditions, NUREG/CR-2456(ORNL-5848),April 1982

[61]T.M.Anklam.ORNL Small-Break LOCA Heat Transfer Series I：Two-Phase M ixture Level Swell Results, NUREG/CR-2115(ORNL/NUREG/TM-447),September 1981

[62]S.Wong and L.E.Hochreiter.Analysis of the FLECHTSEASET Unblocked Bundle Steam Cooling and Boiloff Tests, NUREG/CR-1533(WCAP-9729,EPRINP-1460), March 1981

[63]D.Jowitt.A New Voidage Correlation for Level Swell Conditions,Winfrith UK,AEEW-R-1488,December 1981. (Available in the NRCPublic Document Room.)

[64]Compendium of ECCS Research for Realistic LOCA Analysis,NUREG-1230,December 1988

[65]IAEA.Safety Assessment and Verification for Nuclear Power Plants,IAEA Safety Standards Series No.NS-G-1.2, IAEA,Vienna,2001

[66]T.Wickett et al.Report of the Uncertainty Methods Study for Advanced Best Estimate Thermal Hydraulic Code Applications,2 vols,Rep.NEA/CSNIR(97)35,OECD,Paris,1998

[67]NUREG-0800,Standard review plan—15.0.2,Review of Transient and Accident AnalysisMethods,December 2005

Study on Realistic Best Estimate Methodology of PWR LOCA

LIN Chengge1,LIU Zhitao2,ZHAO Ruichang2
(1National Nuclear Safety Administration,Beijing 100035,China;2State Nuclear Power Technology Corporation Ltd,Beijing 100190,China)

The traditional evaluation models and methodologies of LOCA analysis are recognized as highly conservative,which both limits the power up rating of the operating and newly-built NPPs and restricts the flexibility of operation.The best estimatemethodology p rovides a perspective way to eliminate the above restricts.An introduction wasmade on status of the bestestimatemethodology of PWR LOCA. The best estimate method and its evaluation models,especially the uncertainty analysis methods,were given in the paper.The best-estimate computer codes being approved to usewere also p resented.

LOCA;best estimate;uncertainty analysis;CSAU;ASTRUM