CAPITOLO 3. APPROCCIO ALLA METODOLOGIA DI ANALISI DI PTS

CAPITOLO 3. APPROCCIO ALLA METODOLOGIA DI

ANALISI DI PTS

3.1 INTRODUZIONE

L’IAEA (International Atomic Energy Agency), ha dato inizio nel 1990 ad un programma di assistenza nei confronti dei paesi dell’Europa centrale e dell’Est, nell’ambito della sicurezza della prima generazione di reattori nucleari di tipo WWER-440/230. Nel 1992 tale ambito è stato esteso fino ad includere reattori di tipo RBMK, WWER-440/213, WWER-1000. Nell’aprile del1997 l’ IAEA ha pubblicato le “Guidelines on Pressurized Thermal Shock Analysis for WWER Nuclear Plants” [12]. Tale documento è stato utilizzato come punto di riferimento per l’analisi di PTS del presente lavoro. Le “Guidelines” forniscono informazioni su ogni elemento che riguardi l’analisi di PTS, come criteri di accettazione, selezione degli scenari da considerare, analisi termoidraulica e strutturale, includendo i risultati ottenuti in ambito della meccanica della frattura, valutazione delle proprietà dei materiali e calcoli relativi ai flussi neutronici. Lo scopo delle “Guidelines” nell’analisi di PTS è di fornire i punti chiave di una metodologia atta a dimostrare l’integrità strutturale del vessel , utilizzando modelli adeguati, definendo opportune ipotesi conservative, condizioni iniziali ed al contorno e fattori di sicurezza nel calcolo dei risultati finali. Tali punti chiave derivano da esperienze operazionali, stato dell’arte attuale e risultati di studi condotti dai paesi membri. Nei paragrafi successivi si riassume l’approccio consigliato dalle “Guidelines” per l’analisi di PTS, con particolare riferimento alla sezione relativa all’analisi strutturale e di meccanica della frattura.

3.2 SEQUENZE INCIDENTALI DA CONSIDERARE NELL’ANALISI

DI PTS

Le “Guidelines” suggeriscono una scelta di opportuni transitori, con riferimento anche a sequenze incidentali che possono derivare da malfunzionamento dei componenti o da azioni da parte dell’operatore, tali da originare condizioni di PTS. In un’analisi di sicurezza per l’impianto si dovrebbe adottare una metodologia di calcolo probabilistica, per l’identificazione degli scenari più significativi. Nell’ambito del presente lavoro è stata svolta una analisi di tipo deterministico di un DBA (Design Base Accident) opportuno. L’analisi termoidraulica è stata finalizzata a valutare adeguatamente quei fattori che determineranno i carichi di origine termica e meccanica in corrispondenza del downcomer. Tra questi:

• la temperatura del fluido nel downcomer ; • il rateo di diminuzione della temperatura;

• il raffreddamento non uniforme del RPV (effetti di miscelamento etc.); • il valore della pressione nel circuito primario.

La scelta del transitorio termoidraulico è stata fatta tra i seguenti scenari:

• LOCA (Loss of Coolant Accident) : rientrano in questa categoria gli eventi derivanti da depressurizzazione del circuito primario, caratterizzati da fenomeni di rapido raffreddamento della parete del RPV, soprattutto in condizioni di miscelamento non uniforme del refrigerante in ingresso al downcomer. Tra questi il DEGB (caso del presente lavoro), rottura a ghigliottina di una delle quattro cold legs ;

• blocco della PORV o della valvola di sicurezza del pressurizzatore in posizione di apertura;

• incidenti di perdita di refrigerante tra circuito primario e secondario (per esempio a causa di rottura di tubi del generatore di vapore);

• incidenti di perdita di fluido dal circuito secondario, con conseguente depressurizzazione di tale circuito e raffreddamento del refrigerante lato primario. Possibili cause di questo scenario possono essere la rottura di una linea vapore (MSLB), l’apertura spuria della valvola di by-pass (BRU-K) o della valvola di scarico nell’atmosfera (BRU-A);

• iniezione non prevista di acqua ad alta pressione da parte degli ECCS, con conseguente aumento del livello di pressione nel RPV;

• raffreddamento accidentale del RPV dall’esterno, per esempio a seguito di rottura di tubazioni appartenenti al circuito primario.

I suddetti transitori sono classificati in due gruppi, sulla base della frequenza di accadimento: • transitori anticipati (Anticipated Transients), definiti come deviazioni relativamente frequenti

(probabilità di accadimento più alta di 10-2 per reattore-anno) dalle normali condizioni operative e causati da malfunzionamento di un componente o da errore da parte dell’operatore. Questi transitori non influiscono sull’integrità strutturale del RPV in modo tale da determinare la fermata dell’impianto;

• incidenti ipotizzati (Postulated Accidents), o DBA (Design Basic Accidents), definiti come deviazioni rare (probabilità di accadimento più bassa di 10-2 per reattore-anno) dalle normali condizioni operative, comunque considerate nella progettazione dell’impianto. In Appendice I delle “Guidelines” è riportato un elenco degli eventi che possono dar luogo a PTS e la relativa classificazione in base alle due categorie descritte precedentemente (Anticipated Transients e Postulated Accidents). Con riferimento al presente lavoro, l’evento di DEGB, che determina l’iniezione di acqua “fredda” all’interno del downcomer da parte degli ECCS con conseguente raffreddamento del vessel, rientra nella categoria degli incidenti

ipotizzati (descritto al punto 3.1 dell’appendice I : “Decrease in reactor coolant inventory (LOCA) – Spectrum of postulated piping break within the reactor coolant pressare boundary”). Il DEGB è stato scelto in quanto caratterizzato da intenso shock termico in assenza di carico di pressione (a differenza di altri transitori analizzati in lavori precedenti, come il MSLB (Main Steam Line Break), caratterizzato invece da modesti carichi termici ma da elevati carichi di pressione).

3.3 DATI NECESSARI PER L’ANALISI DI PTS

In accordo con quanto stabilito dalle “Guidelines”, sono stati considerati i seguenti sistemi: • il sistema di raffreddamento del reattore;

• il pressurizzatore e sistema di controllo della pressione; • il sistema di refrigerazione di emergenza del nocciolo (ECCS); • il sistema di controllo chimico e di volume;

• la linea principale del vapore; • il sistema dell’acqua di alimento.

Per quanto riguarda il vessel, i dati necessari per l’analisi sono:

• le caratteristiche meccaniche e la composizione chimica del metallo base, del metallo di saldatura, della zona termicamente alterata, del rivestimento interno (cladding);

• le caratteristiche geometriche di saldature, bocchelli; • i trattamenti termici.

Le “Guidelines” raccomandano una mappatura del vessel allo scopo di determinare la fluenza neutronica soprattutto nelle zone di saldatura, in corrispondenza dei bocchelli e nelle zone del downcomer sottoposte alla maggiore esposizione neutronica da parte del nocciolo del reattore. Tale procedura, condotta con l’ausilio di appropriati codici di calcolo è di fondamentale importanza dal punto di vista dell’analisi di PTS. Infatti le proprietà meccaniche dei materiali impiegati, variano durante il funzionamento dell’impianto, anche a causa dell’ irraggiamento neutronico, determinando un aumento della temperatura di transizione fragile-duttile. Nell’ambito del presente lavoro non sono stati presi in considerazione gli effetti dell’irraggiamento nei calcoli svolti, in quanto il confronto tra SIF e tenacità a frattura del vessel (paragrafo 3.5), come si vedrà in ambito di analisi di meccanica della frattura, si effettua prendendo a riferimento la minima temperatura di transizione fragile-duttile (funzione dell’irraggiamento neutronico del materiale).

3.4 LINEE GUIDA PER L’ANALISI TERMOIDRAULICA

L’analisi termoidraulica, deve essere condotta con opportuni codici di calcolo qualificati, in grado di fornire un adeguato modello del sistema reale considerato.

Nell’ambito di tale analisi, devono essere presi in considerazione i fenomeni di raffreddamento del downcomer conseguenti all’iniezione di acqua nel circuito primario da parte dei sistemi di refrigerazione di emergenza del nocciolo (ECCS). Si suppone che questi sistemi lavorino in condizioni di massima portata alla minima temperatura, in modo tale da dare origine al maggiore raffreddamento possibile. L’iniezione di acqua ad alta pressione all’interno delle cold legs, è responsabile del fenomeno “Cold Plums”, con iniezione di fluido freddo nel downcomer che non si miscela immediatamente con quello caldo ivi presente, dando origine a raffreddamento localizzato della parete che dà luogo, in concomitanza con alti livelli di pressione, a fenomeni di PTS. Devono inoltre essere prese in considerazione:

• l’azione da parte dell’operatore (si suppone che questi agisca in accordo alle procedure stabilite; in tal caso il suo intervento può avere impatto favorevole sull’andamento del PTS);

• condizioni operative dell’impianto al momento dell’incidente (per esempio potenza iniziale).

L’obiettivo dell’analisi termoidraulica è di descrivere tutti i fenomeni che fanno capo ad un certo transitorio e che influiscono su pressione e scambio termico nel downcomer, per ottenere i dati necessari da utilizzare per l’analisi strutturale. Le “Guidelines” raccomandano particolare attenzione nel determinare l’andamento, in funzione del tempo, di parametri quali: temperatura del fluido all’interno del downcomer e sulla parete dello stesso, coefficiente di scambio termico tra parete e fluido, livello di pressione nel circuito primario.

3.5 LINEE GUIDA PER L’ANALISI STRUTTURALE

Nei calcoli strutturali, le “Guidelines” indicano i seguenti dati da considerare, relativi alle caratteristiche del materiale del RPV:

• proprietà termiche ed elastiche (modulo di Young, modulo di Poisson, coefficiente di dilatazione termica…) del metallo base del vessel, del metallo di saldatura e del cladding ;

• proprietà meccaniche e parametri di meccanica della frattura (Rp,Rm…) per il metallo base del vessel, per il cladding e per le saldature.

Tali caratteristiche devono essere espresse in termini di tempo operativo dell’impianto e della fluenza neutronica.

L’obiettivo dell’analisi strutturale è di valutare la possibilità di propagazione instabile per una serie di difetti ipotizzati, sottoposti a carichi di origine termica e meccanica derivanti dal particolare transitorio analizzato. Le “Guidelines” raccomandano pertanto di considerare le tensioni dovute alla pressione interna, ai gradienti di temperatura e alle tensioni residue, con riferimento anche al cladding e alle saldature, nonché eventuali fenomeni plastici. Il campo di tensione agente sul componente considerato (il vessel, nel presente lavoro), può essere determinato con metodi analitici (per casi semplici), o utilizzando metodi agli elementi finiti (FEM). Nella generalità dei casi potranno essere impiegati i metodi caratteristici della meccanica della frattura lineare elastica, anche se in casi particolari (come quello del vessel con cladding) è consigliato il metodo basato sull’utilizzo dell’integrale J.

I difetti ipotizzati sono fessure superficiali o sub-superficiali, posizionate in aree del vessel delimitate. L’orientamento di tali fessure è stabilito in funzione della direzione delle tensioni principali massime. In particolar modo:

• per vessel senza cladding (uncladded vessel), il difetto raccomandato è una fessura superficiale semiellittica, con profondità (semiasse minore) fino a ¼ dello spessore del RPV e con rapporto d’aspetto (a/c) variabile tra 0.3 e 0.7 (fig. 3.1);

• per vessel con cladding (cladded vessel), i difetti raccomandati sono fessure ellittiche o semiellittiche, situate immediatamente sotto la superficie del cladding, con profondità fino a ¼ dello spessore del RPV e con rapporto d’aspetto (a/c o 2a/c) variabile tra 0.3 e 0.7 (fig. 3.2);

Fig. 3.2 fessura superficiale semiellittica ed ellittica non passante per vessel con cladding

• per vessel con cladding, nel caso in cui non si disponga di sufficienti informazioni sulle caratteristiche del cladding stesso, è raccomandato lo studio di una fessura semiellittica passante, con profondità fino a ¼ dello spessore del RPV e con rapporto d’aspetto (a/c) variabile tra 0.3 e 0.7 (fig. 3.3).

Fig. 3.3 fessura superficiale semiellittica passante per vessel con cladding

Nell’abito della meccanica della frattura lineare elastica si valuta lo Stress Intensity Factor (KI) lungo il fronte della fessura, confrontandolo con la tenacità a frattura del materiale (KIc). In genere è sufficiente valutare il KI in corrispondenza dell’apice della fessura (punto più interno)

e nel punto di intersezione del fronte della fessura con la superficie libera del RPV (per vessel senza cladding), o nel punto di intersezione del fronte della fessura con la superficie di contatto vessel-cladding (per vessel con cladding).

Le “Guidelines” impongono il soddisfacimento della seguente relazione, allo scopo di dimostrare l’integrità del vessel :

dove con KI si indica lo Stress Intensity Factor, KIc è la tenacità a frattura del materiale costituente il RPV, i coefficienti n_k e n_a sono dei fattori di sicurezza utilizzati per tenere conto

delle incertezze nell’analisi di PTS. KIc (Critical Stress Intensity Factor) è una proprietà del

materiale e può essere ottenuto dalla curva di riferimento (lower bound fracture toughness reference curve) espressa in funzione della temperatura relativa T-Tk, indicando con T la temperatura (°C) nel punto della fessura nel quale si calcola il KI e con Tk la temperatura di riferimento (Reference Temperature Nil Ductility transition o RNDT), data dalla temperatura di transizione duttile-fragile ottenuta tramite prova Charpy:

Tale curva , analoga a quella ricavata dalle ASME, è ottenuta come inviluppo inferiore di un grande numero di risultati sperimentali; le “Guidelines” prescrivono l’utilizzo di un margine di sicurezza anche sulla differenza T-Tk, tramite l’aumento della temperatura di riferimento (coeff. ∆T). Per valori di KIc superiori a 150 MPa· m0.5 occorrono provini di notevoli dimensioni (maggiore complessità e costi della sperimentazione), per cui è stato posto un limite di 200 MPa· m0.5. In figura 3.4 è riportato l’andamento di KIc, mentre in tabella 3.1 sono elencati i valori dei coefficienti n_k , n_a e ∆T in funzione del transitorio termoidraulico e della dimensione del difetto. Nel caso di fessura di piccole dimensioni (a< ¼ dello spessore della parete) e di incidente ipotizzato, il calcolo di KI per la verifica secondo la (1) deve essere effettuato con due set di valori per n_k e n_a, scegliendo il caso peggiore.

Le “Guidelines” raccomandano di tenere conto dell’aumento della temperatura critica del materiale a causa dei meccanismi di degrado delle proprietà meccaniche del vessel. Il valore Tk critico può essere calcolato dalla seguente espressione :

Tk = Tk0 + ∆Tt + ∆Tn + ∆Tf (3)

avendo indicato con Tk0 la temperatura critica ad inizio vita, ∆Tt l’incremento di Tk dovuto ai carichi termici, ∆Tn quello dovuto alla fatica, ∆Tf quello dovuto all’irraggiamento neutronico.

Passando poi alla presentazione dei risultati, le “Guidelines” impongono di ricavare grafici del tipo di fig. 3.5, il quale riporta l’andamento con la temperatura di KI e KIc per il particolare transitorio termoidraulico analizzato.

Il massimo valore ammissibile della temperatura critica di infragilimento, viene determinato imponendo la tangenza tra la curva di KI e quella di KIc. Nel tenere conto di effetti di pretensionamento a caldo (warm prestressing), le “Guidelines” impongono di determinare l’intersezione tra il punto corrispondente all’80% del valore di picco dello Stress Intensity Factor e la curva della tenacità a frattura. La differenza tra la massima temperatura critica calcolata e la temperatura critica prevista a fine vita del vessel, costituisce il “margine di sicurezza” per l’infragilimento del materiale. Nel caso in cui si considerino più transitori, il valore di temperatura critica utilizzato è il più piccolo tra quelli ottenuti per tale gruppo di transitori.

b deve essere scelto il set che fornisce i risultati più gravosi

Tab. 3.1 fattori di sicurezza da utilizzare per la verifica di integrità del vessel

Fig. 3.5 valutazione della propagazione instabile

3.6 DESCRIZIONE DEL TRANSITORIO DEGB

Il DEGB (Double Ended Guillotine Break) comporta una serie di eventi tipici di un LBLOCA (Large Break Loss Of Coolant Accident). Il transitorio termoidraulico che ne deriva è particolarmente gravoso per l’ impianto nucleare [8]. Infatti, oltre ad interessare direttamente il sistema di tubazioni del circuito primario (rottura di una delle cold legs, come nel caso del presente lavoro), è caratterizzato dalla fuoriuscita di una grande quantità di fluido (miscela acqua-vapore), con la possibilità di compromettere la refrigerazione del nocciolo. In tab. 3.2 si riportano i parametri utilizzati per la classificazione di un LOCA. Si può osservare che il DEGB comporti una percentuale di rottura del 200% rispetto alla sezione della tubazione, poiché si devono considerare entrambi i tronconi della tubazione dai quali fuoriesce il fluido refrigerante. Così come per gli impianti occidentali, anche per il WWER1000 non esiste una procedura che preveda la gestione dell’ incidente di LBLOCA da parte dell’ operatore, essendo il transitorio caratterizzato da parametri (pressione del sistema primario, portata di refrigerante, etc.) che variano molto velocemente soprattutto nei primi istanti dal verificarsi dell’evento.

Pertanto la sicurezza dell’ impianto è affidata completamente ai sistemi di refrigerazione di emergenza automatici (ECCS). La fig. 3.5 mostra le fasi tipiche di un LBLOCA, in termini di variazione nel tempo della portata di fluido che attraversa il core, della pressione del sistema primario, del livello di acqua nel nocciolo e della temperatura superficiale della guaina all’interno della quale sono posizionate le pellets di combustibile. Sono messi a confronto due tipi differenti di rottura che possono verificarsi in uno dei loops del circuito primario :

• in corrispondenza della cold leg (inlet break); • in corrispondenza della hot leg (outlet break).

Negli istanti immediatamente successivi alla rottura, a causa della notevole fuoriuscita di refrigerante, si assiste ad una rapida depressurizzazione del sistema (curva 1 di Fig. 3.5). Nel caso di outlet break, si osserva un immediato aumento della portata di fluido nel core (curva 2), mentre per un inlet break la portata diminuisce (curva 3); nei due casi sono discordi le direzioni assunte dal fluido in uscita dai punti di rottura. La pressione del fluido primario raggiunge il valore di saturazione corrispondente alla temperatura del sistema (curva 4). Si crea una miscela bifase caratterizzata da un regime di tipo bubble flow e conseguente diminuzione di densità del fluido refrigerante (ciò comporta una diminuzione del rapporto di moderazione e quindi della potenza termica; nell’ intervallo di tempo di alcune centinaia di millisecondi, la potenza del reattore si assesta al 6% circa rispetto al valore nominale). Nel caso di inlet break, la repentina diminuzione di portata, associata all’aumento del grado di vuoto, dà luogo al degrado del fenomeno di scambio termico all’ interfaccia tra la guaina e il fluido bifase, con l’ instaurarsi della condizione di flusso termico critico (CHF, Critical Heat Flux, curva 5). Di conseguenza, la temperatura della guaina subisce un rapido aumento (nel caso di outlet break, tale condizione viene raggiunta con un tempo maggiore, a causa della maggiore capacità di raffreddamento del nocciolo dovuta all’ iniziale aumento di portata, curva 6). In entrambi i casi, l’ instaurarsi di fenomeni di flashing, dovuti al cambiamento di fase, comporta un aumento della portata attraverso il nocciolo (curva 9 e 10). Con la continua fuoriuscita di fluido, la pressione nel circuito primario scende al di sotto del valore di set-point per la messa in funzione dei sistemi di refrigerazione di emergenza (ECCS) (curva 15), che iniettano quindi acqua nel circuito primario. In condizioni di outlet break, si assiste ad un rapido aumento del livello all’ interno del nocciolo (curva 16), mentre per l’ inlet break, tale fenomeno avviene in maniera meno marcata (curva 17), in quanto la formazione di vapore nel lower plenum e la successiva risalita in up-flow nel downcomer, ostacola l’ iniezione da parte degli accumulatori (SIT), fino a quando il prevalere della forza di gravità da parte del liquido iniettato permette comunque il riempimento del core. In fig. 3.6 è mostrata la durata delle fasi tipiche di un LBLOCA. La fase iniziale del transitorio (blow-down), della durata di circa 20s, è caratterizzata

dalla rapida depressurizzazione del sistema primario. Nei successivi 5s circa avviene l’ inezione di acqua da parte degli ECCS, ostacolata però parzialmente dai fenomeni sopra citati (ECCS Bypass). La fase di Refill, della durata di 10s circa, inizia dal momento in cui l’acqua degli accumulatori raggiunge per la prima volta il lower plenum e termina con il raggiungimento del fondo del nocciolo. Si passa quindi alla fase di Reflood nei successivi 30s, fino alla completa immersione del nocciolo. L’ultima fase è quella corrispondente al processo di raffreddamento a lungo termine. Da quanto detto, emerge chiaramente come la rottura in corrispondenza della cold leg comporti un maggiore shock termico per il RPV, rispetto a transitori di tipo MSLB o DMSLB, a causa dell’iniezione da parte degli ECCS di massicce portate d’acqua “fredda” direttamente all’interno del circuito primario.

Fig. 3.5 grandezze fisiche caratteristiche di un LBLOCA

Fig. 3.6 durata tipica delle fasi di un LBLOCA

Tab. 3.2 classificazione del LOCA in base all’ampiezza della rottura

Ampiezza rottura Large Break Intermediate Break Small Break

cm² >1000 400÷1000 80÷400 <80

%

3.7 METODOLOGIA PER L’ANALISI DI PTS ELABORATA PRESSO

IL DIMNP

La metodologia proposta ed in fase di sviluppo presso il DIMNP (Dipartimento Ingegneria Meccanica, Nucleare e della Produzione) dell’università di Pisa [3], una volta stabilito lo scenario da investigare, permette il calcolo del SIF per il difetto postulato, tramite l’utilizzo di differenti codici di calcolo. Le fasi che caratterizzano tale metodologia sono riassunte in fig. 3.7. In accordo con quanto stabilito dalle “IAEA Guidelines”, lo studio è condotto effettuando:

• l’analisi termoidraulica per valutare la risposta dell’impianto rispetto al transitorio ipotizzato;

• la valutazione dei carichi meccanici e termici agenti sulla parete del vessel;

• il calcolo degli sforzi indotti nelle struttura del RPV non danneggiata (senza fessura); • l’identificazione della posizione peggiore dove collocare il difetto;

• la valutazione del SIF per differenti fessure (dimensione, forma, orientazione); • il confronto tra i valori ottenuti per KI e la resistenza del materiale (KIc); • la valutazione dei risultati ottenuti.

Per eseguire ogni passo della suddetta procedura, possono essere impiegati:

• un codice di sistema, utilizzando una nodalizzazione dell’impianto WWER1000 generico;

• un codice di Computational Fluid Dynamic (CFD) per lo studio del flusso all’interno del downcomer ;

• un codice di meccanica strutturale agli elementi finiti per calcolare i valori nominali delle tensioni all’interno della parete non danneggiata;

• le Weight Functions per il calcolo opportuno del SIF oppure un modello parametrico della fessura agli elementi finiti (FE).

Come evidenziato dalla fig. 3.7, lo studio può seguire due differenti livelli di indagine:

• Level I : analisi conservativa in cui i dati ottenuti con il codice termoidraulico sono usati direttamente per stabilire i carichi termici e meccanici sulla parete de RPV;

• Level II : analisi più in dettaglio in cui i dati ottenuti con il codice termoidraulico sono usati per stabilire le condizioni al contorno per lo studio dei flussi nel downcomer e nelle cold legs attraverso il codice di CFD.

Questa metodologia si basa sull’impiego di differenti modelli numerici, allo scopo di ottenere la maggiore accuratezza possibile nella simulazione del fenomeno termoidraulico e della “risposta” del RPV. Particolare cura è posta nella fase di “accoppiamento” tra i modelli, per

minimizzare gli errori di natura numerica nella fase di trasferimento dei dati (per esempio passando i dati di temperatura dal modello termoidraulico al modello strutturale).

Nell’ambito del presente lavoro è stato seguito il livello I dell’analisi; l’analisi termoidraulica è stata condotta tramite il codice RELAP, mentre per l’analisi strutturale è stato utilizzato il codice ANSYS. Nei Capitoli 4 e 5 si fornisce una spiegazione dettagliata dei modelli numerici impiegati e delle relative modifiche introdotte per la simulazione del transitorio termoidraulico DEGB e lo studio dell’effetto di parziale raffreddamento.

Thermal-hydraulic Transient

Thermal-hydraulic Analysis of the Plant Response

Multi-dimensional Study of the Downcomer Fluid Flow

Study of the Mechanical and Thermal Stresses

Stress Intensity Factor

Evaluation of the Possibility of Crack Instable Propagation Power Plant Information Defect Characteristics Material Toughness Curve Material Neutron Sensitivity Curve NPP System Model RPV CFD Model RPV Structural Model Weight Function Model Material Toughness Model I Level II Level FE Crack Model Thermal-hydraulic Transient Thermal-hydraulic Transient Thermal-hydraulic Analysis of the Plant Response Thermal-hydraulic Analysis

of the Plant Response

Multi-dimensional Study of the Downcomer Fluid Flow Multi-dimensional Study of the

Downcomer Fluid Flow

Study of the Mechanical and Thermal Stresses Study of the Mechanical

and Thermal Stresses

Stress Intensity Factor Stress Intensity

Factor

Evaluation of the Possibility of Crack Instable Propagation Evaluation of the Possibility of

Crack Instable Propagation Power Plant Information Power Plant Information Defect CharacteristicsDefect Characteristics Material Toughness Curve Material Toughness Curve Material Neutron Sensitivity Curve Material Neutron Sensitivity Curve NPP System Model NPP System Model RPV CFD ModelRPV CFD Model RPV Structural ModelRPV Structural Model Weight Function Model Weight Function Model Material Toughness Model I Level II Level FE Crack Model