JPH02170099A - 原子炉の制御装置 - Google Patents
原子炉の制御装置Info
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- JPH02170099A JPH02170099A JP63323363A JP32336388A JPH02170099A JP H02170099 A JPH02170099 A JP H02170099A JP 63323363 A JP63323363 A JP 63323363A JP 32336388 A JP32336388 A JP 32336388A JP H02170099 A JPH02170099 A JP H02170099A
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- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
- Y02E30/00—Energy generation of nuclear origin
Landscapes
- Monitoring And Testing Of Nuclear Reactors (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の目的〕
（産業上の利用分野）
本発明は原子炉の制御装置に関する。
（従来の技術）
一般に沸騰水型原子炉においては、原子炉格納容器に原
子炉圧力容器が収納されており、この原子炉圧力容器内
に多数の核燃料を収容した燃料集合体が装荷されて炉心
部が構成されている。通常原子炉の出力制御は中性子吸
収材である制御棒と減速材である冷却水の流量を変化さ
せることにより行っている。制御棒による出力制御は、
以下に示す最小限界出力比という概念に基づいて行われ
ている。
子炉圧力容器が収納されており、この原子炉圧力容器内
に多数の核燃料を収容した燃料集合体が装荷されて炉心
部が構成されている。通常原子炉の出力制御は中性子吸
収材である制御棒と減速材である冷却水の流量を変化さ
せることにより行っている。制御棒による出力制御は、
以下に示す最小限界出力比という概念に基づいて行われ
ている。
一般に沸騰水型原子炉において、通常の運転状態では炉
心内の沸騰は核沸騰の状態にある。沸騰が核沸騰の状態
にある場合には、熱伝達率がよいので、被覆管と冷却材
との温度差は小さく、被覆管温度は充分抑えられて燃料
棒の健全性は保たれる。
心内の沸騰は核沸騰の状態にある。沸騰が核沸騰の状態
にある場合には、熱伝達率がよいので、被覆管と冷却材
との温度差は小さく、被覆管温度は充分抑えられて燃料
棒の健全性は保たれる。
ところが原子炉出力が上昇し熱流束が高くなると、核沸
騰から遷移沸騰の状態へと移って被覆管温度が上昇し始
め、熱流束がさらに高くなると膜沸騰へと移行し、被覆
管の破損に到る可能性が出てくる。この核沸騰から遷移
沸騰へ移行する状態が沸騰遷移である。
騰から遷移沸騰の状態へと移って被覆管温度が上昇し始
め、熱流束がさらに高くなると膜沸騰へと移行し、被覆
管の破損に到る可能性が出てくる。この核沸騰から遷移
沸騰へ移行する状態が沸騰遷移である。
原子炉の熱的余裕が表わす指標として、最小限界出力比
（以下ＭＣＰＲと称す）が用いられる。これは、沸騰遷
移が起こり始めると予想される燃料集合体出力と、実際
の出力との比である。すなわち、 最小限界出力比（ＭＣＰＲ） である。
（以下ＭＣＰＲと称す）が用いられる。これは、沸騰遷
移が起こり始めると予想される燃料集合体出力と、実際
の出力との比である。すなわち、 最小限界出力比（ＭＣＰＲ） である。
そこで原子炉を安全に運転するためにＭＣＰＨに運転制
限値を設け、たえず一定の余裕をもって運転するように
している。このＭＣＰＨの運転制限値（以下ＯＬＭＣＰ
Ｒと称す）は、第７図に示すようにＭＣＰＨの安全限界
値（以下ＳＬＭＣＰＲと称す）に運転中予想される種々
の過渡変化でΔＭＣＰＲ（ＭＣＰＲの低化量）が最大と
なるものを加え求めている。
限値を設け、たえず一定の余裕をもって運転するように
している。このＭＣＰＨの運転制限値（以下ＯＬＭＣＰ
Ｒと称す）は、第７図に示すようにＭＣＰＨの安全限界
値（以下ＳＬＭＣＰＲと称す）に運転中予想される種々
の過渡変化でΔＭＣＰＲ（ＭＣＰＲの低化量）が最大と
なるものを加え求めている。
ところで、現在ＢＷＲプラントには従来スクラム及び高
速スクラム採用のプラントがある。従来スクラムのプラ
ントではサイクル初期よりも末期の方が△ＭＣＰＲが大
きくなる傾向にある。それは、サイクル末期では炉心の
反応度を上げるため制御棒を引き抜いて運転しているた
め過渡事象が起った場合、スクラム信号が入っても制御
棒の挿入遅れがあるためである。従って従来スクラムの
プラントでは種々の過渡変化の中で最も急激に反応度が
印加される発電機負荷遮断にバイパス弁不作動のときが
△ＭＣＰＲ最大となる。この事象は電力系統事故等によ
り発電機負荷が喪失することによって起り、タービンを
保護するためタービン蒸気加減弁が急激に閉鎖され、原
子炉はスクラムされる。
速スクラム採用のプラントがある。従来スクラムのプラ
ントではサイクル初期よりも末期の方が△ＭＣＰＲが大
きくなる傾向にある。それは、サイクル末期では炉心の
反応度を上げるため制御棒を引き抜いて運転しているた
め過渡事象が起った場合、スクラム信号が入っても制御
棒の挿入遅れがあるためである。従って従来スクラムの
プラントでは種々の過渡変化の中で最も急激に反応度が
印加される発電機負荷遮断にバイパス弁不作動のときが
△ＭＣＰＲ最大となる。この事象は電力系統事故等によ
り発電機負荷が喪失することによって起り、タービンを
保護するためタービン蒸気加減弁が急激に閉鎖され、原
子炉はスクラムされる。
主蒸気の遮断により原子炉圧力が上昇し、ボイドがつぶ
れることによる正の反応度印加により中性子束は増加す
るが、タービン蒸気加減弁急速閉鎖の信号で原子炉スク
ラムすると同時に再循環ポンプが停止するので炉心流量
は急減しボイドが急増する。その結果、スクラムによる
負の反応度印加とともにボイドの負の反応度により中性
子束の過渡の増加は抑えられる。（第８図参照）。一方
高速スクラム採用のプラントではスクラム挿入時間が早
いため、サイクル早期、末期で八ＭＣＰＲが変わること
はなく給水加熱喪失のとき最大となっている。
れることによる正の反応度印加により中性子束は増加す
るが、タービン蒸気加減弁急速閉鎖の信号で原子炉スク
ラムすると同時に再循環ポンプが停止するので炉心流量
は急減しボイドが急増する。その結果、スクラムによる
負の反応度印加とともにボイドの負の反応度により中性
子束の過渡の増加は抑えられる。（第８図参照）。一方
高速スクラム採用のプラントではスクラム挿入時間が早
いため、サイクル早期、末期で八ＭＣＰＲが変わること
はなく給水加熱喪失のとき最大となっている。
この事象は給水温度の制御系に異常が発生し給水温度が
減少することによって起り、炉心入口部の冷却材の温度
が低下し炉心中の気泡の体積割合が下がるため冷却材密
度が上昇し、原子炉出力が異常に高くなり最終的に中性
子高によりスクラムに至る（第９図参照）。従って０Ｉ
ＪＣＰＲは従来スクラム、高速スクラムで異なっており
、高速スクラム； ０１、ＭＣＰＲ＝ ＳＬＭＣＰＲ＋（給水加熱喪失時の
△ＭＣＰＲ）となり、運転中ＯＬＭＣＰＲを越えること
のない様運転を行っている。
減少することによって起り、炉心入口部の冷却材の温度
が低下し炉心中の気泡の体積割合が下がるため冷却材密
度が上昇し、原子炉出力が異常に高くなり最終的に中性
子高によりスクラムに至る（第９図参照）。従って０Ｉ
ＪＣＰＲは従来スクラム、高速スクラムで異なっており
、高速スクラム； ０１、ＭＣＰＲ＝ ＳＬＭＣＰＲ＋（給水加熱喪失時の
△ＭＣＰＲ）となり、運転中ＯＬＭＣＰＲを越えること
のない様運転を行っている。
一方炉心流量による制御は、炉心流量が出力に対してほ
ぼ比例して変化する特性を利用して行っている（第１０
図の流量制御曲線Ａ）。
ぼ比例して変化する特性を利用して行っている（第１０
図の流量制御曲線Ａ）。
この流量制御曲線は、安全性への制約及び出力を流量で
制御する場合の下限となる最低ポンプスピード曲線Ｅに
より運転中宮に炉心が安全に保たれるように設定される
。
制御する場合の下限となる最低ポンプスピード曲線Ｅに
より運転中宮に炉心が安全に保たれるように設定される
。
ところで、沸騰水型原子炉の安全性には、局所的なチャ
ンネル安定性と全体的な炉心安定性とが煙。
ンネル安定性と全体的な炉心安定性とが煙。
ある。チャンネル安定性は、搬料チャンネルボックス内
に流れるチャンネル流量の振動により減速材への熱の移
動が妨げられ、局所的に炉出力が振動する燃料チャンネ
ルボックス内の熱水力学的安定性を意味し、チャンネル
入口流量、チャンネル内圧力損失との間の輸送遅れおよ
び帰還効果により定まるチャンネルボックス内の気液二
相流の安定性である。これに対し、炉心安定性は、炉心
平均の中性子束安定性を意味し、炉心全体の中性子束と
炉心内のボイド量との間の輸送遅れおよび原子炉全体の
反応度帰還効果により定まる炉心全体的安定性である。
に流れるチャンネル流量の振動により減速材への熱の移
動が妨げられ、局所的に炉出力が振動する燃料チャンネ
ルボックス内の熱水力学的安定性を意味し、チャンネル
入口流量、チャンネル内圧力損失との間の輸送遅れおよ
び帰還効果により定まるチャンネルボックス内の気液二
相流の安定性である。これに対し、炉心安定性は、炉心
平均の中性子束安定性を意味し、炉心全体の中性子束と
炉心内のボイド量との間の輸送遅れおよび原子炉全体の
反応度帰還効果により定まる炉心全体的安定性である。
炉心安定性及びチャンネル安定性を示す指標として第１
１図に示す安定性減幅比ｘ２／Ｘｏが用いられる。安定
性減幅比はステップ状外乱に対する応容量関係を示すも
ので、オーバーシュート量の比で表わされる。安定性減
幅比が１．０より大きければ応答は発散振動となり不安
定になる。最低ポンプスピードは出力を流量で制御する
場合の下限であり、この点では安定性は最も厳しいもの
となる。
１図に示す安定性減幅比ｘ２／Ｘｏが用いられる。安定
性減幅比はステップ状外乱に対する応容量関係を示すも
ので、オーバーシュート量の比で表わされる。安定性減
幅比が１．０より大きければ応答は発散振動となり不安
定になる。最低ポンプスピードは出力を流量で制御する
場合の下限であり、この点では安定性は最も厳しいもの
となる。
従って、この最低ポンプスピードは、第呑図に示す通り
、最低ポンプスピードの最大出力時Ｈに安定性が一定余
裕Ｙをもつように設計されている。
、最低ポンプスピードの最大出力時Ｈに安定性が一定余
裕Ｙをもつように設計されている。
ところが、現在運転領域を拡大するため第１２図に示す
様な高出力−低流量での運転（破線Ｄ）を行おうとする
試みがなされている。この場合には最低ポンプスピード
最大出力点Ｈ′での余裕は少なくなり、 また自然循環
最大出力点（■′）は不安定領域に入る可能性もある。
様な高出力−低流量での運転（破線Ｄ）を行おうとする
試みがなされている。この場合には最低ポンプスピード
最大出力点Ｈ′での余裕は少なくなり、 また自然循環
最大出力点（■′）は不安定領域に入る可能性もある。
そこで高山カー低流量の運転を行なう場合には運転ガイ
ドラインＥを設は安定性減幅比０．８ （０，２の余裕
をもつ）の等高線りを引き、これ以上での運転を行なわ
ない様にしている。また仮に運転中再循環ポンプ２台ト
リップの様な過渡事象が発生し自然循環状態に移行した
としても不安定状態にならぬよう５ＲＩ（選択制御棒）
を挿入し、出力を下げる設計となっている。
ドラインＥを設は安定性減幅比０．８ （０，２の余裕
をもつ）の等高線りを引き、これ以上での運転を行なわ
ない様にしている。また仮に運転中再循環ポンプ２台ト
リップの様な過渡事象が発生し自然循環状態に移行した
としても不安定状態にならぬよう５ＲＩ（選択制御棒）
を挿入し、出力を下げる設計となっている。
（発明が解決しようとする課題）
通常運転中、特に高出力−低流量運転中に、例えば給水
温度低下幅のそれ程大きくない（１０〜３０℃）給水加
熱喪失が発生したと仮定する。この場合出力は叙々に増
加して行くが、その変化は非常にゆっくりであり、また
中性子束高スクラムに至るまで出力が上昇せず整定する
様な可能性も出てくる。（第１３図Ｊ−）Ｊ’）この時
、多重事故となり、また発生頻度も極めて少ないと思わ
れるが、仮に再循環ポンプトリップが生じたとすると、
Ｊ′点は出力−流量特性に従って工“、Ｈ＃等の不安
定領域に入る。また、Ｊ’、に’点で発電機負荷遮断が
発生すると、ＯＬ Ｍ ＣＰ ＲがＳＬＭＣＰＲを上回
る可能性も出てくる。
温度低下幅のそれ程大きくない（１０〜３０℃）給水加
熱喪失が発生したと仮定する。この場合出力は叙々に増
加して行くが、その変化は非常にゆっくりであり、また
中性子束高スクラムに至るまで出力が上昇せず整定する
様な可能性も出てくる。（第１３図Ｊ−）Ｊ’）この時
、多重事故となり、また発生頻度も極めて少ないと思わ
れるが、仮に再循環ポンプトリップが生じたとすると、
Ｊ′点は出力−流量特性に従って工“、Ｈ＃等の不安
定領域に入る。また、Ｊ’、に’点で発電機負荷遮断が
発生すると、ＯＬ Ｍ ＣＰ ＲがＳＬＭＣＰＲを上回
る可能性も出てくる。
本発明は以上の点を考慮してなされたものであり、給水
加熱喪失開始時の流量制御曲線（ａＷＤ＋ｂ）を運転点
及び制御棒パターン等より見つもり切片すの出力の高低
及び給水温度の低下幅によってＳＲＩの挿入割合を変え
、出力上昇を調節することによって、運転中、常に炉心
を安定に保ちまたＳＬＭＣＰＲを越えることのない運転
を続けることを可能とする原子炉の制御装置を提供する
ことを目的とする。
加熱喪失開始時の流量制御曲線（ａＷＤ＋ｂ）を運転点
及び制御棒パターン等より見つもり切片すの出力の高低
及び給水温度の低下幅によってＳＲＩの挿入割合を変え
、出力上昇を調節することによって、運転中、常に炉心
を安定に保ちまたＳＬＭＣＰＲを越えることのない運転
を続けることを可能とする原子炉の制御装置を提供する
ことを目的とする。
（課題を解決するための手段）
本発明による制御棒駆動制御装置は、給水温度低下幅を
検出する給水温度検出器を用い、給水加熱喪失発生時に
この給水温度検出器から伝わる信号によってその時の再
循環流量制御曲線を運転点及び制御棒パターン等によっ
て算出する再循環流量制御曲線計算プログラムにより求
め再循環流量制御曲線の切片における出力が高い方が低
流量付近で不安定領域に近づくこと、また給水温度低下
幅が大きい程出力上昇の割合が高くなること等、これら
２点の関係からＳＲＩの挿入割合を変化させることによ
って出力上昇を調整する装置を具備することを特徴とす
る。
検出する給水温度検出器を用い、給水加熱喪失発生時に
この給水温度検出器から伝わる信号によってその時の再
循環流量制御曲線を運転点及び制御棒パターン等によっ
て算出する再循環流量制御曲線計算プログラムにより求
め再循環流量制御曲線の切片における出力が高い方が低
流量付近で不安定領域に近づくこと、また給水温度低下
幅が大きい程出力上昇の割合が高くなること等、これら
２点の関係からＳＲＩの挿入割合を変化させることによ
って出力上昇を調整する装置を具備することを特徴とす
る。
（作 用）
本発明に係る原子炉の制御装置は、以上示す通り、常に
運転状態を観察しながら、給水温度を検出しているので
、どの運転点で給水加熱喪失が起きても、無駄な出力抑
制をすることなく、常に炉心を安定にまたＳＬＭＣＰＲ
を起えることなく運転することが可能となる。
運転状態を観察しながら、給水温度を検出しているので
、どの運転点で給水加熱喪失が起きても、無駄な出力抑
制をすることなく、常に炉心を安定にまたＳＬＭＣＰＲ
を起えることなく運転することが可能となる。
（実施例）
本発明における制御棒駆動制御装置の実施例について、
第１図から第６図を用いて説明する。
第１図から第６図を用いて説明する。
第１図に示すように、沸騰水型原子炉の原子炉圧力容器
／内には多数の燃料集合体が装荷された炉心部２が形成
される。炉心部２は冷却材（減速材Ｗ）により浸漬され
る一方この炉心部２に原子炉の炉出力を計装する中性子
計装系１０を構成する炉内中性子検出器１１が複数個配
設される。また原子炉圧力容器１は主蒸気管４を介して
タービン５に接続され、原子炉圧力容器１内の炉心２に
て炉水が沸騰して発生した蒸気を主蒸気管４を介してタ
ービン５に導入し、ここで仕事をした蒸気をタービン復
水器６にて復水に凝縮し、この復水は給水加熱器８で加
熱されて給水として給水ポンプ７により昇圧し給水配管
９を介して原子炉圧力容器内に環流する。一方原子炉の
出力制御は制御棒駆動機構１２と冷却水の流量を変化さ
せる再循環ポンプ１３によって行っている。本発明にか
かる制御棒駆動制御装置１９は、給水温度を計装する給
水温度検出器１４及び、中性子計装系からの信号１０と
炉心流量計装系３からの信号１５そして制御棒パターン
の信号１６から運転点における再循環流量制御曲線を求
める再循環流量制御曲線計算装置１７を有しており、第
２図に示す様なロジックに従って制御棒の挿入割合を変
化させるものである。例として第３図に示す様なＸ、、
、Ｘ２で以上の過程を例示する。まず第１０図に示す様
なＸ□点で運転中に給水加熱喪失が発生したとする。こ
れに伴い、給水温度は徐々に低下する。この温度低下幅
△ＴＦｗは第１図に示す給水温度検出器１４で監視され
信号１８として制御棒駆動制御装置１９に入力される。
／内には多数の燃料集合体が装荷された炉心部２が形成
される。炉心部２は冷却材（減速材Ｗ）により浸漬され
る一方この炉心部２に原子炉の炉出力を計装する中性子
計装系１０を構成する炉内中性子検出器１１が複数個配
設される。また原子炉圧力容器１は主蒸気管４を介して
タービン５に接続され、原子炉圧力容器１内の炉心２に
て炉水が沸騰して発生した蒸気を主蒸気管４を介してタ
ービン５に導入し、ここで仕事をした蒸気をタービン復
水器６にて復水に凝縮し、この復水は給水加熱器８で加
熱されて給水として給水ポンプ７により昇圧し給水配管
９を介して原子炉圧力容器内に環流する。一方原子炉の
出力制御は制御棒駆動機構１２と冷却水の流量を変化さ
せる再循環ポンプ１３によって行っている。本発明にか
かる制御棒駆動制御装置１９は、給水温度を計装する給
水温度検出器１４及び、中性子計装系からの信号１０と
炉心流量計装系３からの信号１５そして制御棒パターン
の信号１６から運転点における再循環流量制御曲線を求
める再循環流量制御曲線計算装置１７を有しており、第
２図に示す様なロジックに従って制御棒の挿入割合を変
化させるものである。例として第３図に示す様なＸ、、
、Ｘ２で以上の過程を例示する。まず第１０図に示す様
なＸ□点で運転中に給水加熱喪失が発生したとする。こ
れに伴い、給水温度は徐々に低下する。この温度低下幅
△ＴＦｗは第１図に示す給水温度検出器１４で監視され
信号１８として制御棒駆動制御装置１９に入力される。
一方給水温度低下の信号２０が入力されると、再循環流
量制御曲線計算装置１７のプログラムが始動し、中性子
計装系１０及び炉心流量計装系３からの信号と、制御棒
駆動機構からの制御棒パターンの信号により運転点Ｘ、
における再循環流量制御曲線（ａｌＩＤ＋ｂ、）が計算
され、 この時の切辺における出力す、が制御棒駆動制
御装置１９に入力される。本発明における制御棒駆動制
御装置１９は、この２つの信号、給水温度低下幅ΔＴＦ
Ｗ及び切辺における出力 ｂ、の大小によって制御棒の
挿入割合を変化させるものであり、Ｘ、点の様に切辺で
の出力す、が高い場合には、給水温度低下幅が小さくて
も、仮に多重故障となり発生頻度も極めて低いとは思わ
れるが、再循環ポンプトリップが出しると、第３図中の
破線に従って不安定領域に侵入する恐れが生じる。この
ため、ＳＲＩを挿入する必要が出てくる。すなわち、第
９図のロジックで示すと切辺ｂ１が大きいため、 △Ｔ
ＦＷがそれ程大きくなくてもＳＲＩは中程度の挿入が必
要となる。一方、第３図のＸ２で運転中に給水加熱喪失
が発生しても、 その再循環流量制御曲線ａ Ｗｄ ＋
ｂ ２は通常運転の１００％制御棒パターンＦの再循
環流量側口 溝曲線Ａより十分余裕があるため今度は多少給水温度低
下幅△ＴＦυ２が大きくても不安定領域に入る可能性が
少なくない。従ってこの温度低下幅△ＴＦＷ２ の段階
に従って挿入割合を変化させれば良く、低下幅が大きく
なれば厳しくなるのでＳＲ工挿入割合を大きくすればよ
い。以上の概念を第４図、第５図、第６図に簡単に示す
。図中縦軸（左側）は制御棒の反応度の割合であり、縦
軸（右側）は各運転点での切辺すの出力の大きさであり
、横軸は給水温度低下幅△ＴＦすを示す。たとえば運転
領域を拡大した場合、通常１００％制御棒パターン上の
流量制御曲線Ｄ（第３図参照）上で運転中には、（切辺
すが最大の時）第４図斜線部で示す割合で給水温度の低
下幅に従って制御棒の反応度が入る。
量制御曲線計算装置１７のプログラムが始動し、中性子
計装系１０及び炉心流量計装系３からの信号と、制御棒
駆動機構からの制御棒パターンの信号により運転点Ｘ、
における再循環流量制御曲線（ａｌＩＤ＋ｂ、）が計算
され、 この時の切辺における出力す、が制御棒駆動制
御装置１９に入力される。本発明における制御棒駆動制
御装置１９は、この２つの信号、給水温度低下幅ΔＴＦ
Ｗ及び切辺における出力 ｂ、の大小によって制御棒の
挿入割合を変化させるものであり、Ｘ、点の様に切辺で
の出力す、が高い場合には、給水温度低下幅が小さくて
も、仮に多重故障となり発生頻度も極めて低いとは思わ
れるが、再循環ポンプトリップが出しると、第３図中の
破線に従って不安定領域に侵入する恐れが生じる。この
ため、ＳＲＩを挿入する必要が出てくる。すなわち、第
９図のロジックで示すと切辺ｂ１が大きいため、 △Ｔ
ＦＷがそれ程大きくなくてもＳＲＩは中程度の挿入が必
要となる。一方、第３図のＸ２で運転中に給水加熱喪失
が発生しても、 その再循環流量制御曲線ａ Ｗｄ ＋
ｂ ２は通常運転の１００％制御棒パターンＦの再循
環流量側口 溝曲線Ａより十分余裕があるため今度は多少給水温度低
下幅△ＴＦυ２が大きくても不安定領域に入る可能性が
少なくない。従ってこの温度低下幅△ＴＦＷ２ の段階
に従って挿入割合を変化させれば良く、低下幅が大きく
なれば厳しくなるのでＳＲ工挿入割合を大きくすればよ
い。以上の概念を第４図、第５図、第６図に簡単に示す
。図中縦軸（左側）は制御棒の反応度の割合であり、縦
軸（右側）は各運転点での切辺すの出力の大きさであり
、横軸は給水温度低下幅△ＴＦすを示す。たとえば運転
領域を拡大した場合、通常１００％制御棒パターン上の
流量制御曲線Ｄ（第３図参照）上で運転中には、（切辺
すが最大の時）第４図斜線部で示す割合で給水温度の低
下幅に従って制御棒の反応度が入る。
すなわち、流量制御曲線り上で運転中は給水温度低下が
ＩＯ’ｌｑたらずでも反応度Δに□を入れ、その後２０
℃で八に２．３０℃で△に３・・、そして５０℃低下で
スクラムに至る。Ｘ１点で運転中の場合、ｂ。
ＩＯ’ｌｑたらずでも反応度Δに□を入れ、その後２０
℃で八に２．３０℃で△に３・・、そして５０℃低下で
スクラムに至る。Ｘ１点で運転中の場合、ｂ。
はやや大きいため第５図に示す様に、温度１０℃低下で
Δに、ａ制御棒を入れ以降図中斜視で示す様に反応度を
入れる。一方Ｘ２点では先に示した通り ｂ２がそれ程
大きくないため第６図に示す様に３０°Ｃ低下するまで
は通常運転を行い、３０℃低下したところでＳＲＩを挿
入開始しΔに３ｂの反応度を入れる。この様に切辺すの
大きさにより平行移動することによって、ＳＲＩ挿入開
始の温度及び反応度割合を変化させ、不要な出力制御す
ることなく運転中学に原子炉の安全性を保つことが可能
となる。
Δに、ａ制御棒を入れ以降図中斜視で示す様に反応度を
入れる。一方Ｘ２点では先に示した通り ｂ２がそれ程
大きくないため第６図に示す様に３０°Ｃ低下するまで
は通常運転を行い、３０℃低下したところでＳＲＩを挿
入開始しΔに３ｂの反応度を入れる。この様に切辺すの
大きさにより平行移動することによって、ＳＲＩ挿入開
始の温度及び反応度割合を変化させ、不要な出力制御す
ることなく運転中学に原子炉の安全性を保つことが可能
となる。
以上述べた様に本発明の原子炉の制御装置は給水温度低
下幅がそれ程大きくなく、スクラムに至る出力も上昇せ
ず、一定の出力に整定する様な給水加熱喪失が生じた場
合、その運転点における流量制御曲線及び給水温度低下
幅の関係よりＳＲＩ挿入割合を変化させることによって
出力上昇を調整することで、運転中学に炉心の安定性を
保つとともに、ＳＬＭＣＰＲを越えることのない運転を
続けることが可能となる。
下幅がそれ程大きくなく、スクラムに至る出力も上昇せ
ず、一定の出力に整定する様な給水加熱喪失が生じた場
合、その運転点における流量制御曲線及び給水温度低下
幅の関係よりＳＲＩ挿入割合を変化させることによって
出力上昇を調整することで、運転中学に炉心の安定性を
保つとともに、ＳＬＭＣＰＲを越えることのない運転を
続けることが可能となる。
第１図は本発明の原子炉の制御装置の概略図、第２図は
本発明に係るフローチャート、第３図は本発明に係る出
力−炉心流量特性図、第４図は本発明に係る給水温度低
下幅−制御棒の反応度割合特性図、第５図は本発明に係
るＸ工運転点での制御棒の反応度割合特性図、第６図は
本発明に係るＸ２運転点での制御棒の反応度割合特性図
、第７図は従来のＭＣＰＲ特性図、第８図は従来の出力
変化特性図、第９図は従来のスクラム時の特性図、第１
０図は従来の出力−炉心流量特性図、第１１図は減幅比
の定義図、第１２図は従来の出力−炉心流量特性図、第
１３図は従来の出力−炉心流量特性図である。 １ ・原子炉圧力容器 ３ 炉心流量バ１装剖 ５ タービン ７・・給水ポンプ ９ 給水配管 １１・炉内中性子検出器 ２・・・炉心部 ４・主蒸気管 ６−・復水器 ８ 給水加熱器 １０・・中性子計装系 １２・・制御棒駆動機構 １３・・再循環ポンプ １４・・給水温度検出器１
７・・・再循環流量制御曲線計算装置１９・・・制御棒
駆動制御装置
本発明に係るフローチャート、第３図は本発明に係る出
力−炉心流量特性図、第４図は本発明に係る給水温度低
下幅−制御棒の反応度割合特性図、第５図は本発明に係
るＸ工運転点での制御棒の反応度割合特性図、第６図は
本発明に係るＸ２運転点での制御棒の反応度割合特性図
、第７図は従来のＭＣＰＲ特性図、第８図は従来の出力
変化特性図、第９図は従来のスクラム時の特性図、第１
０図は従来の出力−炉心流量特性図、第１１図は減幅比
の定義図、第１２図は従来の出力−炉心流量特性図、第
１３図は従来の出力−炉心流量特性図である。 １ ・原子炉圧力容器 ３ 炉心流量バ１装剖 ５ タービン ７・・給水ポンプ ９ 給水配管 １１・炉内中性子検出器 ２・・・炉心部 ４・主蒸気管 ６−・復水器 ８ 給水加熱器 １０・・中性子計装系 １２・・制御棒駆動機構 １３・・再循環ポンプ １４・・給水温度検出器１
７・・・再循環流量制御曲線計算装置１９・・・制御棒
駆動制御装置
Claims (1)
- 原子炉の給水温度を監視し通常運転における温度からの
低下幅を検出する給水温度検出器と、給水温度検出器か
らの信号によりその時の運転点及び制御棒パターンから
再循環流量制御曲線を算出する再循環流量制御曲線計算
装置と、この再循環流量制御曲線計算装置からの信号に
より給水加熱喪失発生時にその流量制御曲線と給水温度
低下幅との関係から選択制御棒の挿入割合を変化させる
ことによって出力上昇を防ぐ制御棒駆動制御装置とを具
備してなる原子炉の制御装置。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63323363A JPH02170099A (ja) | 1988-12-23 | 1988-12-23 | 原子炉の制御装置 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63323363A JPH02170099A (ja) | 1988-12-23 | 1988-12-23 | 原子炉の制御装置 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH02170099A true JPH02170099A (ja) | 1990-06-29 |
Family
ID=18153939
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP63323363A Pending JPH02170099A (ja) | 1988-12-23 | 1988-12-23 | 原子炉の制御装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH02170099A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002181984A (ja) * | 2000-12-11 | 2002-06-26 | Global Nuclear Fuel-Japan Co Ltd | 沸騰水型原子炉の監視制御装置 |
-
1988
- 1988-12-23 JP JP63323363A patent/JPH02170099A/ja active Pending
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002181984A (ja) * | 2000-12-11 | 2002-06-26 | Global Nuclear Fuel-Japan Co Ltd | 沸騰水型原子炉の監視制御装置 |
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