JPH0258598B2 - - Google Patents
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- JPH0258598B2 JPH0258598B2 JP55014860A JP1486080A JPH0258598B2 JP H0258598 B2 JPH0258598 B2 JP H0258598B2 JP 55014860 A JP55014860 A JP 55014860A JP 1486080 A JP1486080 A JP 1486080A JP H0258598 B2 JPH0258598 B2 JP H0258598B2
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- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
- Y02E30/00—Energy generation of nuclear origin
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- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
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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
- Y02E30/30—Nuclear fission reactors
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- Monitoring And Testing Of Nuclear Reactors (AREA)
Description
〔産業上の利用分野〕
本発明は、沸騰水型原子炉の出力変更運転制御
方法に係り、特に、原子炉の負荷追従運転等の熱
出力を変更する運転制御方法に関するものであ
る。 〔従来の技術〕 沸騰水型原子炉の概略系統構成を第１図に示
す。原子炉炉心１で発生した蒸気は、主としてタ
ービン２に送られ、タービン２で仕事をした後、
復水器３に送られる。タービン２から出される蒸
気の一部は、抽気として給水加熱器４に送られ、
プラントの熱効率を高める。復水器３で冷却され
た給水は、給水加熱器４において加熱され、給水
スパージヤ５から原子炉内に供給され、原子炉内
の飽和水と混合される。混合されサブクール状態
となつた水は、再循環ポンプ６とジエツトポンプ
７とにより原子炉炉心１に供給される。 給水スパージヤ５から原子炉内に供給される給
水の温度は、例えば出力分布等により制御される
ことはなく、給水加熱器４への抽気量等の原子炉
全体の熱バランスにより決まる。すなわち、原子
炉熱出力および冷却材流量が同じ場合は、同じ給
水温度となる。 沸騰水型原子炉の炉心状態の監視は、２種類の
中性子束検出器と、これら２種類の中性子束検出
器信号から炉心全体の出力分布を計算する炉心性
能計算機とによりなされる。 ２種類の中性子束検出器とは、LPRM（局所中
性子束検出器Local Power Range Monitor）お
よびTIP（走行型中性子束検出器Traversing
Incore Probe）である。 LPRMは、燃料集合体にはさまれた冷却材バ
イパス流路の炉心の多数の水平断面位置で、軸方
向に４点（ここでは炉底から順番にＡ，Ｂ，Ｃ，
Ｄとする）に配置された位置固定型の検出器であ
り、その配置位置における中性子束を常時検出す
る。一方、TIPは、必要に応じて炉心外から炉心
内に挿入される可動型の検出器であり、連続的な
軸方向中性子束分布を測定する。 両検出器は、約１ケ月に１回の割合で較正され
る。すなわち、数個のTIPは、同一ストリングで
同じ指示値を示すように較正し、そのTIP指示値
とLPRM指示値とが一致するように、LPRMを
較正する。その後１ケ月は、ほとんどLPRMで
炉内中性子束分布を監視する。TIPは、感度劣化
を防ぐため、特に必要なとき以外は使用しない。 炉心性能計算機は、これらLPRMおよびTIPか
らの信号に基づいて、出力分布、最大線出力密
度、最小限界出力比を詳細に計算する。 ここに、線出力密度とは、燃料ピンの単位長さ
当たりの熱発生量である。最大線出力密度とは、
線出力密度の炉心内における最大値である。最大
線出力密度は、運転状態により、どの水平方向位
置の集合体のどの軸方向位置で生ずるかが決ま
り、３次元的な位置は変動する可能性がある。 また、限界出力比とは、沸騰遷移を起こす集合
体出力（限界出力）を運転中の集合体出力で割つ
た値である。燃料集合体毎にすなわち水平位置の
限界出力値が定まり、1.0のとき沸騰遷移が起こ
る。最小限界出力比は、限界出力比の炉心内での
最小値である。 なお、LPRMおよびTIPの指示値から炉内の出
力分布を監視することも可能である。 さて、沸騰水型原子炉の熱出力を変更する運転
においては、運転中に燃料が経験する急激な出力
変化（特に出力上昇）により引き起こされる燃料
ペレツトと被覆管との機械的接触等の相互作用を
軽減し、燃料の健全性を維持するために、定めら
れた運転管理勧告に従い、出力上昇速度を制限し
た運転になつている。 すなわち、ある線出力密度値と、安全な範囲内
で以前にある時間経験したことがある線出力密度
とのうちで大きい方の値（これを線出力密度包絡
線またはエンベロプという）以下では出力を急速
に上昇させても良いが、前記エンベロプ以上では
出力上昇速度は制限を受ける。 〔発明が解決しようとする課題〕 電気出力784MW（熱出力2381MW）、出力密度
51KW／の沸騰水型原子炉を例にとり、従来行
われてきた負荷追従運転を説明する。ここでは、
急激な出力上昇が許される範囲は線出力密度
8KW／ft以下、エンベロプ以上での出力上昇率
制限値は0.06KW／ft／ｈとする。 負荷要求の一例を第２図に示す。図において、
t1，t2，t3，t4は、それぞれ高出力（100％出力）
運転時間、出力低下時間、低出力（60％出力）運
転時間、出力上昇時間を示している。高出力運転
時間t1は14時間、出力低下時間t2は１時間、低出
力運転時間t3は８時間、出力上昇時間t4は１時間
である。 第２図の負荷要求に従つて運転したときの炉心
特性を第３図Ａ〜Ｃに示す。図において、曲線１
０は熱出力を、曲線１１は炉心流量を、曲線１２
は炉心下部におけるエンベロプ超過量を、曲線１
３はエンベロプを超過した燃料での線出力密度変
化率をそれぞれ表している。この図は、最も条件
が厳しい炉心下部の特定の集合体における値であ
る。また、エンベロプ超過量は、現在の線出力密
度からエンベロプの値を引いて得られる。なお、
エンベロプは出力変更前の熱出力100％かつ炉心
流量100％の状態で作成している。 高出力時または低出力時には、主に核分裂生成
物ヨウ素Ｉ−135のβ崩壊により生ずる毒物ゼノ
ンXe−135の濃度変化に起因する反応度の変化を
炉心流量により制御する。この炉心流量制御によ
り、高出力または低出力の出力レベルを所定値に
保つ。給水の温度は、既に述べたように、出力分
布によつて変わることはなく、原子炉熱出力およ
び炉心の冷却材流量のみによつて決まる一意的な
値である。 高出力復帰後、第３図Ｂに示すようにエンベロ
プを超過する主な原因は、Xe−135の濃度減少に
伴う反応度増加を補償するために、炉心流量１１
を減少させたことにより、ボイド発生点が炉心下
部に移動し、エンベロプ作成時（出力変更運転前
の熱出力100％かつ炉心流量100％運転時）に比
べ、炉心下部で軸方向熱出力のピークが大きくな
ることである。 その結果、燃料の熱出力は、第３図Ｂに曲線１
２で示すように、炉心下部においてエンベロプを
越えることになる。エンベロプ超過量は、高出力
復帰後約６時間で、最大1.5KW／ftになる。ま
た、エンベロプを超過した燃料での線出力密度変
化率は、第３図Ｃの曲線１３で示すように、高出
力復帰後約1.5時間で、最大0.7KW／ft／ｈとな
り、制限値0.06KW／ft／ｈの約10倍にも達す
る。 このように、従来の出力変更運転制御方法にお
いて前述の運転管理勧告を順守するには、線出力
密度〜15KW／ftのところでエンベロプ超過量が
〜1.5KW／ftとなるので、約10％程度を出力低
下させ、高出力復帰時の出力レベルを定格値の約
90％に下げなければならず、プラント利用率が低
下する欠点があつた。 このような従来技術の欠点を解消し、炉内出力
分布の変動を抑え、負荷追従運転を実現する方法
が、例えば特開昭55−7645号公報に示されてい
る。 この従来例は、高出力復帰時および高出力時
に、出力分布がエンベロプと一致するように制御
する方法を提案している。具体的には、炉心上方
で出力が過大となる場合は炉心に供給される給水
温度を下降させ、炉心下方で出力が過大となる場
合は炉心に供給される給水温度を上昇させる方法
である。 しかし、高出力復帰時および高出力時にのみ制
御するこの従来の方法では、エンベロプに近付き
やすく、燃料破損の可能性が相対的に大きいとい
う問題があつた。 また、給水温度の制御量が大きく、現実には制
御しにくいという問題もあつた。 本発明の目的は、燃料の健全性を維持しつつ負
荷追従運転等の熱出力を変更する過程においてプ
ラント利用率を上げることが可能な沸騰水型原子
炉の出力変更運転制御方法を提供することであ
る。 〔課題を解決するための手段〕 本発明は、上記目的を達成するために、沸騰水
型原子炉の熱出力を負荷要求に応じて高出力と低
出力との間で変更する運転制御方法において、熱
出力の高出力状態からの出力低下時および低出力
時には、現実の軸方向熱出力分布のピークが、出
力低下前の高出力運転時およびそれまでの運転履
歴を含めて計算により算出したエンベロプとして
の軸方向熱出力分布よりも炉心下部で相対的に大
きくなるように、炉心への給水温度を上げ、一
方、熱出力の低出力状態からの高出力復帰時およ
び高出力時には、現実の軸方向熱出力分布が、出
力低下前の高出力運転時およびそれまでの運転履
歴を含めて計算により算出したエンベロプとして
の軸方向熱出力分布に一致するように、炉心への
給水温度を下げる沸騰水型原子炉の出力変更運転
制御方法を提案するものである。 〔作用〕 Xe−135は核分裂から直接生成されるものと、
核分裂生成物であるＩ−135のβ崩壊によつて生
成されるものとがある。前者の割合は後者の約1/
２０であり、Xe−135は、主にＩ−135のβ崩壊に
より生成されると考えることができる。Ｉ−135
のβ崩壊の半減期は、約6.7時間である。このた
め、Ｉ−135の生成とXe−135の生成との間には
時間遅れがあり、高出力復帰時に炉心下部の毒物
Xe−135の生成量を増加させ軸方向熱出力のピー
クを抑えるためには、低出力時にＩ−135を炉心
下部に蓄積しておく必要がある。 Ｉ−135の生成量は出力に比例する。そこで本
発明の運転方法では、低出力運転時に、出力低下
前の高出力運転時およびそれまでの運転履歴を含
めて計算により算出したエンベロプとしての軸方
向熱出力分布よりも炉心下部で軸方向熱出力のピ
ークが相対的に大きくなるように、給水温度を上
げ、炉心入口のサブクーリングを従来よりも小さ
くし、より高温の水を炉心に供給する。この操作
で、気泡発生点が下方に移り、出力分布は炉心下
部で軸方向熱出力のピークを持つようになる。 熱出力100％および炉心流量100％という代表的
な運転状態において、出力分布に及ぼす炉心入口
サブクーリング制御の効果を第４図に示す。図に
おいて、Pav1は、サブクーリングが26Btu／lb
（British Thermal Unit／Pound）の炉心平均相
対出力であり、従来運転のエンベロプ作成時の出
力分布に相当する。一方、Pav2は炉心入口サブ
クーリング34Btu／lbの炉心平均相対出力であ
る。炉心下部出力を1.05倍に増加させるのに要す
るサブクーリング減少量（給水加熱量）は、約
8Btu／lbである。したがつて、現実に増減可能
な範囲の数値である。 高出力復帰時には、出力低下前の高出力運転時
およびそれまでの運転履歴を含めて計算により算
出したエンベロプとしての軸方向熱出力分布にで
きるだけ一致するように給水温度を下げ、炉心入
口サブクーリングを大きくする。この操作によ
り、気泡発生点は上方に移り、給水温度を制御し
ない場合に比べて、出力分布は平担になり、主に
炉心下部で発生するエンベロプ超過量は、小さく
なる。 給水温度の制御は、給水加熱器への抽気量を制
御することにより行う。この抽気量の制御は、各
運転点の実際の出力分布と出力低下前の高出力運
転時およびそれまでの運転履歴を含めて計算によ
り算出したエンベロプとしての出力分布との比較
結果に基づいてなされる。抽気量の増減により給
水温度を制御する場合は、制御しない場合に比
べ、ボイド反応度が変化するため、出力を一定に
保持するには、炉心流量を増減させる必要があ
る。低出力時には流量減少となり、炉心下部出力
大の傾向に合致し、高出力時には流量増加とな
り、炉心下部出力小の傾向と合致するので、本発
明の効果が助長される方向にあり、本発明方法と
炉心流量増減との間に問題は無い。 〔実施例〕 次に、第５図〜第７図を参照して、本発明の実
施例を説明する。 第５図は、本発明による出力変更運転制御方法
を実施するための沸騰水型原子炉の一例の概略構
成を示す図である。 本実施例が、第１図の従来例の系統構成と異な
る点は、タービン２と給水加熱器４および主蒸気
配管８と給水加熱器４とを結ぶ抽気ライン上にそ
れぞれ流量調節弁２５と２６とを設置するととも
に、LPRM１６〜１９からの信号を入力とし前
記流量調節弁の少なくとも一方の開度制御信号を
出力する装置を設置したことである。LPRM１
６〜１９は、従来から備えられ他の目的に使用さ
れていたものを本発明に兼用するので、改めて設
置する必要はない。 前記流量調節弁の少なくとも一方の開度制御信
号を出力する装置は、軸方向下方出力因子計算器
２０と、軸方向上方平均出力因子計算器２１と、
前記両因子計算器２０および２１の出力から軸方
向熱出力因子αtを計算する軸方向出力因子計算器
２２と、関数発生器２３と、出力変更前のエンベ
ロプ作成時の出力分布および第４図の特性Pav1
を基に計算された軸方向熱出力因子α0を記憶する
記憶装置２４とからなる。 なお、沸騰水型原子炉の出力密度は従来と同じ
51KW／であり、第２図に示した負荷要求に従
つて運転した場合を対象とする。 軸方向下方出力因子計算器２０は、全炉心の下
部に配置されたLPRM１６の出力信号Eaを加算
する加算器と、その加算結果をLPRM１６の個
数Ｎ（Ｎは、全炉心内でLPRMが配置されている
冷却材流路数に等しい）で割る割算器とからな
り、原子炉の各運転時に、LPRM１６の検出信
号Eaを取り込み、(1)式の演算を行い、炉心下部
の水平方向平均出力を求める。 Plower＝N 〓 （Ea）／Ｎ ……(1) 軸方向上方平均出力因子計算器２１は、
LPRM１６からの出力Eb〜Edを加算する加算器
と、その加算結果をLPRMの個数3Nで割り算す
る割算器とからなり、原子炉の各運転時に、
LPRM１７〜１９の検出信号Eb〜Edを取り込
み、(2)式の演算を行い、炉心上方の水平方向平均
出力を求める。 Pupper＝N 〓 （Eb＋Ec＋Ed）／3N ……(2) 軸方向出力因子計算器２２は、前記演算結果
PlowerとPupperとを加算する加算器と、その加
算結果によりPlowerを割り算する割算器とから
なり、(3)式の演算を行い、軸方向熱出力因子αtを
求める。 αt＝Plower／（Plower＋Pupper） ……(3) 関数発生器２３は、各運転モードが低出力時か
高出力復帰時かを判定する判定器と、各運転時の
軸方向熱出力因子αtを前記α0と比較する比較器
と、その比較結果に基づき流量調節弁２５および
２６の少なくとも一方の開度を制御する開度制御
信号を発生する関数発生手段とからなる。関数発
生器２３の前記判定器は、具体的には、所定の出
力分布時（α0計算時）の（Plower）0と
（Pupper）0とを加算して（Plower＋Pupper）0を
求める加算器と、その加算結果を記憶する記憶手
段と、同様に各運転時に計算された（Plower＋
Pupper）tを前記（Plower＋Pupper）0と比較する
比較器と、その比較結果に基づき低出力時か高出
力復帰時かを示す信号を出力する関数発生手段と
を含む。 このような構成の関数発生器２３は、低出力時
か高出力復帰時かを判定し、(3)式で求めた軸方向
熱出力因子αtを記憶装置２４に既に記憶されてい
る軸方向熱出力因子α0と比較し、その比較結果に
基づき流量調節弁２５および２６の少なくとも一
方の開度を制御する信号を発生し、原子炉への給
水温度を制御する。 すなわち、関数発生器２３は、低出力時または
出力低下時には、(4)式が満たされるように流量調
節弁２５および２６の少なくとも一方を制御す
る。 αt≧δ1α0 ……(4) ここで、δ1は、出力低下前の高出力運転時にお
ける出力分布例えば出力低下前のエンベロプ作成
時の出力分布が第４図のPav1特性であるとき、
1.20である。 (4)式が満たされない場合、流量調節弁２５およ
び２６の少なくとも一方を開き、給水加熱器４へ
の抽気量を増加させ、給水温度を上げる。すなわ
ち、炉心入口サブクーリングを小さくする。この
結果、炉心下部出力が大きくなり、ヨウ素が蓄積
される。 一方、高出力復帰時には、(5)式が満たされるよ
うに制御する。 δ2α0−ε≦αt≦δ2α0＋ε ……(5) ここで、δ2＝1.00、判定誤差範囲ε＝0.01とす
る。 (5)式が満たされず、次の(6)式の運転状態にある
場合、すなわち、炉心下部出力が出力低下前の高
出力運転時およびそれまでの運転履歴を含めて計
算により算出したエンベロプとしての軸方向熱出
力分布よりも小さいとき、 αt＜δ2α0−ε ……(6) 流量調節弁２５および２６の少なくとも一方を
開き、給水加熱器４への抽気量を増加させ、給水
温度を上げる。すなわち、炉心入口サブクーリン
グを小さくする。この結果、炉心下部出力が大き
くなり、出力分布は平坦化される。 また、(5)式が満たされず、(7)式の運転状態にあ
るとき、すなわち、炉心下部出力が出力低下前の
高出力運転時およびそれまでの運転履歴を含めて
計算により算出したエンベロプとしての軸方向熱
出力分布よりも大きいとき、 αt＞δ2α0−ε ……(7) 流量調節弁２５および２６の少なくとも一方を
閉じ、最終的炉心入口サブクーリングを大きく
し、炉心下部出力を小さくして、出力分布を平坦
化する。 これらの操作の後、(5)式が満たされる場合、運
転時の出力分布は、出力低下前の高出力運転時お
よびそれまでの運転履歴を含めて計算により算出
したエンベロプとしての軸方向熱出力分布と一致
するようになり、エンベロプ超過量は少なくな
る。 なお、給水温度の変化と出力分布の制御との間
には、およそ30秒の時間遅れがあるが、抽気量を
１分毎に制御する等の手法により対処できる。 以上の処理をまとめると、第１表のようにな
る。
方法に係り、特に、原子炉の負荷追従運転等の熱
出力を変更する運転制御方法に関するものであ
る。 〔従来の技術〕 沸騰水型原子炉の概略系統構成を第１図に示
す。原子炉炉心１で発生した蒸気は、主としてタ
ービン２に送られ、タービン２で仕事をした後、
復水器３に送られる。タービン２から出される蒸
気の一部は、抽気として給水加熱器４に送られ、
プラントの熱効率を高める。復水器３で冷却され
た給水は、給水加熱器４において加熱され、給水
スパージヤ５から原子炉内に供給され、原子炉内
の飽和水と混合される。混合されサブクール状態
となつた水は、再循環ポンプ６とジエツトポンプ
７とにより原子炉炉心１に供給される。 給水スパージヤ５から原子炉内に供給される給
水の温度は、例えば出力分布等により制御される
ことはなく、給水加熱器４への抽気量等の原子炉
全体の熱バランスにより決まる。すなわち、原子
炉熱出力および冷却材流量が同じ場合は、同じ給
水温度となる。 沸騰水型原子炉の炉心状態の監視は、２種類の
中性子束検出器と、これら２種類の中性子束検出
器信号から炉心全体の出力分布を計算する炉心性
能計算機とによりなされる。 ２種類の中性子束検出器とは、LPRM（局所中
性子束検出器Local Power Range Monitor）お
よびTIP（走行型中性子束検出器Traversing
Incore Probe）である。 LPRMは、燃料集合体にはさまれた冷却材バ
イパス流路の炉心の多数の水平断面位置で、軸方
向に４点（ここでは炉底から順番にＡ，Ｂ，Ｃ，
Ｄとする）に配置された位置固定型の検出器であ
り、その配置位置における中性子束を常時検出す
る。一方、TIPは、必要に応じて炉心外から炉心
内に挿入される可動型の検出器であり、連続的な
軸方向中性子束分布を測定する。 両検出器は、約１ケ月に１回の割合で較正され
る。すなわち、数個のTIPは、同一ストリングで
同じ指示値を示すように較正し、そのTIP指示値
とLPRM指示値とが一致するように、LPRMを
較正する。その後１ケ月は、ほとんどLPRMで
炉内中性子束分布を監視する。TIPは、感度劣化
を防ぐため、特に必要なとき以外は使用しない。 炉心性能計算機は、これらLPRMおよびTIPか
らの信号に基づいて、出力分布、最大線出力密
度、最小限界出力比を詳細に計算する。 ここに、線出力密度とは、燃料ピンの単位長さ
当たりの熱発生量である。最大線出力密度とは、
線出力密度の炉心内における最大値である。最大
線出力密度は、運転状態により、どの水平方向位
置の集合体のどの軸方向位置で生ずるかが決ま
り、３次元的な位置は変動する可能性がある。 また、限界出力比とは、沸騰遷移を起こす集合
体出力（限界出力）を運転中の集合体出力で割つ
た値である。燃料集合体毎にすなわち水平位置の
限界出力値が定まり、1.0のとき沸騰遷移が起こ
る。最小限界出力比は、限界出力比の炉心内での
最小値である。 なお、LPRMおよびTIPの指示値から炉内の出
力分布を監視することも可能である。 さて、沸騰水型原子炉の熱出力を変更する運転
においては、運転中に燃料が経験する急激な出力
変化（特に出力上昇）により引き起こされる燃料
ペレツトと被覆管との機械的接触等の相互作用を
軽減し、燃料の健全性を維持するために、定めら
れた運転管理勧告に従い、出力上昇速度を制限し
た運転になつている。 すなわち、ある線出力密度値と、安全な範囲内
で以前にある時間経験したことがある線出力密度
とのうちで大きい方の値（これを線出力密度包絡
線またはエンベロプという）以下では出力を急速
に上昇させても良いが、前記エンベロプ以上では
出力上昇速度は制限を受ける。 〔発明が解決しようとする課題〕 電気出力784MW（熱出力2381MW）、出力密度
51KW／の沸騰水型原子炉を例にとり、従来行
われてきた負荷追従運転を説明する。ここでは、
急激な出力上昇が許される範囲は線出力密度
8KW／ft以下、エンベロプ以上での出力上昇率
制限値は0.06KW／ft／ｈとする。 負荷要求の一例を第２図に示す。図において、
t1，t2，t3，t4は、それぞれ高出力（100％出力）
運転時間、出力低下時間、低出力（60％出力）運
転時間、出力上昇時間を示している。高出力運転
時間t1は14時間、出力低下時間t2は１時間、低出
力運転時間t3は８時間、出力上昇時間t4は１時間
である。 第２図の負荷要求に従つて運転したときの炉心
特性を第３図Ａ〜Ｃに示す。図において、曲線１
０は熱出力を、曲線１１は炉心流量を、曲線１２
は炉心下部におけるエンベロプ超過量を、曲線１
３はエンベロプを超過した燃料での線出力密度変
化率をそれぞれ表している。この図は、最も条件
が厳しい炉心下部の特定の集合体における値であ
る。また、エンベロプ超過量は、現在の線出力密
度からエンベロプの値を引いて得られる。なお、
エンベロプは出力変更前の熱出力100％かつ炉心
流量100％の状態で作成している。 高出力時または低出力時には、主に核分裂生成
物ヨウ素Ｉ−135のβ崩壊により生ずる毒物ゼノ
ンXe−135の濃度変化に起因する反応度の変化を
炉心流量により制御する。この炉心流量制御によ
り、高出力または低出力の出力レベルを所定値に
保つ。給水の温度は、既に述べたように、出力分
布によつて変わることはなく、原子炉熱出力およ
び炉心の冷却材流量のみによつて決まる一意的な
値である。 高出力復帰後、第３図Ｂに示すようにエンベロ
プを超過する主な原因は、Xe−135の濃度減少に
伴う反応度増加を補償するために、炉心流量１１
を減少させたことにより、ボイド発生点が炉心下
部に移動し、エンベロプ作成時（出力変更運転前
の熱出力100％かつ炉心流量100％運転時）に比
べ、炉心下部で軸方向熱出力のピークが大きくな
ることである。 その結果、燃料の熱出力は、第３図Ｂに曲線１
２で示すように、炉心下部においてエンベロプを
越えることになる。エンベロプ超過量は、高出力
復帰後約６時間で、最大1.5KW／ftになる。ま
た、エンベロプを超過した燃料での線出力密度変
化率は、第３図Ｃの曲線１３で示すように、高出
力復帰後約1.5時間で、最大0.7KW／ft／ｈとな
り、制限値0.06KW／ft／ｈの約10倍にも達す
る。 このように、従来の出力変更運転制御方法にお
いて前述の運転管理勧告を順守するには、線出力
密度〜15KW／ftのところでエンベロプ超過量が
〜1.5KW／ftとなるので、約10％程度を出力低
下させ、高出力復帰時の出力レベルを定格値の約
90％に下げなければならず、プラント利用率が低
下する欠点があつた。 このような従来技術の欠点を解消し、炉内出力
分布の変動を抑え、負荷追従運転を実現する方法
が、例えば特開昭55−7645号公報に示されてい
る。 この従来例は、高出力復帰時および高出力時
に、出力分布がエンベロプと一致するように制御
する方法を提案している。具体的には、炉心上方
で出力が過大となる場合は炉心に供給される給水
温度を下降させ、炉心下方で出力が過大となる場
合は炉心に供給される給水温度を上昇させる方法
である。 しかし、高出力復帰時および高出力時にのみ制
御するこの従来の方法では、エンベロプに近付き
やすく、燃料破損の可能性が相対的に大きいとい
う問題があつた。 また、給水温度の制御量が大きく、現実には制
御しにくいという問題もあつた。 本発明の目的は、燃料の健全性を維持しつつ負
荷追従運転等の熱出力を変更する過程においてプ
ラント利用率を上げることが可能な沸騰水型原子
炉の出力変更運転制御方法を提供することであ
る。 〔課題を解決するための手段〕 本発明は、上記目的を達成するために、沸騰水
型原子炉の熱出力を負荷要求に応じて高出力と低
出力との間で変更する運転制御方法において、熱
出力の高出力状態からの出力低下時および低出力
時には、現実の軸方向熱出力分布のピークが、出
力低下前の高出力運転時およびそれまでの運転履
歴を含めて計算により算出したエンベロプとして
の軸方向熱出力分布よりも炉心下部で相対的に大
きくなるように、炉心への給水温度を上げ、一
方、熱出力の低出力状態からの高出力復帰時およ
び高出力時には、現実の軸方向熱出力分布が、出
力低下前の高出力運転時およびそれまでの運転履
歴を含めて計算により算出したエンベロプとして
の軸方向熱出力分布に一致するように、炉心への
給水温度を下げる沸騰水型原子炉の出力変更運転
制御方法を提案するものである。 〔作用〕 Xe−135は核分裂から直接生成されるものと、
核分裂生成物であるＩ−135のβ崩壊によつて生
成されるものとがある。前者の割合は後者の約1/
２０であり、Xe−135は、主にＩ−135のβ崩壊に
より生成されると考えることができる。Ｉ−135
のβ崩壊の半減期は、約6.7時間である。このた
め、Ｉ−135の生成とXe−135の生成との間には
時間遅れがあり、高出力復帰時に炉心下部の毒物
Xe−135の生成量を増加させ軸方向熱出力のピー
クを抑えるためには、低出力時にＩ−135を炉心
下部に蓄積しておく必要がある。 Ｉ−135の生成量は出力に比例する。そこで本
発明の運転方法では、低出力運転時に、出力低下
前の高出力運転時およびそれまでの運転履歴を含
めて計算により算出したエンベロプとしての軸方
向熱出力分布よりも炉心下部で軸方向熱出力のピ
ークが相対的に大きくなるように、給水温度を上
げ、炉心入口のサブクーリングを従来よりも小さ
くし、より高温の水を炉心に供給する。この操作
で、気泡発生点が下方に移り、出力分布は炉心下
部で軸方向熱出力のピークを持つようになる。 熱出力100％および炉心流量100％という代表的
な運転状態において、出力分布に及ぼす炉心入口
サブクーリング制御の効果を第４図に示す。図に
おいて、Pav1は、サブクーリングが26Btu／lb
（British Thermal Unit／Pound）の炉心平均相
対出力であり、従来運転のエンベロプ作成時の出
力分布に相当する。一方、Pav2は炉心入口サブ
クーリング34Btu／lbの炉心平均相対出力であ
る。炉心下部出力を1.05倍に増加させるのに要す
るサブクーリング減少量（給水加熱量）は、約
8Btu／lbである。したがつて、現実に増減可能
な範囲の数値である。 高出力復帰時には、出力低下前の高出力運転時
およびそれまでの運転履歴を含めて計算により算
出したエンベロプとしての軸方向熱出力分布にで
きるだけ一致するように給水温度を下げ、炉心入
口サブクーリングを大きくする。この操作によ
り、気泡発生点は上方に移り、給水温度を制御し
ない場合に比べて、出力分布は平担になり、主に
炉心下部で発生するエンベロプ超過量は、小さく
なる。 給水温度の制御は、給水加熱器への抽気量を制
御することにより行う。この抽気量の制御は、各
運転点の実際の出力分布と出力低下前の高出力運
転時およびそれまでの運転履歴を含めて計算によ
り算出したエンベロプとしての出力分布との比較
結果に基づいてなされる。抽気量の増減により給
水温度を制御する場合は、制御しない場合に比
べ、ボイド反応度が変化するため、出力を一定に
保持するには、炉心流量を増減させる必要があ
る。低出力時には流量減少となり、炉心下部出力
大の傾向に合致し、高出力時には流量増加とな
り、炉心下部出力小の傾向と合致するので、本発
明の効果が助長される方向にあり、本発明方法と
炉心流量増減との間に問題は無い。 〔実施例〕 次に、第５図〜第７図を参照して、本発明の実
施例を説明する。 第５図は、本発明による出力変更運転制御方法
を実施するための沸騰水型原子炉の一例の概略構
成を示す図である。 本実施例が、第１図の従来例の系統構成と異な
る点は、タービン２と給水加熱器４および主蒸気
配管８と給水加熱器４とを結ぶ抽気ライン上にそ
れぞれ流量調節弁２５と２６とを設置するととも
に、LPRM１６〜１９からの信号を入力とし前
記流量調節弁の少なくとも一方の開度制御信号を
出力する装置を設置したことである。LPRM１
６〜１９は、従来から備えられ他の目的に使用さ
れていたものを本発明に兼用するので、改めて設
置する必要はない。 前記流量調節弁の少なくとも一方の開度制御信
号を出力する装置は、軸方向下方出力因子計算器
２０と、軸方向上方平均出力因子計算器２１と、
前記両因子計算器２０および２１の出力から軸方
向熱出力因子αtを計算する軸方向出力因子計算器
２２と、関数発生器２３と、出力変更前のエンベ
ロプ作成時の出力分布および第４図の特性Pav1
を基に計算された軸方向熱出力因子α0を記憶する
記憶装置２４とからなる。 なお、沸騰水型原子炉の出力密度は従来と同じ
51KW／であり、第２図に示した負荷要求に従
つて運転した場合を対象とする。 軸方向下方出力因子計算器２０は、全炉心の下
部に配置されたLPRM１６の出力信号Eaを加算
する加算器と、その加算結果をLPRM１６の個
数Ｎ（Ｎは、全炉心内でLPRMが配置されている
冷却材流路数に等しい）で割る割算器とからな
り、原子炉の各運転時に、LPRM１６の検出信
号Eaを取り込み、(1)式の演算を行い、炉心下部
の水平方向平均出力を求める。 Plower＝N 〓 （Ea）／Ｎ ……(1) 軸方向上方平均出力因子計算器２１は、
LPRM１６からの出力Eb〜Edを加算する加算器
と、その加算結果をLPRMの個数3Nで割り算す
る割算器とからなり、原子炉の各運転時に、
LPRM１７〜１９の検出信号Eb〜Edを取り込
み、(2)式の演算を行い、炉心上方の水平方向平均
出力を求める。 Pupper＝N 〓 （Eb＋Ec＋Ed）／3N ……(2) 軸方向出力因子計算器２２は、前記演算結果
PlowerとPupperとを加算する加算器と、その加
算結果によりPlowerを割り算する割算器とから
なり、(3)式の演算を行い、軸方向熱出力因子αtを
求める。 αt＝Plower／（Plower＋Pupper） ……(3) 関数発生器２３は、各運転モードが低出力時か
高出力復帰時かを判定する判定器と、各運転時の
軸方向熱出力因子αtを前記α0と比較する比較器
と、その比較結果に基づき流量調節弁２５および
２６の少なくとも一方の開度を制御する開度制御
信号を発生する関数発生手段とからなる。関数発
生器２３の前記判定器は、具体的には、所定の出
力分布時（α0計算時）の（Plower）0と
（Pupper）0とを加算して（Plower＋Pupper）0を
求める加算器と、その加算結果を記憶する記憶手
段と、同様に各運転時に計算された（Plower＋
Pupper）tを前記（Plower＋Pupper）0と比較する
比較器と、その比較結果に基づき低出力時か高出
力復帰時かを示す信号を出力する関数発生手段と
を含む。 このような構成の関数発生器２３は、低出力時
か高出力復帰時かを判定し、(3)式で求めた軸方向
熱出力因子αtを記憶装置２４に既に記憶されてい
る軸方向熱出力因子α0と比較し、その比較結果に
基づき流量調節弁２５および２６の少なくとも一
方の開度を制御する信号を発生し、原子炉への給
水温度を制御する。 すなわち、関数発生器２３は、低出力時または
出力低下時には、(4)式が満たされるように流量調
節弁２５および２６の少なくとも一方を制御す
る。 αt≧δ1α0 ……(4) ここで、δ1は、出力低下前の高出力運転時にお
ける出力分布例えば出力低下前のエンベロプ作成
時の出力分布が第４図のPav1特性であるとき、
1.20である。 (4)式が満たされない場合、流量調節弁２５およ
び２６の少なくとも一方を開き、給水加熱器４へ
の抽気量を増加させ、給水温度を上げる。すなわ
ち、炉心入口サブクーリングを小さくする。この
結果、炉心下部出力が大きくなり、ヨウ素が蓄積
される。 一方、高出力復帰時には、(5)式が満たされるよ
うに制御する。 δ2α0−ε≦αt≦δ2α0＋ε ……(5) ここで、δ2＝1.00、判定誤差範囲ε＝0.01とす
る。 (5)式が満たされず、次の(6)式の運転状態にある
場合、すなわち、炉心下部出力が出力低下前の高
出力運転時およびそれまでの運転履歴を含めて計
算により算出したエンベロプとしての軸方向熱出
力分布よりも小さいとき、 αt＜δ2α0−ε ……(6) 流量調節弁２５および２６の少なくとも一方を
開き、給水加熱器４への抽気量を増加させ、給水
温度を上げる。すなわち、炉心入口サブクーリン
グを小さくする。この結果、炉心下部出力が大き
くなり、出力分布は平坦化される。 また、(5)式が満たされず、(7)式の運転状態にあ
るとき、すなわち、炉心下部出力が出力低下前の
高出力運転時およびそれまでの運転履歴を含めて
計算により算出したエンベロプとしての軸方向熱
出力分布よりも大きいとき、 αt＞δ2α0−ε ……(7) 流量調節弁２５および２６の少なくとも一方を
閉じ、最終的炉心入口サブクーリングを大きく
し、炉心下部出力を小さくして、出力分布を平坦
化する。 これらの操作の後、(5)式が満たされる場合、運
転時の出力分布は、出力低下前の高出力運転時お
よびそれまでの運転履歴を含めて計算により算出
したエンベロプとしての軸方向熱出力分布と一致
するようになり、エンベロプ超過量は少なくな
る。 なお、給水温度の変化と出力分布の制御との間
には、およそ30秒の時間遅れがあるが、抽気量を
１分毎に制御する等の手法により対処できる。 以上の処理をまとめると、第１表のようにな
る。
【表】
第６図Ａ〜Ｃは、本発明の実施例により得られ
る炉心特性を示す図である。第６図Ａは原子炉熱
出力Pchおよび炉心流量Fcの特性、第６図Ｂはエ
ンベロプの超過量特性、第６図Ｃは線出力密度変
化特性を示している。エンベロプは、従来の運転
例と同一の条件、すなわち出力変更前の熱出力
100％、炉心流量100％の状態（第４図のPav1）
で作られている。 第２表は、本実施例におけるＩ−135（出力低下
時）およびXe＝135（高出力復帰時）の炉心下部
の値と炉心平均値との比を従来例と比較して示し
ている。
る炉心特性を示す図である。第６図Ａは原子炉熱
出力Pchおよび炉心流量Fcの特性、第６図Ｂはエ
ンベロプの超過量特性、第６図Ｃは線出力密度変
化特性を示している。エンベロプは、従来の運転
例と同一の条件、すなわち出力変更前の熱出力
100％、炉心流量100％の状態（第４図のPav1）
で作られている。 第２表は、本実施例におけるＩ−135（出力低下
時）およびXe＝135（高出力復帰時）の炉心下部
の値と炉心平均値との比を従来例と比較して示し
ている。
本発明によれば、燃料の健全性を保ちながら、
プラントの利用効率を上げることが可能な沸騰水
型原子炉の出力変更制御方法が得られる。
プラントの利用効率を上げることが可能な沸騰水
型原子炉の出力変更制御方法が得られる。
第１図は沸騰水型原子炉の概略系統を示す図、
第２図は負荷要求特性の一例を示す図、第３図Ａ
は従来の原子炉熱出力および炉心流量特性を示す
図、第３図Ｂはエンベロプ超過量特性を示す図、
第３図Ｃは線出力密度変化率特性を示す図、第４
図は炉心平均相対出力特性を示す図、第５図は本
発明による運転制御方法の一実施例を実施するた
めに沸騰水型原子炉の系統構成の一例を示す図、
第６図Ａは第５図実施例の原子炉の熱出力および
炉心流量特性を示す図、第６図Ｂは同じくエンベ
ロプ超過量の特性を示す図、第６図Ｃは同じく線
出力密度変化率特性を示す図、第７図は炉心サブ
クーリングの従来例と本発明との特性を比較して
示す図、第８図は他の炉心平均相対出力特性を示
す図である。 １……原子炉炉心、２……タービン、３……復
水器、４……給水加熱器、５……給水スパージ
ヤ、６……再循環ポンプ、７……ジエツトポン
プ、８……主蒸気配管、９……圧力容器、１０…
…熱出力パターン、１１……従来の炉心流量、１
２……従来の炉心下方エンベロプ超過量、１３…
…従来の線出力密度変化率、１６〜１９……
LPRM、２０……軸方向下方（平均）出力因子
計算器、２１……軸方向上方平均出力因子計算
器、２２……軸方向出力因子計算器、２３……関
数発生器、２４……パラメータ記憶装置、２５，
２６……流量調節弁、３１……従来の炉心入口サ
ブクーリング、３２……本発明の炉心入口サブク
ーリング、Pav1……26Btu／lb炉心平均相対出
力、Pav2……34Btu／lb炉心平均相対出力。
第２図は負荷要求特性の一例を示す図、第３図Ａ
は従来の原子炉熱出力および炉心流量特性を示す
図、第３図Ｂはエンベロプ超過量特性を示す図、
第３図Ｃは線出力密度変化率特性を示す図、第４
図は炉心平均相対出力特性を示す図、第５図は本
発明による運転制御方法の一実施例を実施するた
めに沸騰水型原子炉の系統構成の一例を示す図、
第６図Ａは第５図実施例の原子炉の熱出力および
炉心流量特性を示す図、第６図Ｂは同じくエンベ
ロプ超過量の特性を示す図、第６図Ｃは同じく線
出力密度変化率特性を示す図、第７図は炉心サブ
クーリングの従来例と本発明との特性を比較して
示す図、第８図は他の炉心平均相対出力特性を示
す図である。 １……原子炉炉心、２……タービン、３……復
水器、４……給水加熱器、５……給水スパージ
ヤ、６……再循環ポンプ、７……ジエツトポン
プ、８……主蒸気配管、９……圧力容器、１０…
…熱出力パターン、１１……従来の炉心流量、１
２……従来の炉心下方エンベロプ超過量、１３…
…従来の線出力密度変化率、１６〜１９……
LPRM、２０……軸方向下方（平均）出力因子
計算器、２１……軸方向上方平均出力因子計算
器、２２……軸方向出力因子計算器、２３……関
数発生器、２４……パラメータ記憶装置、２５，
２６……流量調節弁、３１……従来の炉心入口サ
ブクーリング、３２……本発明の炉心入口サブク
ーリング、Pav1……26Btu／lb炉心平均相対出
力、Pav2……34Btu／lb炉心平均相対出力。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 沸騰水型原子炉の熱出力を負荷要求に応じて
高出力と低出力との間で変更する運転制御方法に
おいて、 前記熱出力の高出力状態からの出力低下時およ
び低出力時には、現実の軸方向熱出力分布のピー
クが、出力低下前の高出力運転時およびそれまで
の運転履歴を含めて計算により算出したエンベロ
プとしての軸方向熱出力分布よりも炉心下部で相
対的に大きくなるように、炉心への給水温度を上
げ、 前記熱出力の低出力状態からの高出力復帰時お
よび高出力時には、現実の軸方向熱出力分布が、
出力低下前の高出力運転時およびそれまでの運転
履歴を含めて計算により算出したエンベロプとし
ての軸方向熱出力分布に一致するように、炉心へ
の給水温度を下げる ことを特徴とする沸騰水型原子炉の出力変更運転
制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1486080A JPS56112695A (en) | 1980-02-12 | 1980-02-12 | Power change operation control method in bwr type reactor |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1486080A JPS56112695A (en) | 1980-02-12 | 1980-02-12 | Power change operation control method in bwr type reactor |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS56112695A JPS56112695A (en) | 1981-09-05 |
| JPH0258598B2 true JPH0258598B2 (ja) | 1990-12-10 |
Family
ID=11872774
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP1486080A Granted JPS56112695A (en) | 1980-02-12 | 1980-02-12 | Power change operation control method in bwr type reactor |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS56112695A (ja) |
Family Cites Families (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS581398B2 (ja) * | 1978-07-04 | 1983-01-11 | 日本原子力事業株式会社 | 原子力発電所の原子炉出力分布制御方法と装置 |
-
1980
- 1980-02-12 JP JP1486080A patent/JPS56112695A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS56112695A (en) | 1981-09-05 |
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