JPH0473560B2 - - Google Patents
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- JPH0473560B2 JPH0473560B2 JP59267161A JP26716184A JPH0473560B2 JP H0473560 B2 JPH0473560 B2 JP H0473560B2 JP 59267161 A JP59267161 A JP 59267161A JP 26716184 A JP26716184 A JP 26716184A JP H0473560 B2 JPH0473560 B2 JP H0473560B2
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Classifications
-
- 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
- Y02E30/30—Nuclear fission reactors
Landscapes
- Monitoring And Testing Of Nuclear Reactors (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の技術分野〕
本発明は、原子力発電プラントにおけるプロセ
ス計算機に関する。
ス計算機に関する。
一般に、原子炉は安全に停止し得る機能を有す
る必要がある。また原子炉の起動時には全制御棒
挿入状態から順次制御棒を引抜いていき、臨界に
到達する時点では臨界制御棒パターンの予測精度
が運転上重要となる。このため、従来の炉心運転
管理方法では炉心を適当な計算メツシユに３次元
領域分割し、各々の領域における燃焼度分布
Eijk、ボイド率履歴分布Vijkから定まる無限増
倍率Ｋ∞（ijk）を使用し、与えられた制御棒パ
ターン等の条件下において中性子実効増倍率を計
算して炉停止余裕および臨界制御棒パターン予測
等を行つている。
る必要がある。また原子炉の起動時には全制御棒
挿入状態から順次制御棒を引抜いていき、臨界に
到達する時点では臨界制御棒パターンの予測精度
が運転上重要となる。このため、従来の炉心運転
管理方法では炉心を適当な計算メツシユに３次元
領域分割し、各々の領域における燃焼度分布
Eijk、ボイド率履歴分布Vijkから定まる無限増
倍率Ｋ∞（ijk）を使用し、与えられた制御棒パ
ターン等の条件下において中性子実効増倍率を計
算して炉停止余裕および臨界制御棒パターン予測
等を行つている。
従来の運転管理方法において使用される無限増
倍率Ｋ∞は、予めオフライン計算機により、燃料
および炉心状態として設計条件または標準条件を
もとに計算される。以下に主要パラメータの標準
的な計算条件を示す。
倍率Ｋ∞は、予めオフライン計算機により、燃料
および炉心状態として設計条件または標準条件を
もとに計算される。以下に主要パラメータの標準
的な計算条件を示す。
１ キセノン135の濃度……零と仮定する。すな
わち炉停止後長期間を経過し、完全に崩壊した
状態を仮定するのである（キセノンフリーと称
する）。
わち炉停止後長期間を経過し、完全に崩壊した
状態を仮定するのである（キセノンフリーと称
する）。
２ サマリウム149の濃度……炉停止直前の出力
分布が定格出力運時の平均出力密度一定と仮定
し、先行核のプロメシウム149が全てサマリウ
ム149に崩壊したと仮定する（平均出力発生後
の平衡サマリウム濃度と称する）。
分布が定格出力運時の平均出力密度一定と仮定
し、先行核のプロメシウム149が全てサマリウ
ム149に崩壊したと仮定する（平均出力発生後
の平衡サマリウム濃度と称する）。
３ 燃料集合体条件……核分性物質の濃縮度、可
燃性毒物の濃度、構成材料の寸法・形状は設計
値通りと仮定する。
燃性毒物の濃度、構成材料の寸法・形状は設計
値通りと仮定する。
４ 制御棒条件……中性子吸収物質量、構成材料
の寸法・形状は設計値を使用し、未照射の状態
であると仮定する。
の寸法・形状は設計値を使用し、未照射の状態
であると仮定する。
以上のような従来の炉心運転管理方法では、例
えば冷温状態での運転のように、現実の運転状
態、運転履歴および燃料集合体、制御棒の寸法・
形状、物質の濃度等が標準条件と異なつている場
合には、システム自体の予測精度が低下するとい
う問題があつた。
えば冷温状態での運転のように、現実の運転状
態、運転履歴および燃料集合体、制御棒の寸法・
形状、物質の濃度等が標準条件と異なつている場
合には、システム自体の予測精度が低下するとい
う問題があつた。
この発明はこのような問題を解消するためにな
されたもので、その目的は、冷温状態のように、
現実の運転状態、運転履歴および燃料集合体、制
御棒の寸法・形状、物質の濃度等が標準条件と異
なつている場合でも原子炉の実効増倍率計算の予
測精度を向上し得る炉心運転管理方法を提供する
ことにある。
されたもので、その目的は、冷温状態のように、
現実の運転状態、運転履歴および燃料集合体、制
御棒の寸法・形状、物質の濃度等が標準条件と異
なつている場合でも原子炉の実効増倍率計算の予
測精度を向上し得る炉心運転管理方法を提供する
ことにある。
以上の目的達成のため、本発明のプロセス計算
機は、炉心の各ノードにおける燃焼度、ボイド率
履歴および制御棒の有無から炉心に装荷された各
燃料集合体の無限増倍率を算出する無限増倍率演
算手段と、前記燃料集合体の設計値または標準条
件からの差異に基づく反応度補正量を算出する第
１の反応度補正量演算手段と、前記制御棒の設計
値または標準条件からの差異に基づく反応度補正
量を算出する第２の反応度補正量演算手段と、原
子炉の定常出力運転時における初期キセノン濃度
分布および先行核のよう素濃度分布から炉停止後
のキセノン濃度分布を求め、この炉停止後のキセ
ノン濃度分布からキセノンによる無限増倍率補正
量を算出する非定常キセノン反応度効果演算手段
と、原子炉の定常出力運転時における初期サマリ
ウム濃度分布および先行核のプロメシウム濃度分
布から炉停止後のサマリウム濃度分布を求め、こ
の炉停止後のサマリウム濃度分布からサマリウム
による無限増倍率補正量を算出する非定常サマリ
ウム反応度効果演算手段と、前記無限増倍率演算
手段、第１の反応度補正量演算手段、第２の反応
度補正量演算手段、非定常キセノン反応度効果演
算手段および非定常サマリウム反応度効果演算手
段の各算出値を合算して各ノードにおける真の無
限増倍率を求め、この各ノードにおける真の無限
増倍率から炉心の中性子実効増倍率を算出する中
性子実効倍率演算手段とを具備したことを特徴と
するものである。
機は、炉心の各ノードにおける燃焼度、ボイド率
履歴および制御棒の有無から炉心に装荷された各
燃料集合体の無限増倍率を算出する無限増倍率演
算手段と、前記燃料集合体の設計値または標準条
件からの差異に基づく反応度補正量を算出する第
１の反応度補正量演算手段と、前記制御棒の設計
値または標準条件からの差異に基づく反応度補正
量を算出する第２の反応度補正量演算手段と、原
子炉の定常出力運転時における初期キセノン濃度
分布および先行核のよう素濃度分布から炉停止後
のキセノン濃度分布を求め、この炉停止後のキセ
ノン濃度分布からキセノンによる無限増倍率補正
量を算出する非定常キセノン反応度効果演算手段
と、原子炉の定常出力運転時における初期サマリ
ウム濃度分布および先行核のプロメシウム濃度分
布から炉停止後のサマリウム濃度分布を求め、こ
の炉停止後のサマリウム濃度分布からサマリウム
による無限増倍率補正量を算出する非定常サマリ
ウム反応度効果演算手段と、前記無限増倍率演算
手段、第１の反応度補正量演算手段、第２の反応
度補正量演算手段、非定常キセノン反応度効果演
算手段および非定常サマリウム反応度効果演算手
段の各算出値を合算して各ノードにおける真の無
限増倍率を求め、この各ノードにおける真の無限
増倍率から炉心の中性子実効増倍率を算出する中
性子実効倍率演算手段とを具備したことを特徴と
するものである。
以下、本発明の一実施例を第１図ないし第２図
にもとづき説明する。
にもとづき説明する。
第１図は沸騰水型原子力発電プラントの概略構
成を示すもので、原子炉圧力容器１内の炉心２
は、第２図に示す如く十字状の断面形状をなす多
数の制御棒３……をマトリツクス状の配置で装荷
し、各制御棒３……の周囲にそれぞれ４体の燃料
集合体４を装荷して構成されている。各燃料集合
体４……内には多数の燃料棒（図せず）が収容さ
れている。
成を示すもので、原子炉圧力容器１内の炉心２
は、第２図に示す如く十字状の断面形状をなす多
数の制御棒３……をマトリツクス状の配置で装荷
し、各制御棒３……の周囲にそれぞれ４体の燃料
集合体４を装荷して構成されている。各燃料集合
体４……内には多数の燃料棒（図せず）が収容さ
れている。
また制御棒３の対角線上の位置には、16体の燃
料集合体ごとに１個のLPRM（局所出力モニタ
ー）５が配設され、このLPRM５により原子炉
運転中の中性子束を監視している。原子炉を構成
する各機器の、運転中のプロセス量および
LPRM５より出力される中性子束信号はプロセ
ス計算機６に伝送され、このプロセス計算機６で
は原子炉出力、出力分布、ボイド率分布、炉心冷
却材分布、燃焼度分布等が計算される。計算され
た重要な諸数値はタイパー７でプリントアウトさ
れ、またはCRT８に出力される。プロセス計算
機６がオペレータとの対話型である場合は、入出
力器９により入力、出力がなされる。前記プロセ
ス計算機６は冷温時運転管理機能１０およびその
他の機能２１を備えている。冷温時運転機能１０
は、第３図に符号１１〜２０で示す計算・処理ル
ーチン１〜１０より構成されており、これらのル
ーチンについて説明する。
料集合体ごとに１個のLPRM（局所出力モニタ
ー）５が配設され、このLPRM５により原子炉
運転中の中性子束を監視している。原子炉を構成
する各機器の、運転中のプロセス量および
LPRM５より出力される中性子束信号はプロセ
ス計算機６に伝送され、このプロセス計算機６で
は原子炉出力、出力分布、ボイド率分布、炉心冷
却材分布、燃焼度分布等が計算される。計算され
た重要な諸数値はタイパー７でプリントアウトさ
れ、またはCRT８に出力される。プロセス計算
機６がオペレータとの対話型である場合は、入出
力器９により入力、出力がなされる。前記プロセ
ス計算機６は冷温時運転管理機能１０およびその
他の機能２１を備えている。冷温時運転機能１０
は、第３図に符号１１〜２０で示す計算・処理ル
ーチン１〜１０より構成されており、これらのル
ーチンについて説明する。
＊ルーチン１ 「炉心配置変え計算ルーチン１
１」……前サイクル末期までの運転履歴を定検期
間中に行われる新燃料装荷、シヤツフリング終了
後の次サイクル用炉心まで保存するためのもの
で、起動実行する時刻t1における炉心燃料および
制御棒の配置が、炉停止時t0のものと異なつてい
る場合のみ作動する。すなわち時刻t1において炉
心座標（ｉ，ｊ）に存在する燃料が新燃料の場合
はそこに位置する燃料の燃料特性Cijkが新燃料の
ものと置換され、新燃料でなく時刻t0における炉
心座標（i′，j′）にあつた燃料がシヤツフリング
されてきた場合には、燃料特性CijkはCi′j′kと置
換される。ここでいう燃料特性とは、次段の燃焼
度・ボイド率履歴読込みルーチン１２以降で使用
する全てのパラメータを意味する。なお、上記炉
心座標（ｉ，ｊ）に燃料が存在しない場合は水の
核特性Cwijkに置換する。ここで、ｉ，ｊは半径
方向位置、ｋは軸方向位置を示す記号である。
１」……前サイクル末期までの運転履歴を定検期
間中に行われる新燃料装荷、シヤツフリング終了
後の次サイクル用炉心まで保存するためのもの
で、起動実行する時刻t1における炉心燃料および
制御棒の配置が、炉停止時t0のものと異なつてい
る場合のみ作動する。すなわち時刻t1において炉
心座標（ｉ，ｊ）に存在する燃料が新燃料の場合
はそこに位置する燃料の燃料特性Cijkが新燃料の
ものと置換され、新燃料でなく時刻t0における炉
心座標（i′，j′）にあつた燃料がシヤツフリング
されてきた場合には、燃料特性CijkはCi′j′kと置
換される。ここでいう燃料特性とは、次段の燃焼
度・ボイド率履歴読込みルーチン１２以降で使用
する全てのパラメータを意味する。なお、上記炉
心座標（ｉ，ｊ）に燃料が存在しない場合は水の
核特性Cwijkに置換する。ここで、ｉ，ｊは半径
方向位置、ｋは軸方向位置を示す記号である。
＊ルーチン２ 「燃焼度・ボイド率履歴読込みル
ーチン１２」……各ノードijkにおける燃焼度分
布Eijkおよびボイド率履歴分布Vijkを読込み記
憶する。
ーチン１２」……各ノードijkにおける燃焼度分
布Eijkおよびボイド率履歴分布Vijkを読込み記
憶する。
＊ルーチン３ 「制御棒パターン読込みルーチン
１３」……制御棒パターンから各ノードijkに制
御棒が挿入されているかどうか判断し、制御棒挿
入ノードのδ値を１、非挿入ノードのδ値を０と
するδijk分布を作成し、記憶する。
１３」……制御棒パターンから各ノードijkに制
御棒が挿入されているかどうか判断し、制御棒挿
入ノードのδ値を１、非挿入ノードのδ値を０と
するδijk分布を作成し、記憶する。
＊ルーチン４ 「無限増倍率計算ルーチン１４」
……計算機６のメモリから燃焼度Ｅ、ボイド率履
歴Ｖおよび制御棒の有無の関数である無限増倍率
を読込み、各ノードijkごとにEijk，Vijk，δijk
に対応する無限増倍率K0 ∞（ｉ，ｊ，ｋ）を次の式
より計算し記憶する。
……計算機６のメモリから燃焼度Ｅ、ボイド率履
歴Ｖおよび制御棒の有無の関数である無限増倍率
を読込み、各ノードijkごとにEijk，Vijk，δijk
に対応する無限増倍率K0 ∞（ｉ，ｊ，ｋ）を次の式
より計算し記憶する。
K0 ∞（ｉ，ｊ，ｋ）
＝（１−δ）・K〓∞ 0（Eijk，Vijk）
＋δ・K〓∞ 0（Eijk，Vijk）
の式より計算し記憶する。ただしK〓∞ 0，K〓∞ 1はそれ
ぞれ制御棒非挿入部、挿入部の無限増倍率算値で
あり、予めオフライン計算機より求めておき、そ
のオフライン計算機に入力しておくものとする。
ぞれ制御棒非挿入部、挿入部の無限増倍率算値で
あり、予めオフライン計算機より求めておき、そ
のオフライン計算機に入力しておくものとする。
なお、上記ルーチン１〜４従来システムと同様
であつてもよい。
であつてもよい。
＊ルーチン５ 「燃料集合体条件補圧ルーチン１
５」……製作された燃料集合体の設計条件または
標準条件との差異にもとづく反応度補正量ΔK∞ B
（ijk）を求める。
５」……製作された燃料集合体の設計条件または
標準条件との差異にもとづく反応度補正量ΔK∞ B
（ijk）を求める。
ただし
ΔK∞ B（ijk）＝ΔKe＋ΔKG＋ΔK0
ΔKe：核分裂性物質（ウラン、プルトニウム）
の濃縮度密度の設計値に対する補正量 ΔKG：可燃性毒物（ガドリニウム等）の濃度の
設計値に対する補正量 ΔK0：その他、燃料集合体を構成する材料の設
計条件または標準条件との差異にもとづく反応度
補正量（水あか付着量、スペーサ、炉内計装管等
の反応度寄与が考えられる。） ＊ルーチン６ 「制御棒条件補正ルーチン１６」
……製作された制御棒の設計条件または標準条件
との差異にもとづく反応度補正量ΔK∞ 0（ijk）を求
める。
の濃縮度密度の設計値に対する補正量 ΔKG：可燃性毒物（ガドリニウム等）の濃度の
設計値に対する補正量 ΔK0：その他、燃料集合体を構成する材料の設
計条件または標準条件との差異にもとづく反応度
補正量（水あか付着量、スペーサ、炉内計装管等
の反応度寄与が考えられる。） ＊ルーチン６ 「制御棒条件補正ルーチン１６」
……製作された制御棒の設計条件または標準条件
との差異にもとづく反応度補正量ΔK∞ 0（ijk）を求
める。
ただし
ΔK∞ C（ijk）＝ΔKA＋ΔKI＋ΔKM
ΔKA：制御棒に封入される中性子吸収物質
（B4C、ハフニウム等）の初期濃度、密度の設
計値に対する補正量 ΔKI：中性子照射による中性子吸収物質の減損
に対する補正量（なお、通常のプロセス計算機で
は制御棒の中性子照射量を計算している。） ΔKM：その他、制御棒を構成する材料の設計
条件または標準条件との差異にもとづく反応度補
正量 ＊ルーチン７ 「非定常キセノン反応度効異計算
ルーチン１７」 （ステツプ１）……定常出力運転時の出力分布
P゜ijkから初期キセノン135濃度分布および先行核
のよう素135濃度分布を計算し、炉停止時刻t0か
らの炉停止時間Δt後の時刻t1（t1＝t0＋Δt）にお
けるキセノン135分布Xe ijk（t1）を求める。な
お、キセノン135の毒作用については後述する。
計値に対する補正量 ΔKI：中性子照射による中性子吸収物質の減損
に対する補正量（なお、通常のプロセス計算機で
は制御棒の中性子照射量を計算している。） ΔKM：その他、制御棒を構成する材料の設計
条件または標準条件との差異にもとづく反応度補
正量 ＊ルーチン７ 「非定常キセノン反応度効異計算
ルーチン１７」 （ステツプ１）……定常出力運転時の出力分布
P゜ijkから初期キセノン135濃度分布および先行核
のよう素135濃度分布を計算し、炉停止時刻t0か
らの炉停止時間Δt後の時刻t1（t1＝t0＋Δt）にお
けるキセノン135分布Xe ijk（t1）を求める。な
お、キセノン135の毒作用については後述する。
（ステツプ２）……標準条件であるキセノンフ
リー（キセノン135）の状態での無限増倍率K〓∞ 0，
K〓∞ 1に対する（ステツプ１）で求めたキセノン135
による無限増倍率補正量ΔK∞ Xeijkを計算し、記憶
する。
リー（キセノン135）の状態での無限増倍率K〓∞ 0，
K〓∞ 1に対する（ステツプ１）で求めたキセノン135
による無限増倍率補正量ΔK∞ Xeijkを計算し、記憶
する。
ただし
ΔK∞ Xe（ijk）＝fXe（Xe ijk）
ここで、キセノン濃度Xeに対する無限増倍率
補正量fXe（Xe）は予めオフライン計算により求
めておく。
補正量fXe（Xe）は予めオフライン計算により求
めておく。
なお、t0が150時間以上であればキセノン135の
存在量は無視しうるのでルーチン１５の補正は不
要となる。
存在量は無視しうるのでルーチン１５の補正は不
要となる。
＊ルーチン８ 「非定常サマリウム反応度効果計
算ルーチン１８」 （ステツプ１）……定常出力運転時の出力分布
P゜ijkから初期サマリウム149分布濃度および先行
核のプロメシウム149濃度分布を計算し、炉停止
時刻t0からの炉停止時間Δt後の時刻t0（t1＝t0＋
Δt）におけるサマリウム149分布Sm ijk（t1）を
求める。なお、サマリウム149の毒作用について
は後述する。
算ルーチン１８」 （ステツプ１）……定常出力運転時の出力分布
P゜ijkから初期サマリウム149分布濃度および先行
核のプロメシウム149濃度分布を計算し、炉停止
時刻t0からの炉停止時間Δt後の時刻t0（t1＝t0＋
Δt）におけるサマリウム149分布Sm ijk（t1）を
求める。なお、サマリウム149の毒作用について
は後述する。
（ステツプ２）……標準計算条件である平均出
力発生後の平衡サマリウム濃度での無限増倍率
K〓∞ 0，K〓∞ 1に対する（ステツプ１）で求めたサマリ
ウム149による無限増倍率補正量ΔK∞ snijkを計算
し、記憶する。
力発生後の平衡サマリウム濃度での無限増倍率
K〓∞ 0，K〓∞ 1に対する（ステツプ１）で求めたサマリ
ウム149による無限増倍率補正量ΔK∞ snijkを計算
し、記憶する。
ただし
ΔK∞ sn（ijk）＝fsn（Sm ijk）
ここで、サマリウム149濃度Smに対する無限増
倍率補正量fsm（Sm）は予めオフライン計算によ
り求めておく。
倍率補正量fsm（Sm）は予めオフライン計算によ
り求めておく。
なお、ルーチン５〜８は燃料集合体の取出し、
取替、シヤフリング再装荷、並びに制御棒の取出
し、取替、位置変換等に従つて炉心の領域ijkに
適切に対応させることが必要である。
取替、シヤフリング再装荷、並びに制御棒の取出
し、取替、位置変換等に従つて炉心の領域ijkに
適切に対応させることが必要である。
＊ルーチン９ 「各ノードijkにおける無限増倍
率の計算ルーチン１９」……ルーチン４〜８によ
り求めた各ノードijkにおける無限増倍率および
補正量を合算し、真の無限増倍率KR ∞（ijk）を求
め、記憶する。
率の計算ルーチン１９」……ルーチン４〜８によ
り求めた各ノードijkにおける無限増倍率および
補正量を合算し、真の無限増倍率KR ∞（ijk）を求
め、記憶する。
KR ∞（ｉ，ｊ，ｋ）＝K0 ∞（ｉ，ｊ，ｋ）＋K∞ Xe（ｉ
，
ｊ，ｋ） ＋ΔK∞ sn（ｉ，ｊ，ｋ）＋ΔK∞ B（ｉ，ｊ，ｋ） ＋ΔK∞ 0（ｉ，ｊ，ｋ） ＊ルーチン10 「中性子実増倍率計算ルーチン２
０」……各ノードにおける真の無限増倍率KR ∞
（ijk）を使用し、原子炉体系での中性子実効増倍
率Keffを求める。すなわち 〓2Φ ijk＋B2 ijk・Φ ijk＝０ を解く。
，
ｊ，ｋ） ＋ΔK∞ sn（ｉ，ｊ，ｋ）＋ΔK∞ B（ｉ，ｊ，ｋ） ＋ΔK∞ 0（ｉ，ｊ，ｋ） ＊ルーチン10 「中性子実増倍率計算ルーチン２
０」……各ノードにおける真の無限増倍率KR ∞
（ijk）を使用し、原子炉体系での中性子実効増倍
率Keffを求める。すなわち 〓2Φ ijk＋B2 ijk・Φ ijk＝０ を解く。
ただし
B2ijk＝Ｆ｛KR ∞（ｉ，ｊ，ｋ）、Keff｝
〓2：ラプラシアン
Φijk：ノードｉ，ｊ，ｋにおける中性子束
なお、本ルーチンは従来システムと同一であつ
てもよい。
てもよい。
以下に、各ルーチンについてさらに詳細に説明
する。
する。
キセノン反応度効果計算ルーチン
17……135Xeは最も重要な毒物であり、熱中性
子吸収断面積2.7×106bをもつ非１／Ｖ吸収体で
ある。135Xeは次の過程で生成する。
子吸収断面積2.7×106bをもつ非１／Ｖ吸収体で
ある。135Xeは次の過程で生成する。
135Teおよび135Ｘの半減期は短いので135Ｉが核
分裂により直接生成され、135Xeに壊変すると近似
できる。
分裂により直接生成され、135Xeに壊変すると近似
できる。
135Ｉの生成、消減を表わす微分方程式は
dI(t)／dt＝γ(I)ΣtΦ(t)−λ(I)Ｉ(t)
γ(I)は135Ｉの核分裂収率である。135Ｉが中性子
を吸収して消滅する割合は小さいので無視してあ
る。一方、135Xeの生成、消滅を表わす微分方程式
は dX(t)／dt＝λ(I)Ｉ(t)＋γ(X)ΣtΦ(t)−λ(X)Ｘ(t)−
σa(X)Φ(t) Ｘ(t) ここでγ(X)は135Xeの核分裂収率、σa(X)は135Xe
の中性子吸収断面積である。
を吸収して消滅する割合は小さいので無視してあ
る。一方、135Xeの生成、消滅を表わす微分方程式
は dX(t)／dt＝λ(I)Ｉ(t)＋γ(X)ΣtΦ(t)−λ(X)Ｘ(t)−
σa(X)Φ(t) Ｘ(t) ここでγ(X)は135Xeの核分裂収率、σa(X)は135Xe
の中性子吸収断面積である。
上記微分方程式を解くことによりＸ(t)，Ｉ(t)を
求める。この計算は座標（ｉ，ｊ，ｋ）ごとに行
い無限増倍率補正量ΔK∞ Xe ijkを計算する。
求める。この計算は座標（ｉ，ｊ，ｋ）ごとに行
い無限増倍率補正量ΔK∞ Xe ijkを計算する。
ΔK∞ Xe（ijk）＝fxe（Xe ijk）
第４図は運転中および炉停止後の135Xeの吸収
反応度の変化を示すもので、，，は運転中
の中性子束レベルがそれぞれ2.7×1013，5.4×
1013，2.7×1014（ｎ／cm2・sec）であつた場合の炉
停止後のキセノン135反応度の変化を表わしてい
る。約70時間でキセノン135反応度はピークとな
り、約150時間後にはキセノンフリーとなる。
反応度の変化を示すもので、，，は運転中
の中性子束レベルがそれぞれ2.7×1013，5.4×
1013，2.7×1014（ｎ／cm2・sec）であつた場合の炉
停止後のキセノン135反応度の変化を表わしてい
る。約70時間でキセノン135反応度はピークとな
り、約150時間後にはキセノンフリーとなる。
従来の法ではキセノンフリーを標準条件として
おり、炉停止後150時間以前での中性子実効増倍
率計算には大幅な計算誤差が生じていたが、以上
の方法により計算精度を向上することができる。
おり、炉停止後150時間以前での中性子実効増倍
率計算には大幅な計算誤差が生じていたが、以上
の方法により計算精度を向上することができる。
サマリウム反応度効果計算ルーチン１８……
１４９Smは、熱中性子吸収断面積4.8×104bをもつ非
１／Ｖ吸収体である。149Smの毒作用は135Xeより
弱いが、安定同位体であるため自然壊変がなく、1
３５Xeとは変化の様相が異なる。149Smは次の過程
で生成する。
１４９Smは、熱中性子吸収断面積4.8×104bをもつ非
１／Ｖ吸収体である。149Smの毒作用は135Xeより
弱いが、安定同位体であるため自然壊変がなく、1
３５Xeとは変化の様相が異なる。149Smは次の過程
で生成する。
149Nbの半減期が短いので、149Pmは核分裂によ
つて直接生成すると近似できる。149Pmの生成、
消滅を表わす微分方程式は次の通りである。
つて直接生成すると近似できる。149Pmの生成、
消滅を表わす微分方程式は次の通りである。
dP(t)／dt＝γ(p)ΣtΦ(t)−λ(p)Ｐ(t)
γ(p)は149Pmの核分裂収率である。149Pmが中性
子を吸収して消滅する割合は小さいので無視して
ある。
子を吸収して消滅する割合は小さいので無視して
ある。
149Smの生成、消滅を表わす微分方程式は次の
通りである。
通りである。
dS(t)／dt＝λ(p)Ｐ(t)−σa(s)Φ(t)Ｓ(t)
上記微分方程式を解くことによりＳ(t)，Ｐ(t)を
求める。この計算は座標（ｉ，ｊ，ｋ）ごとに行
い無限増倍率補正量ΔK∞ sn ijkを計する。
求める。この計算は座標（ｉ，ｊ，ｋ）ごとに行
い無限増倍率補正量ΔK∞ sn ijkを計する。
ΔK∞ sn （ljk）＝fsm（Sijk）
第５図は原子炉運転中、原子炉停止後および再
起動後の149Smの変化を示すものである。149Sm濃
度の炉停止後の増大および再起動直後の急減は13
５Xeの場合と同様の理由によるものであるが、149
Smは自然壊変がないために、炉停止後は再起動
まで単調増大をつづける。図中，，は運転
中の中性子束レベルがそれぞれ2.7×1013，5.4×
1013，2.7×1014（ｎ／cm2・sec）であつた場合のサ
マリウム149の反応度変化を表わしている。キセ
ノン135と異なり前サイクル末期での出力分布の
履歴が次サイクルの炉心にまで影響を及ぼすこと
がわかる。
起動後の149Smの変化を示すものである。149Sm濃
度の炉停止後の増大および再起動直後の急減は13
５Xeの場合と同様の理由によるものであるが、149
Smは自然壊変がないために、炉停止後は再起動
まで単調増大をつづける。図中，，は運転
中の中性子束レベルがそれぞれ2.7×1013，5.4×
1013，2.7×1014（ｎ／cm2・sec）であつた場合のサ
マリウム149の反応度変化を表わしている。キセ
ノン135と異なり前サイクル末期での出力分布の
履歴が次サイクルの炉心にまで影響を及ぼすこと
がわかる。
従来の方法では、平均出力密度（約４×
1013n／cm2・sec）で運転された後、平衡サマリウ
ム濃度となつている状態を標準条件としている。
従つて、炉停止直前での出力分布のピーキング
（中性子レベルが異なる原因）により反応度計算
誤差を生じていたが、本方法ではそのようなこと
がなく、計算精度を向上することができる。
1013n／cm2・sec）で運転された後、平衡サマリウ
ム濃度となつている状態を標準条件としている。
従つて、炉停止直前での出力分布のピーキング
（中性子レベルが異なる原因）により反応度計算
誤差を生じていたが、本方法ではそのようなこと
がなく、計算精度を向上することができる。
以上のように、本発明では原子炉停止中のあら
ゆる状態での中性子実効増倍率を高精度に計算す
ることが可能となり、原子炉停止余裕の確保、臨
界制御棒パターンの予測等における精度を向上さ
せることができる。
ゆる状態での中性子実効増倍率を高精度に計算す
ることが可能となり、原子炉停止余裕の確保、臨
界制御棒パターンの予測等における精度を向上さ
せることができる。
すなわち、本発明により精度の向上を期待でき
る計算可能炉心状態および項目は次の通りであ
る。
る計算可能炉心状態および項目は次の通りであ
る。
＊計算可能炉心状態
炉停止直後におけるキセノン反応度の大幅変
化時 燃料移動中（炉心に燃料が一部挿入されてい
ない場合でも可能） 燃料移動完了後 すなわち炉停止後、定検中および定検後のいか
なる炉心状態においても、運転履歴を考慮するこ
とが可能となつた。
化時 燃料移動中（炉心に燃料が一部挿入されてい
ない場合でも可能） 燃料移動完了後 すなわち炉停止後、定検中および定検後のいか
なる炉心状態においても、運転履歴を考慮するこ
とが可能となつた。
＊改良項目
キセノン反応度効果
サマリウム反応度効果
燃料製造実績値（核分裂物質の存在量、反応
度寄与物質等） 制御棒製造実績、照射実績 以上の項目に関し、オフライン計算により無限
増倍率K∞（Ｅ，Ｖ）を計算した時のノミナル条件
（寸法・形状、構成材料の濃度、運転条件）と現
実の炉心状態が異なつていることの反応度補正が
可能となつた。
度寄与物質等） 制御棒製造実績、照射実績 以上の項目に関し、オフライン計算により無限
増倍率K∞（Ｅ，Ｖ）を計算した時のノミナル条件
（寸法・形状、構成材料の濃度、運転条件）と現
実の炉心状態が異なつていることの反応度補正が
可能となつた。
第１図は沸騰水型原子力発電プラントの概略構
成図、第２図は炉心の構成を示す平面図、第３図
は計算仮定を示す流れ図、第４はキセノンの吸収
反応度の変化を示す線図、第５図はサマリウム吸
収反応度の変化を示す線図である。 １……原子炉圧力容器、２……炉心、３……制
御棒、４……燃料集合体、５……LPRM、６…
…プロセス計算機、１１〜２０……計算・処理ル
ーチン。
成図、第２図は炉心の構成を示す平面図、第３図
は計算仮定を示す流れ図、第４はキセノンの吸収
反応度の変化を示す線図、第５図はサマリウム吸
収反応度の変化を示す線図である。 １……原子炉圧力容器、２……炉心、３……制
御棒、４……燃料集合体、５……LPRM、６…
…プロセス計算機、１１〜２０……計算・処理ル
ーチン。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 炉心の各ノードにおける燃焼度、ボイド率履
歴および制御棒の有無から炉心に装荷された各燃
料集合体の無限増倍率を算出する無限増倍率演算
手段１４と、 前記燃料集合体の設計値または標準条件からの
差異に基づく反応度補正量を算出する第１の反応
度補正量演算手段１５と、 前記制御棒の設計値または標準条件からの差異
に基づく反応度補正量を算出する第２の反応度補
正量演算手段と１６、 原子炉の定常出力運転時における初期キセノン
濃度分布および先行核のよう素濃度分布から炉停
止後のキセノン濃度分布を求め、この炉停止後の
キセノン濃度分布からキセノンによる無限増倍率
補正量を算出する非定常キセノン反応度効果演算
手段１７と、 原子炉の定常出力運転時における初期サマリウ
ム濃度分布および先行核のプロメシウム濃度分布
から炉停止後のサマリウム濃度分布を求め、この
炉停止後のサマリウム濃度分布からサマリウムに
よる無限増倍率補正量を算出する非定常サマリウ
ム反応度効果演算手段１８と、 前記無限増倍率演算手段、第１の反応度補正量
演算手段、第２の反応度補正量演算手段、非定常
キセノン反応度効果演算手段および非定常サマリ
ウム反応度効果演算手段の各算出値を合算して各
ノードにおける真の無限増倍率を求め、この各ノ
ードにおける真の無限増倍率から炉心の中性子実
効増倍率を算出する中性子実効倍率演算手段１
９，２０と を具備したことを特徴とするプロセス計算機。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59267161A JPS61144595A (ja) | 1984-12-18 | 1984-12-18 | プロセス計算機 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59267161A JPS61144595A (ja) | 1984-12-18 | 1984-12-18 | プロセス計算機 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS61144595A JPS61144595A (ja) | 1986-07-02 |
| JPH0473560B2 true JPH0473560B2 (ja) | 1992-11-24 |
Family
ID=17440939
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP59267161A Granted JPS61144595A (ja) | 1984-12-18 | 1984-12-18 | プロセス計算機 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS61144595A (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2809739B2 (ja) * | 1989-09-07 | 1998-10-15 | 株式会社東芝 | 臨界防止装置 |
| US7532698B2 (en) * | 2006-11-29 | 2009-05-12 | Global Nuclear Fuel - Americas, Llc | Systems and methods of predicting a critical effective k for a nuclear reactor |
| JP6427015B2 (ja) * | 2015-01-26 | 2018-11-21 | 原子燃料工業株式会社 | 原子炉長期停止時の炉心特性評価及びそのシステム |
-
1984
- 1984-12-18 JP JP59267161A patent/JPS61144595A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS61144595A (ja) | 1986-07-02 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| EXPY | Cancellation because of completion of term |