JP2014163803A - 反応度温度係数推定装置及び方法 - Google Patents

Abstract

【課題】反応度温度係数推定装置及び方法において、高精度な反応度温度係数を容易に求めることができる。
【解決手段】炉心６４の全反応度を、制御棒位置変化による反応度変化と、ホウ素濃度変化による反応度変化と、核分裂生成物濃度変化による反応度変化と、ドップラ係数と燃料温度変化の積と、減速材温度係数と減速材温度変化の積の合計値となる全反応度バランス方程式を構成する全反応度バランス方程式構成部９５と、全反応度バランス方程式を用いて炉心６４の全反応度が０となることを満足するようにドップラ係数と減速材温度係数を規定する反応度温度係数規定部９６とを設ける。
【選択図】図１

Description

本発明は、原子炉の反応度に起因する反応度温度係数を推定する反応度温度係数推定装置及び反応度温度係数推定方法に関するものである。

従来、反応度温度係数として、減速材の温度係数を測定するものとしては、例えば、下記特許文献１に記載されたものがある。この特許文献１に記載された減速材の温度係数測定装置及び方法は、原子炉の熱出力が一定となるように制御し、制御棒の挿入前後における反応度の変化量と、熱出力が一定となった状態での制御棒の挿入前後における平均温度の変化量とに基づいて減速材の温度係数を算出するものである。

特開２０１２−０９３１４０号公報

ところが、従来の減速材の温度係数測定装置及び方法にて、測定される原子炉のノイズ信号には種々の雑音成分が含まれており、このノイズ信号から有効成分だけを抽出することは困難である。そして、減速材の温度係数を算出するとき、中性子検出器が検出した中性子の時系列データから所定の計算プログラムにより原子炉の反応度を計算し、その変化量を求めている。この場合、中性子の時系列データを原子炉の反応度に変換するとき、高精度な変換精度を確保するために非常に詳細な炉出力応答を測定する必要があり、処理が複雑なものとなってしまう。

本発明は上述した課題を解決するものであり、高精度な反応度温度係数を容易に求めることが可能な反応度温度係数推定装置及び方法を提供することを目的とする。

上記の目的を達成するための本発明の反応度温度係数推定装置は、炉心の全反応度を、制御棒位置変化による反応度変化と、ホウ素濃度変化による反応度変化と、核分裂生成物濃度変化による反応度変化と、ドップラ係数と燃料温度変化の積と、減速材温度係数と減速材温度変化の積の合計値となる全反応度バランス方程式を構成する全反応度バランス方程式構成部と、全反応度バランス方程式を用いて前記炉心の全反応度が０となることを満足するようにドップラ係数と減速材温度係数を規定する反応度温度係数規定部と、を有することを特徴とするものである。

原子炉の運転中における制御棒位置の操作による反応度の変化量は、その操作パターンにより事前評価が可能であり、原子炉の運転中におけるホウ素濃度と核分裂生成物濃度の調整による反応度の変化量は、原子炉出力により事前評価が可能である。そのため、全反応度バランス方程式を用い、炉心の全反応度が０となることを満足するようなドップラ係数と減速材温度係数を規定すればよい。そして、この場合、全反応度を０としてドップラ係数と減速材温度係数を求めることから、検出値の時系列データから所定の計算プログラムにより全反応度を計算する必要はない。その結果、処理を複雑化することなく高精度な反応度温度係数を容易に求めることができる。

本発明の反応度温度係数推定装置では、前記全反応度バランス方程式構成部は、前記炉心の熱出力変化量に基づいてドップラ係数を推定するドップラ係数推定部を有することを特徴としている。

従って、ドップラ係数は、測定不能な燃料温度に基づいて求めるものであるが、燃料温度と相関関係にある炉心の熱出力変化量に基づいてこのドップラ係数を推定することで、簡単、且つ、高精度にドップラ係数を推定することができる。

本発明の反応度温度係数推定装置では、前記全反応度バランス方程式構成部は、減速材温度変化量に基づいて等温温度係数を求め、この等温温度係数からドップラ係数を減算して減速材温度係数を推定する減速材温度係数推定部を有することを特徴としている。

従って、高精度にドップラ係数を推定することができることから、減速材温度変化量に基づいて等温温度係数を求め、この等温温度係数からドップラ係数を減算して減速材温度係数を推定することで、この減速材温度係数を高精度に推定することができる。

本発明の反応度温度係数推定装置は、前記反応度温度係数規定部は、ドップラ係数と減速材温度係数の各時系列データに基づいて最小自乗フィティング法によりドップラ係数と減速材温度係数を規定することを特徴としている。

従って、ドップラ係数と減速材温度係数を高精度に規定することができる。

また、本発明の反応度温度係数推定方法は、炉心の全反応度を、制御棒位置変化による反応度変化と、ホウ素濃度変化による反応度変化と、核分裂生成物の濃度変化による反応度変化と、ドップラ係数と燃料温度変化の積と、減速材温度係数と減速材温度変化の積の合計値となる全反応度バランス方程式を構成する工程と、全反応度バランス方程式を用いて前記炉心の全反応度が０となることを満足するようにドップラ係数と減速材温度係数を規定する工程と、を有することを特徴とするものである。

従って、全反応度バランス方程式を用い、炉心の全反応度が０となることを満足するようなドップラ係数と減速材温度係数を規定すればよく、全反応度を０としてドップラ係数と減速材温度係数を求めることから、検出値の時系列データから所定の計算プログラムにより全反応度を計算する必要はなく、その結果、処理を複雑化することなく高精度な反応度温度係数を容易に求めることができる。

本発明の反応度温度係数推定方法では、原子炉のステムフリーテスト時に行うことを特徴としている。

従って、原子炉のステムフリーテスト時に反応度温度係数を推定することで、別途、原子炉の出力を変動させる必要はなく、容易に反応度温度係数推定を実施することができる。

本発明の反応度温度係数推定装置及び方法によれば、全反応度バランス方程式を用いて炉心の全反応度が０となることを満足するようにドップラ係数と減速材温度係数を規定するので、処理を複雑化することなく高精度な反応度温度係数を容易に求めることができる。

図１は、本発明の一実施例に係る反応度温度係数推定装置が適用される原子炉の構成を表す概略図である。 図２は、原子炉の制御要素の変化状態を表すグラフである。 図３は、原子力発電プラントの概略構成図である。

以下に添付図面を参照して、本発明に係る反応度温度係数推定装置及び方法の好適な実施例を詳細に説明する。なお、この実施例により本発明が限定されるものではなく、また、実施例が複数ある場合には、各実施例を組み合わせて構成するものも含むものである。

図３は、原子力発電プラントの概略構成図である。

本実施例の原子炉は、軽水を原子炉冷却材及び中性子減速材として使用し、炉心全体にわたって沸騰しない高温高圧水とし、この高温高圧水を蒸気発生器に送って熱交換により蒸気を発生させ、この蒸気をタービン発電機へ送って発電する加圧水型原子炉（ＰＷＲ：Pressurized Water Reactor）である。

本実施例の加圧水型原子炉を有する原子力発電プラントにおいて、図３に示すように、原子炉格納容器１１は、内部に加圧水型原子炉１２及び蒸気発生器１３が格納されており、この加圧水型原子炉１２と蒸気発生器１３とは高温側送給配管１４と低温側送給配管１５を介して連結されており、高温側送給配管１４に加圧器１６が設けられ、低温側送給配管１５に一次冷却水ポンプ１７が設けられている。この場合、減速材及び一次冷却水（冷却材）として軽水を用い、炉心部における一次冷却水の沸騰を抑制するために、一次冷却系統は加圧器１６により１５０〜１６０気圧程度の高圧状態を維持するように制御している。

従って、加圧水型原子炉１２にて、燃料（原子燃料）としてウランまたはガドリニア入りウランまたはＭＯＸにより一次冷却水として軽水が加熱され、高温の一次冷却水が加圧器１６により所定の高圧に維持された状態で、高温側送給配管１４を通して蒸気発生器１３に送られる。この蒸気発生器１３では、高温高圧の一次冷却水と二次冷却水との間で熱交換が行われ、冷やされた一次冷却水は低温側送給配管１５を通して加圧水型原子炉１２に戻される。

蒸気発生器１３は、加熱された二次冷却水、つまり、蒸気を送給する配管３１を介して蒸気タービン３２と連結されており、この配管３１に主蒸気隔離弁３３が設けられている。蒸気タービン３２は、高圧タービン３４と低圧タービン３５を有すると共に、発電機（発電装置）３６が接続されている。また、高圧タービン３４と低圧タービン３５は、その間に湿分分離加熱器３７が設けられており、配管３１から分岐した冷却水分岐配管３８が湿分分離加熱器３７に連結される一方、高圧タービン３４と湿分分離加熱器３７は低温再熱管３９により連結され、湿分分離加熱器３７と低圧タービン３５は高温再熱管４０により連結されている。

更に、蒸気タービン３２の低圧タービン３５は、復水器４１を有しており、この復水器４１は、配管３１からバイパス弁４２を有するタービンバイパス配管４３が接続されると共に、冷却水（例えば、海水）を給排する取水管４４及び排水管４５が連結されている。この取水管４４は、循環水ポンプ４６を有し、排水管４５と共に他端部が海中に配置されている。

そして、この復水器４１は、配管４７が接続されており、復水ポンプ４８、グランドコンデンサ４９、復水脱塩装置５０、復水ブースタポンプ５１、低圧給水加熱器５２が接続されている。また、配管４７は、脱気器５３が連結されると共に、主給水ポンプ５４、高圧給水加熱器５５、主給水制御弁５６が設けられている。

従って、蒸気発生器１３にて、高温高圧の一次冷却水と熱交換を行って生成された蒸気は、配管３１を通して蒸気タービン３２（高圧タービン３４から低圧タービン３５）に送られ、この蒸気により蒸気タービン３２を駆動して発電機３６により発電を行う。このとき、蒸気発生器１３からの蒸気は、高圧タービン３４を駆動した後、湿分分離加熱器３７で蒸気に含まれる湿分が除去されると共に加熱されてから低圧タービン３５を駆動する。そして、蒸気タービン３２を駆動した蒸気は、復水器４１で海水を用いて冷却されて復水となり、グランドコンデンサ４９、復水脱塩装置５０、低圧給水加熱器５２、脱気器５３、高圧給水加熱器５５などを通して蒸気発生器１３に戻される。

このように構成された加圧水型原子炉１２にて、図１に示すように、原子炉容器６１は、一次冷却水としての軽水（冷却材、減速材）を供給する入口ノズル６２と、この軽水を排出する出口ノズル６３が形成され、入口ノズル６２に高温側送給配管１４が連結され、出口ノズル６３に低温側送給配管１５が連結されている。

原子炉容器６１は、内部に炉心６４が設けられており、この炉心６４は、複数の燃料集合体（燃料棒）６５により構成されている。また、炉心６４は、燃料集合体６５の間に複数の制御棒６６が配置されている。この各制御棒６６は、原子炉容器６１の上部に配置された制御棒駆動装置６７により上下移動可能となっている。この制御棒駆動装置６７は、制御棒６６炉心６４に対して抜き差しすることで、原子炉出力を制御することができる。

また、高温側送給配管１４は、ホウ酸水供給ライン６８を介してホウ酸水タンク６９が連結されると共に、純水供給ライン７０を介して純水タンク７１が連結されている。そして、ホウ酸水供給ライン６８と純水供給ライン７０に流量調整弁７２，７３が設けられている。

従って、制御装置７４は、制御棒駆動装置６７を駆動制御し、燃料集合体６５から制御棒６６を抜き差しすることで、炉心６４内での核分裂を調整する。即ち、燃料集合体６５を構成する原子燃料が核分裂することで中性子を放出し、軽水が放出された高速中性子の運動エネルギを低下させて熱中性子とし、新たな核分裂を起こしやすくすると共に、発生した熱を奪って冷却する。この場合、制御装置７４は、制御棒駆動装置６７により制御棒６６を全て燃料集合体６５に挿入することで、原子炉を停止することができる。

また、制御装置７４は、流量調整弁７２，７３を開閉制御することで、炉心６４におけるホウ素濃度を調整可能となっている。即ち、流量調整弁７２を開放して原子炉容器６１内にホウ酸水を注入することで、炉内の軽水におけるホウ素濃度を高くすることができる。一方、流量調整弁７３を開放して原子炉容器６１内に純水を注入することで、炉内の軽水におけるホウ素濃度を低くすることができる。

また、原子炉容器６１は、下部に複数の計装管台（図示略）が設けられ、中性子束を測定可能な中性子束検出器８１がこの計装管台を通して原子炉容器６１内に挿入され、炉心６４内に配置されている。この中性子束検出器８１は、測定した中性子束（検出器応答）を制御装置７４に出力している。

原子炉容器６１は、上部に制御棒６６の位置を検出する制御棒位置検出センサ８２が設けられている。この制御棒位置検出センサ８２は、検出した制御棒６６の位置を制御装置７４に出力している。入口ノズル６２（高温側送給配管１４）と出口ノズル６３（低温側送給配管１５）は、流通する軽水の温度（減速材の温度）を測定する温度センサ８３，８４が設けられている。この温度センサ８３，８４は、検出した軽水の温度を制御装置７４に出力している。また、出口ノズル６３（低温側送給配管１５）は、流通する軽水におけるホウ素の濃度を測定する濃度センサ８５が設けられている。この濃度センサ８５は、検出した軽水のホウ素濃度を制御装置７４に出力している。

制御装置７４は、反応度温度係数推定装置９１が接続されている。この反応度温度係数推定装置９１は、キセノン濃度推定部９２と、ドップラ係数推定部９３と、減速材温度係数推定部９４と、全反応度バランス方程式構成部９５と、反応度温度係数規定部９６を有している。

全反応度バランス方程式構成部９５は、炉心６４の全反応度を、制御棒位置変化による反応度変化と、ホウ素濃度変化による反応度変化と、キセノン濃度（核分裂生成物濃度）変化による反応度変化と、ドップラ係数（燃料温度温度係数）と燃料温度変化の積と、減速材温度係数と減速材温度変化の積の合計値となる全反応度バランス方程式を構成する。反応度温度係数規定部９６は、この全反応度バランス方程式を用いて炉心６４の全反応度が０となることを満足するようにドップラ係数と減速材温度係数を規定する。

即ち、反応度温度係数推定装置９１による反応度温度係数推定方法は、炉心６４の全反応度を、制御棒位置変化による反応度変化と、ホウ素濃度変化による反応度変化と、核分裂生成物の濃度変化による反応度変化と、ドップラ係数と燃料温度変化の積と、減速材温度係数と減速材温度変化の積の合計値となる全反応度バランス方程式を構成する工程と、全反応度バランス方程式を用いて炉心６４の全反応度が０となることを満足するようにドップラ係数と減速材温度係数を規定する工程とを有している。

そして、この反応度温度係数推定方法は、加圧水型原子炉１２のステムフリーテスト時に行う。加圧水型原子炉１２を有する原子力発電プラントでは、各種の弁などのスティクを防止すると共に、この各弁が異常なく作動することを確認するため、負荷運転中に、定期的に各弁の開閉を行う必要があり、この各弁の開閉確認作業をステムフリーテストと称している。

以下、反応度温度係数推定装置９１による反応度温度係数推定方法について、具体的に説明する。

加圧水型原子炉１２は、制御棒位置、ホウ素濃度、キセノン濃度、ドップラ係数、減速材温度係数の変化により炉心６４の反応度が変動する。

制御装置７４は、制御棒駆動装置６７を駆動制御することで、燃料集合体６５に対して制御棒６６を抜き差して炉心６４の反応度を調整している。制御棒位置検出センサ８２は、この制御棒６６の位置を検出して制御装置７４に出力する。反応度温度係数推定装置９１は、制御装置７４から制御棒位置検出センサ８２の検出結果（制御棒位置）が入力される。

また、制御装置７４は、流量調整弁７２，７３を開閉制御することで、軽水（減速材）に対するホウ素濃度を調整して炉心６４の反応度を調整している。濃度センサ８５は、この軽水に対するホウ素濃度を検出して制御装置７４に出力する。反応度温度係数推定装置９１は、制御装置７４から濃度センサ８５の検出結果（ホウ素濃度）が入力される。

核分裂生成物は、炉心６４で、核分裂によってできた核種、または、そのような核種（核分裂片）から放射性の崩壊によってできた核種である。キセノンは、核分裂生成物であり、キセノン濃度は、加圧水型原子炉１２の出力に応じて変動することから、炉心６４における制御棒位置とホウ素濃度から推定することができる。即ち、反応度温度係数推定装置９１は、制御棒位置とホウ素濃度から推定するキセノン濃度推定部９２を有している。なお、このキセノン濃度は、核分裂生成物濃度であることから、キセノン（Ｘｅ）の濃度に限定されるものではなく、例えば、クリプトン（Ｋｒ）、ストロンチウム（Ｓｒ）、セシウム（Ｃｓ）、サマリウム（Ｓｍ）などの濃度であってもよい。

ドップラ係数は、核燃料のドップラ効果を量的に表すものであり、燃料（燃料集合体６５）の温度が単位温度上昇したときの反応度変化の割合を示す反応度温度係数である。加圧水型原子炉１２の出力が上昇して燃料温度が上昇すると、燃料中のウランがより多くの中性子を吸収して核分裂を引き起す中性子数を減少させ、加圧水型原子炉１２の出力を下げる働き（ドップラ効果）をする。ドップラ係数は、このドップラ効果の量的な割合である。但し、ドップラ係数は、燃料温度に基づいて算出するものであるが、この燃料温度は、測定不能である。

減速材温度係数は、軽水（減速材）の温度変化による実効増倍率の変化の割合を示す反応度温度係数である。軽水の温度が変化すると、軽水の密度が変化して中性子のエネルギが変化することで実効増倍率が変化する。軽水の温度が上昇して密度が低下すると、中性子の減速効果が小さくなって実効増倍率が小さくなる一方、軽水中のホウ素の密度も減少することで中性子の吸収が減少して実効増倍率は大きくなる。即ち、減速材温度係数は、ホウ素濃度が高くなるほど正側に移行する。なお、燃料温度が上昇すると、ドップラ効果により炉心６４の実効増倍率は下がり、ドップラ係数は負となる。この減速材温度係数は、入口ノズル６２に設けられた温度センサ８３と、出口ノズル６３に設けられた温度センサ８４が測定した軽水の温度（減速材の温度）に基づいて、制御装置７４が算出する。

上述したように、炉心６４の全反応度は、制御棒位置とホウ素濃度とキセノン濃度とドップラ係数と減速材温度係数の合計値となる。全反応度バランス方程式構成部９５は、下記の数式（１）に表す全反応度バランス方程式を構成する。
δρ（ｔ）＝δρ_Ｃ（ｔ）＋δρ_Ｂ（ｔ）＋δρ_Ｘｅ（ｔ）
＋αｆ（Ｔｆ（ｔ）−Ｔｆ_０）
＋α_ＭＴＣ（Ｔ_Ｃａｖ（ｔ）−Ｔ_Ｃａｖ_０）・・・（１）

即ち、全反応度バランス方程式構成部９５は、炉心６４の熱出力変化量に基づいてドップラ係数を推定するドップラ係数推定部９３を有している。また、全反応度バランス方程式構成部９５は、減速材温度変化量に基づいて等温度係数を求め、この等温度係数からドップラ係数を減算して減速材温度係数を推定する減速材温度係数推定部９４を有している。そして、反応度温度係数規定部９６は、ドップラ係数と減速材温度係数の各時系列データに基づいて最小自乗フィティング法によりドップラ係数と減速材温度係数を規定している。

なお、全反応度：δρ（ｔ）、制御棒位置変化による反応度変化：δρ_Ｃ（ｔ）、ホウ素濃度変化による反応度変化：δρ_Ｂ（ｔ）、キセノン濃度変化による反応度変化：δρ_Ｘｅ（ｔ）、ドップラ係数：αｆ、減速材温度係数：α_ＭＴＣである。また、Ｔｆ（ｔ）は、現在の燃料温度、Ｔｆ_０は、基準燃料温度、Ｔ_Ｃａｖ（ｔ）は、現在の減速材平均温度、Ｔ_Ｃａｖ_０は、基準減速材平均温度である。

加圧水型原子炉１２の稼働中、制御棒位置変化による反応度変化、ホウ素濃度変化による反応度変化、キセノン濃度変化による反応度変化、ドップラ係数、減速材温度係数は変動するものの、加圧水型原子炉１２の出力が変化しても、全反応度の変化は他の反応度係数の変化に比べて十分に小さいことから、実質的に０と近似することができる。図２に示すように、加圧水型原子炉１２の稼働中に出力が変化すると、制御棒位置、ホウ素濃度、キセノン濃度、ドップラ係数、減速材温度係数が変化するが、全反応度はほぼ変化しない。

そのため、全反応度バランス方程式にて、左辺の全反応度δρ（ｔ）＝０と規定することができる。そして、全反応度バランス方程式にて、右辺の制御棒位置変化による反応度変化δρ_Ｃ（ｔ）とホウ素濃度変化による反応度変化δρ_Ｂ（ｔ）とキセノン濃度変化による反応度変化δρ_Ｘｅ（ｔ）は、上述したように、事前に評価することが可能である。また、減速材温度Ｔ_Ｃａｖ（ｔ）は、軽水温度を測定することで求めることができる。但し、燃料温度Ｔｆ（ｔ）は測定不能であることから求めることができない。そのため、以下の手法で燃料温度Ｔｆ（ｔ）を推定する。

燃料温度の方程式は、下記数式（２）のようなランプモデルとして表すことができる。ここで、Ｍｆは燃料重量、Ｃｆは燃料の比熱、Ｐ（ｔ）は炉心６４の熱出力、Ａは燃料の伝達面積、ｈｆ_Ｃは総括熱伝達係数である。
ＭｆＣｆ（ｄＴｆ（ｔ）／ｄｔ）＝
Ｐ（ｔ）−Ａｈｆ_Ｃ（Ｔｆ（ｔ）−Ｔ_Ｃａｖ（ｔ））・・・（２）

加圧水型原子炉１２の稼働中における応答が緩慢であることから、準静的近似を適用すると、燃料温度の時間微分項（ｄＴｆ（ｔ）／ｄｔ）は、０に近似することができる。従って、燃料温度の方程式を下記数式（３）のように書き換えることができる。
Ｐ（ｔ）＝Ａｈｆ_Ｃ（Ｔｆ（ｔ）−Ｔ_Ｃａｖ（ｔ））・・・（３）
この数式（３）を数式（４）に書き換える。
Ｔｆ（ｔ）−Ｔｆ_０＝
Ｔ_Ｃａｖ（ｔ）−Ｔ_Ｃａｖ_０＋（１／Ａｈｆ_Ｃ）（Ｐ（ｔ）−Ｐ_０）・・・（４）

そして、この数式を全反応度δρ（ｔ）＝０として上述した全反応度バランス方程式の数式（１）に代入すると、下記数式（５）の全反応度バランス方程式が構成される。
δρ_Ｃ（ｔ）＋δρ_Ｂ（ｔ）＋δρ_Ｘｅ（ｔ）
＋（αｆ／Ａｈｆ_Ｃ）（Ｐ（ｔ）−Ｐ_０）
＋α_ＩＴＣ（Ｔ_Ｃａｖ（ｔ）−Ｔ_Ｃａｖ_０）＝０・・・（５）

ここでは、測定できない燃料温度Ｔｆ（ｔ）の代わりに炉心６４の熱出力Ｐ（ｔ）を用いている。また、ここでは、減速材温度係数α_ＭＴＣを等温温度係数α_ＩＴＣとしている。この等温温度係数α_ＩＴＣは、ドップラ係数αｆから減速材温度係数α_ＭＴＣを減算したものである。

そして、反応度温度係数規定部９６は、この全反応度バランス方程式の数式（５）に基づいて算出されたドップラ係数と減速材温度係数の各時系列データに基づいて最小自乗フィティング法によりドップラ係数と減速材温度係数を規定する。即ち、制御棒位置とホウ素濃度とキセノン濃度は、各種検出値に基づいて求められるものであり、ドップラ係数と減速材温度係数が未知数であり、炉心６４の熱出力や軽水の温度に基づいて推定されたものである。そして、制御棒位置変化による反応度変化と、ホウ素濃度変化による反応度変化と、キセノン濃度変化による反応度変化と、ドップラ係数と燃料温度変化の積と、減速材温度係数と減速材温度変化の積の合計値である全反応度が０と規定されることから、推定したドップラ係数と減速材温度係数を複数の時系列データに基づいて最小自乗フィティング法により算出する。この場合、反応度を高精度に評価する必要がないことから、測定データのサンプリング周期は荒くてもよく、例えば、１０秒程度としてもよい。

このように本実施例の反応度温度係数推定装置９１にあっては、炉心６４の全反応度を、制御棒位置変化による反応度変化と、ホウ素濃度変化による反応度変化と、核分裂生成物濃度変化による反応度変化と、ドップラ係数と燃料温度変化の積と、減速材温度係数と減速材温度変化の積の合計値となる全反応度バランス方程式を構成する全反応度バランス方程式構成部９５と、全反応度バランス方程式を用いて炉心６４の全反応度が０となることを満足するようにドップラ係数と減速材温度係数を規定する反応度温度係数規定部９６とを設けている。

加圧水型原子炉１２の運転中における制御棒位置の操作による反応度の変化量は、その操作パターンにより事前評価が可能であり、原子炉運転中におけるホウ素濃度と核分裂生成物濃度の調整による反応度の変化量は、原子炉出力により事前評価が可能である。そのため、全反応度バランス方程式を用い、炉心６４の全反応度が０となることを満足するようなドップラ係数と減速材温度係数を規定すればよい。そして、この場合、全反応度を０としてドップラ係数と減速材温度係数を求めることから、検出値の時系列データから所定の計算プログラムにより全反応度を計算する必要はない。その結果、処理を複雑化することなく高精度な反応度温度係数を容易に求めることができる。

本実施例の反応度温度係数推定装置９１では、全反応度バランス方程式構成部９５は、炉心６４の熱出力変化量に基づいてドップラ係数を推定するドップラ係数推定部９３を有している。従って、ドップラ係数は、測定不能な燃料温度に基づいて求めるものであるが、燃料温度と相関関係にある炉心６４の熱出力変化量に基づいてこのドップラ係数を推定することで、簡単、且つ、高精度にドップラ係数を推定することができる。

本実施例の反応度温度係数推定装置９１では、全反応度バランス方程式構成部９５は、減速材温度変化量に基づいて等温温度係数を求め、この等温温度係数からドップラ係数を減算して減速材温度係数を推定する減速材温度係数推定部９４を有している。従って、高精度にドップラ係数を推定することができることから、減速材温度変化量に基づいて等温温度係数を求め、この等温温度係数からドップラ係数を減算して減速材温度係数を推定することで、この減速材温度係数を高精度に推定することができる。

本実施例の反応度温度係数推定装置９１では、反応度温度係数規定部９６は、ドップラ係数と減速材温度係数の各時系列データに基づいて最小自乗フィティング法によりドップラ係数と減速材温度係数を規定している。従って、ドップラ係数と減速材温度係数を高精度に規定することができる。

また、本実施例の反応度温度係数推定方法にあっては、炉心６４の全反応度を、制御棒位置変化による反応度変化と、ホウ素濃度変化による反応度変化と、核分裂生成物の濃度変化による反応度変化と、ドップラ係数と燃料温度変化の積と、減速材温度係数と減速材温度変化の積の合計値となる全反応度バランス方程式を構成する工程と、全反応度バランス方程式を用いて炉心６４の全反応度が０となることを満足するようにドップラ係数と減速材温度係数を規定する工程とを有している。

従って、全反応度バランス方程式を用い、炉心６４の全反応度が０となることを満足するようなドップラ係数と減速材温度係数を規定すればよく、全反応度を０としてドップラ係数と減速材温度係数を求めることから、検出値の時系列データから所定の計算プログラムにより全反応度を計算する必要はなく、その結果、処理を複雑化することなく高精度な反応度温度係数を容易に求めることができる。

本実施例の反応度温度係数推定方法では、加圧水型原子炉１２のステムフリーテスト時に行うようにしている。従って、加圧水型原子炉１２のステムフリーテスト時に反応度温度係数を推定することで、別途、炉心６４の出力を変動させる必要はなく、容易に反応度温度係数推定を実施することができる。

１２ 加圧水型原子炉
６１ 原子炉容器
６４ 炉心
６５ 燃料集合体
６６ 制御棒
６７ 制御棒駆動装置
６８ ホウ酸水供給ライン
７０ 純水供給ライン
７４ 制御装置
８１ 中性子束検出器
８２ 制御棒位置検出センサ
８３，８４ 温度センサ
８５ 濃度センサ
９１ 反応度温度係数推定装置
９２ キセノン濃度推定部
９３ ドップラ係数推定部
９４ 減速材温度係数推定部
９５ 全反応度バランス方程式構成部
９６ 反応度温度係数規定部

Claims (6)

1. 炉心の全反応度を、制御棒位置変化による反応度変化と、ホウ素濃度変化による反応度変化と、核分裂生成物濃度変化による反応度変化と、ドップラ係数と燃料温度変化の積と、減速材温度係数と減速材温度変化の積の合計値となる全反応度バランス方程式を構成する全反応度バランス方程式構成部と、全反応度バランス方程式を用いて前記炉心の全反応度が０となることを満足するようにドップラ係数と減速材温度係数を規定する反応度温度係数規定部と、を有することを特徴とする反応度温度係数推定装置。
2. 前記全反応度バランス方程式構成部は、前記炉心の熱出力変化量に基づいてドップラ係数を推定するドップラ係数推定部を有することを特徴とする請求項１に記載の反応度温度係数推定装置。
3. 前記全反応度バランス方程式構成部は、減速材温度変化量に基づいて等温温度係数を求め、この等温温度係数からドップラ係数を減算して減速材温度係数を推定する減速材温度係数推定部を有することを特徴とする請求項２に記載の反応度温度係数推定装置。
4. 前記反応度温度係数規定部は、ドップラ係数と減速材温度係数の各時系列データに基づいて最小自乗フィティング法によりドップラ係数と減速材温度係数を規定することを特徴とする請求項１から３のいずれか一つに記載の反応度温度係数推定装置。
5. 炉心の全反応度を、制御棒位置変化による反応度変化と、ホウ素濃度変化による反応度変化と、核分裂生成物の濃度変化による反応度変化と、ドップラ係数と燃料温度変化の積と、減速材温度係数と減速材温度変化の積の合計値となる全反応度バランス方程式を構成する工程と、
   全反応度バランス方程式を用いて前記炉心の全反応度が０となることを満足するようにドップラ係数と減速材温度係数を規定する工程と、
   を有することを特徴とする反応度温度係数推定方法。
6. 原子炉のステムフリーテスト時に行うことを特徴とする請求項５に記載の反応度温度係数推定方法。

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