JPH0338559B2 - - Google Patents
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- JPH0338559B2 JPH0338559B2 JP56108639A JP10863981A JPH0338559B2 JP H0338559 B2 JPH0338559 B2 JP H0338559B2 JP 56108639 A JP56108639 A JP 56108639A JP 10863981 A JP10863981 A JP 10863981A JP H0338559 B2 JPH0338559 B2 JP H0338559B2
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- estimating
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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
-
- 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
本発明は崩壊熱推定装置に係り、特に原子炉停
止後の炉心全体および燃料集合体毎の崩壊熱の経
時変化を推定する崩壊熱推定装置に関するもので
ある。 従来、崩壊熱は設計時や事故発生後などに必要
に応じてオフライン計算機によつて計算されてい
た。この場合、設計時には計画運転履歴（原子炉
熱出力の経時変化データ）を、また、事故発生時
には実績運転履歴を入力として、下記のようにし
て崩壊熱を計算していた。 まず、崩壊熱の熱源としては、超ウラン元素と
核分裂生成物（FP）を考える。超ウラン元素の
主なるものは 239U、 239Npである。核分裂生成
物としては、約700核種以上あり、このうちの主
要核種は、冷却時間によつて寄与の大きさが異な
るが、 89Rb、 90Rb、 91Sr……など50核種にも
およぶ。さらに、各核種毎に生成崩壊系列を考
え、次式を連立することにより各核種の生成量
Ni（ｔ）を求める。 dNi（ｔ）／dt＝γi・Ｆ（ｔ）＋Σfj→i・λi・
Nj（ｔ）＋ 〓K gk→i・σk・φ（ｔ）・Nk（ｔ） −（λi＋σi・φ（ｔ））Ni（ｔ） ……(1) ここに、 Ｆ（ｔ）；時刻ｔにおける核分裂反応率 γi；核種ｉの核分裂収率 fj→i；核種ｊの単位崩壊当りの核種ｉの生成量 λi；核種ｉの崩壊定数で、半減期をTiで表したと
き、λi＝0.693／Ti gk→i；核種ｋの中性子を１個吸収して核種ｉを
生成する割合 σk；核種ｋのミクロ平均中性子吸収断面積 φ（ｔ）；時刻ｔにおける中性子束 (1)式の解を求める方法としては、Matrix
Exponential法とBetemannの方法などがある。
前者は原子数密度をベクトル量として解く方法
で、解はベクトル表示で表わされる。後者は
Betemannの式を用いた代数式で表わされる。例
えば、広く用いられている崩壊系列解析コード
DCHAINは、Betemannの方法を用いているが、
崩壊系列解析コードORIGENは上記の２つの方
法を短寿命核種の場合と長寿命核種の場合とで使
いわけている。これらの計算は、核種の数が多く
なると膨大となり、さらに、燃料集合体毎の崩壊
熱を求める場合には、中性子束空間分布を計算
し、上記の計算を燃料集合体毎に繰り返して行わ
なければならないので計算量が増大する。 一方、軽水型動力炉の非常用炉心冷却系の安全
評価のためには、下記に示す簡易的なShureの式
が用いられている。 P∽（tc）／P0＝Atc -a ……(2) ここに、 P∽（tc）；無限照射時の崩壊熱 P0；200Mev／fisson tc；原子炉を停止してからの時間（冷却時間） Ａ、ａ；第１表に示す。
止後の炉心全体および燃料集合体毎の崩壊熱の経
時変化を推定する崩壊熱推定装置に関するもので
ある。 従来、崩壊熱は設計時や事故発生後などに必要
に応じてオフライン計算機によつて計算されてい
た。この場合、設計時には計画運転履歴（原子炉
熱出力の経時変化データ）を、また、事故発生時
には実績運転履歴を入力として、下記のようにし
て崩壊熱を計算していた。 まず、崩壊熱の熱源としては、超ウラン元素と
核分裂生成物（FP）を考える。超ウラン元素の
主なるものは 239U、 239Npである。核分裂生成
物としては、約700核種以上あり、このうちの主
要核種は、冷却時間によつて寄与の大きさが異な
るが、 89Rb、 90Rb、 91Sr……など50核種にも
およぶ。さらに、各核種毎に生成崩壊系列を考
え、次式を連立することにより各核種の生成量
Ni（ｔ）を求める。 dNi（ｔ）／dt＝γi・Ｆ（ｔ）＋Σfj→i・λi・
Nj（ｔ）＋ 〓K gk→i・σk・φ（ｔ）・Nk（ｔ） −（λi＋σi・φ（ｔ））Ni（ｔ） ……(1) ここに、 Ｆ（ｔ）；時刻ｔにおける核分裂反応率 γi；核種ｉの核分裂収率 fj→i；核種ｊの単位崩壊当りの核種ｉの生成量 λi；核種ｉの崩壊定数で、半減期をTiで表したと
き、λi＝0.693／Ti gk→i；核種ｋの中性子を１個吸収して核種ｉを
生成する割合 σk；核種ｋのミクロ平均中性子吸収断面積 φ（ｔ）；時刻ｔにおける中性子束 (1)式の解を求める方法としては、Matrix
Exponential法とBetemannの方法などがある。
前者は原子数密度をベクトル量として解く方法
で、解はベクトル表示で表わされる。後者は
Betemannの式を用いた代数式で表わされる。例
えば、広く用いられている崩壊系列解析コード
DCHAINは、Betemannの方法を用いているが、
崩壊系列解析コードORIGENは上記の２つの方
法を短寿命核種の場合と長寿命核種の場合とで使
いわけている。これらの計算は、核種の数が多く
なると膨大となり、さらに、燃料集合体毎の崩壊
熱を求める場合には、中性子束空間分布を計算
し、上記の計算を燃料集合体毎に繰り返して行わ
なければならないので計算量が増大する。 一方、軽水型動力炉の非常用炉心冷却系の安全
評価のためには、下記に示す簡易的なShureの式
が用いられている。 P∽（tc）／P0＝Atc -a ……(2) ここに、 P∽（tc）；無限照射時の崩壊熱 P0；200Mev／fisson tc；原子炉を停止してからの時間（冷却時間） Ａ、ａ；第１表に示す。
【表】
(2)式は非常に簡易的な式であり、炉心全体の崩
壊熱のみしか計算できず、実際の運転に即したき
め細い評価をするには不適当である。 以上説明したように、崩壊熱計算手法として
は、現在知られているものに詳細計算方法と簡易
計算手法とがあるが、前者は必要な計算容量が大
きく、計算に時間がかかり、オンライン計算手法
としては不適当であり、また、核データの各種誤
差（核分裂収率、崩壊熱、分岐比、中性子捕獲断
面積などの誤差）のため、精度の点でも問題があ
る。後者は簡易的な計算であるため精度が悪く、
かつ、燃料一体毎の評価ができないという欠点を
もつている。 本発明は上記に鑑みてなされたもので、その目
的とするところは、冷却材の温度、流量などの実
測データを活用して簡易モデルにより炉心全体お
よび燃料集合体毎の崩壊熱の経時変化を短時間で
精度よく推定することができる崩壊熱推定装置を
提供することにある。 本発明の第１の特徴は、原子炉の各種運転デー
タを定期的に取り込んで信号変換する入力装置
と、この入力装置からの前記運転データを記憶す
るとともに出力分布推定モデルと崩壊熱推定モデ
ルを記憶しておく記憶装置と、該記憶装置に記憶
された前記運転データ及び前記出力分布推定モデ
ルと前記崩壊熱推定モデルから出力分布、燃焼度
分布、及び崩壊熱の経時変化を演算する演算装置
とよりなり、前記出力分布推定モデルと前記崩壊
熱推定モデルは指数関数近似式を用いて崩壊熱を
推定する推定手段と、前記原子炉の停止後に求ま
る崩壊熱測定データを用いて前記指数関数近似式
を修正する修正手段とを具備させた点にあり、第
２の特徴は、前記出力分布推定モデルと前記崩壊
熱推定モデルにさらに前記修正手段により修正し
た指数関数近似式の関数近似誤差があらかじめ定
めた基準値より大きくなつた時点以降は前記推定
手段により求めた崩壊熱に前記時点において前記
修正手段により修正した指数関数近似式より求め
た崩壊熱と前記時点において前記推定手段により
求めた崩壊熱との比を乗算した結果より崩壊熱を
推定する手段を具備させた点にある。 以下本発明を第１図、第２図に示した実施例お
よび第３図を用いて詳細に説明する。 第１図は本発明の装置の一実施例を示すブロツ
ク図で、演算に必要なデータを出力する各種測定
器の設置位置についても示してある。第１図にお
いて、１は原子炉、２は炉心、３は１次冷却系、
４，５はそれぞれ１次冷却系３における原子炉入
口温度、出口温度を測定する温度計、６は１次系
冷却材の流量を測定する１次系流量系、７は１次
系主循環ポンプ、８は中間熱交換器、９は１次補
助冷却系、１０，１１はそれぞれ１次補助冷却系
９における原子炉入口温度、出口温度を測定する
温度計、１２は１次補助冷却材の流量を測定する
１次補助系流量計、１３は１次補助ポンプ、１４
は制御棒位置検出器である。 １５は本発明に係る崩壊熱推定装置で、上記し
た各計測手段の出力である運転データを定期的に
取り込む入力装置１５１と、入力装置１５１に取
り込まれた運転データを記憶するとともに後述す
る出力分布推定モデルと崩壊熱推定モデルを記憶
しておく記憶装置１５２と、記憶装置１５２に記
憶された運転データと出力分布推定モデルと崩壊
熱推定モデルから出力分布燃焼度分布、崩壊熱の
経時変化を演算する演算装置１５３と、ラインプ
リンタやブラウン管などからなる出力装置１５４
と、これらの動作を制御する制御装置１５５とか
ら構成してある。 次に、記憶装置１５２と演算装置１５３におけ
る演算手法の詳細について、第２図に示した崩壊
熱推定演算手法のフローチヤートを用いて説明す
る。まず、定常運転時において、熱バランスから
原子炉熱出力を定期的に測定し（ステツプ16）、
これらの原子炉熱出力を時間の関数として矩形近
似（第３図参照）して運転履歴として編集、記憶
する（ステツプ17）。次に、後述のインフルエン
ス関数法で出力分布を求め（ステツプ18）、その
時間積分により燃焼度分布を求める（ステツプ
19）。そして随時、運転員の要求（ステツプ21）
により上記運転履歴および燃焼度分布を使用して
崩壊熱の経時変化を後述のモデルで推定する（ス
テツプ20）。ここで、原子炉が停止した場合には
（ステツプ22）、崩壊熱を熱バランスから測定し
（ステツプ23）、この測定値を使用して、自動的に
推定モデルを修正し（ステツプ24）、運転員の要
求により（ステツプ26）、崩壊熱を推定する（ス
テツプ25）。 次に、第２図に示すフローチヤートのうちの主
要部についてさらに詳しく説明する。原子炉熱出
力測定（ステツプ16）では、熱バランスから下記
に示す(3)〜(5)式を用いて原子炉熱出力を求める。 P0＝PM＋PAＱ＋Ｈ ……(3) PM＝FM・CM・ΔT ……(4) PA＝FA・CA・ΔT ……(5) ここに、 P0；原子炉熱出力 PM；主冷却系で除去する熱量 PA；補助冷却系で除去する熱量 Ｑ；ポンプ熱入力 Ｈ；全放熱量（配管表面からの放熱など） FM、FA；主冷却系および補助冷却系の冷却材流
量 CM，CA；主冷却系および補助冷却系の冷却材比
熱 ΔT；原子炉出入口温度差 なお、崩壊熱測定（ステツプ23）も同様である
が、１次補助冷却系を起動した場合は、崩壊熱は
主としてこの１次補助冷却系で冷却される。 運転履歴編集（ステツプ17）では、上記の原子
炉出力測定値の平均値と運転時間とを、次のごと
く求める。原子炉出力測定のサンプリング時間を
ΔTSとし、Ｎ回サンプルしたときの平均原子炉出
力をPH、運転時間をTNとしたとき、（Ｎ＋１）回
目のサンプリング時の原子炉出力PN+1がある基準
値以内（例えばＰ Nの５％以内）であれば、次式
により計算して記憶しておく。 Ｐ N+1＝Ｎ・PN＋PN+1／Ｎ＋１……(6) TN+1＝TN＋ΔTS ……(7) 出力分布推定（ステツプ18）モデルとしては、
オンライン計算に適したインフルエンス関数法を
用いる。以下、インフルエンス関数法について説
明する。 ある制御棒パターン（基準状態）における３次
元出力分布P0（ｘ、ｙ、ｚ）が、第ｌ番目の制御
棒操作後にＰ（ｘ、ｙ、ｚ）になつたとする。そ
のときの制御棒ｌに対するインフルエンス関数
は、次のように定義される。 ρl（Z0→Ｚ；ｘ、ｙ、ｚ）＝Ｐ（ｘ、ｙ、ｚ）／P0（
ｘ、ｙ、ｚ） ……(8) ここに、 Z0；基準状態の第ｌ番目の制御棒位置 Ｚ；制御棒操作後の第ｌ番目の制御棒位置 インフルエンス関数法では、Ｎ本（ｌ＝１〜
Ｎ）の制御棒を操作したときの出力分布Ｐ（ｘ、
ｙ、ｚ）は次式で与えられる。 Ｐ（ｘ、ｙ、ｚ）＝P0（ｘ、ｙ、ｚ）N l=1 ρl（Zpl→Zl：ｘ、ｙ、ｚ） ……(9) なお、(8)式で定義されるインフルエンス関数を
各制御棒の適当な挿入率変化に対してあらかじめ
詳細計算で、記憶装置１５２に記憶しておく。 次に、崩壊熱推定（ステツプ20）モデルについ
て説明する。これは、従来の多数核種の崩壊系列
を追う詳細計算で無限照射時の崩壊熱経時変化を
求め、これを次のごとく指数関数近似するもので
ある。 P∽（tc）＝ 〓i Aie-〓itc ……(10) ここで、 P∽（tc）；無限照射時の崩壊熱 λi；核種ｉの崩壊定数 tc；原子炉を停止してからの時間（冷却時間） Ａ；第２表に示す。 (10)式により短期および長期の冷却時間に対して
も精度よく求めるためには、特に崩壊定数λiは
種々の大きさの値を選ぶ必要がある。例えば、原
型炉級の高速炉でのFPによる崩壊熱関数近似の
壊熱のみしか計算できず、実際の運転に即したき
め細い評価をするには不適当である。 以上説明したように、崩壊熱計算手法として
は、現在知られているものに詳細計算方法と簡易
計算手法とがあるが、前者は必要な計算容量が大
きく、計算に時間がかかり、オンライン計算手法
としては不適当であり、また、核データの各種誤
差（核分裂収率、崩壊熱、分岐比、中性子捕獲断
面積などの誤差）のため、精度の点でも問題があ
る。後者は簡易的な計算であるため精度が悪く、
かつ、燃料一体毎の評価ができないという欠点を
もつている。 本発明は上記に鑑みてなされたもので、その目
的とするところは、冷却材の温度、流量などの実
測データを活用して簡易モデルにより炉心全体お
よび燃料集合体毎の崩壊熱の経時変化を短時間で
精度よく推定することができる崩壊熱推定装置を
提供することにある。 本発明の第１の特徴は、原子炉の各種運転デー
タを定期的に取り込んで信号変換する入力装置
と、この入力装置からの前記運転データを記憶す
るとともに出力分布推定モデルと崩壊熱推定モデ
ルを記憶しておく記憶装置と、該記憶装置に記憶
された前記運転データ及び前記出力分布推定モデ
ルと前記崩壊熱推定モデルから出力分布、燃焼度
分布、及び崩壊熱の経時変化を演算する演算装置
とよりなり、前記出力分布推定モデルと前記崩壊
熱推定モデルは指数関数近似式を用いて崩壊熱を
推定する推定手段と、前記原子炉の停止後に求ま
る崩壊熱測定データを用いて前記指数関数近似式
を修正する修正手段とを具備させた点にあり、第
２の特徴は、前記出力分布推定モデルと前記崩壊
熱推定モデルにさらに前記修正手段により修正し
た指数関数近似式の関数近似誤差があらかじめ定
めた基準値より大きくなつた時点以降は前記推定
手段により求めた崩壊熱に前記時点において前記
修正手段により修正した指数関数近似式より求め
た崩壊熱と前記時点において前記推定手段により
求めた崩壊熱との比を乗算した結果より崩壊熱を
推定する手段を具備させた点にある。 以下本発明を第１図、第２図に示した実施例お
よび第３図を用いて詳細に説明する。 第１図は本発明の装置の一実施例を示すブロツ
ク図で、演算に必要なデータを出力する各種測定
器の設置位置についても示してある。第１図にお
いて、１は原子炉、２は炉心、３は１次冷却系、
４，５はそれぞれ１次冷却系３における原子炉入
口温度、出口温度を測定する温度計、６は１次系
冷却材の流量を測定する１次系流量系、７は１次
系主循環ポンプ、８は中間熱交換器、９は１次補
助冷却系、１０，１１はそれぞれ１次補助冷却系
９における原子炉入口温度、出口温度を測定する
温度計、１２は１次補助冷却材の流量を測定する
１次補助系流量計、１３は１次補助ポンプ、１４
は制御棒位置検出器である。 １５は本発明に係る崩壊熱推定装置で、上記し
た各計測手段の出力である運転データを定期的に
取り込む入力装置１５１と、入力装置１５１に取
り込まれた運転データを記憶するとともに後述す
る出力分布推定モデルと崩壊熱推定モデルを記憶
しておく記憶装置１５２と、記憶装置１５２に記
憶された運転データと出力分布推定モデルと崩壊
熱推定モデルから出力分布燃焼度分布、崩壊熱の
経時変化を演算する演算装置１５３と、ラインプ
リンタやブラウン管などからなる出力装置１５４
と、これらの動作を制御する制御装置１５５とか
ら構成してある。 次に、記憶装置１５２と演算装置１５３におけ
る演算手法の詳細について、第２図に示した崩壊
熱推定演算手法のフローチヤートを用いて説明す
る。まず、定常運転時において、熱バランスから
原子炉熱出力を定期的に測定し（ステツプ16）、
これらの原子炉熱出力を時間の関数として矩形近
似（第３図参照）して運転履歴として編集、記憶
する（ステツプ17）。次に、後述のインフルエン
ス関数法で出力分布を求め（ステツプ18）、その
時間積分により燃焼度分布を求める（ステツプ
19）。そして随時、運転員の要求（ステツプ21）
により上記運転履歴および燃焼度分布を使用して
崩壊熱の経時変化を後述のモデルで推定する（ス
テツプ20）。ここで、原子炉が停止した場合には
（ステツプ22）、崩壊熱を熱バランスから測定し
（ステツプ23）、この測定値を使用して、自動的に
推定モデルを修正し（ステツプ24）、運転員の要
求により（ステツプ26）、崩壊熱を推定する（ス
テツプ25）。 次に、第２図に示すフローチヤートのうちの主
要部についてさらに詳しく説明する。原子炉熱出
力測定（ステツプ16）では、熱バランスから下記
に示す(3)〜(5)式を用いて原子炉熱出力を求める。 P0＝PM＋PAＱ＋Ｈ ……(3) PM＝FM・CM・ΔT ……(4) PA＝FA・CA・ΔT ……(5) ここに、 P0；原子炉熱出力 PM；主冷却系で除去する熱量 PA；補助冷却系で除去する熱量 Ｑ；ポンプ熱入力 Ｈ；全放熱量（配管表面からの放熱など） FM、FA；主冷却系および補助冷却系の冷却材流
量 CM，CA；主冷却系および補助冷却系の冷却材比
熱 ΔT；原子炉出入口温度差 なお、崩壊熱測定（ステツプ23）も同様である
が、１次補助冷却系を起動した場合は、崩壊熱は
主としてこの１次補助冷却系で冷却される。 運転履歴編集（ステツプ17）では、上記の原子
炉出力測定値の平均値と運転時間とを、次のごと
く求める。原子炉出力測定のサンプリング時間を
ΔTSとし、Ｎ回サンプルしたときの平均原子炉出
力をPH、運転時間をTNとしたとき、（Ｎ＋１）回
目のサンプリング時の原子炉出力PN+1がある基準
値以内（例えばＰ Nの５％以内）であれば、次式
により計算して記憶しておく。 Ｐ N+1＝Ｎ・PN＋PN+1／Ｎ＋１……(6) TN+1＝TN＋ΔTS ……(7) 出力分布推定（ステツプ18）モデルとしては、
オンライン計算に適したインフルエンス関数法を
用いる。以下、インフルエンス関数法について説
明する。 ある制御棒パターン（基準状態）における３次
元出力分布P0（ｘ、ｙ、ｚ）が、第ｌ番目の制御
棒操作後にＰ（ｘ、ｙ、ｚ）になつたとする。そ
のときの制御棒ｌに対するインフルエンス関数
は、次のように定義される。 ρl（Z0→Ｚ；ｘ、ｙ、ｚ）＝Ｐ（ｘ、ｙ、ｚ）／P0（
ｘ、ｙ、ｚ） ……(8) ここに、 Z0；基準状態の第ｌ番目の制御棒位置 Ｚ；制御棒操作後の第ｌ番目の制御棒位置 インフルエンス関数法では、Ｎ本（ｌ＝１〜
Ｎ）の制御棒を操作したときの出力分布Ｐ（ｘ、
ｙ、ｚ）は次式で与えられる。 Ｐ（ｘ、ｙ、ｚ）＝P0（ｘ、ｙ、ｚ）N l=1 ρl（Zpl→Zl：ｘ、ｙ、ｚ） ……(9) なお、(8)式で定義されるインフルエンス関数を
各制御棒の適当な挿入率変化に対してあらかじめ
詳細計算で、記憶装置１５２に記憶しておく。 次に、崩壊熱推定（ステツプ20）モデルについ
て説明する。これは、従来の多数核種の崩壊系列
を追う詳細計算で無限照射時の崩壊熱経時変化を
求め、これを次のごとく指数関数近似するもので
ある。 P∽（tc）＝ 〓i Aie-〓itc ……(10) ここで、 P∽（tc）；無限照射時の崩壊熱 λi；核種ｉの崩壊定数 tc；原子炉を停止してからの時間（冷却時間） Ａ；第２表に示す。 (10)式により短期および長期の冷却時間に対して
も精度よく求めるためには、特に崩壊定数λiは
種々の大きさの値を選ぶ必要がある。例えば、原
型炉級の高速炉でのFPによる崩壊熱関数近似の
【表】
【表】
パラメータの一例を第２表に示す。詳細計算結
果と(10)式による結果とのずれは、冷却時間０〜
109秒の範囲で３％以内にある。 無限照射に対する崩壊熱P∽（tc）から有限照射
（照射時間Ｔ）に対する崩壊熱Ｐ（Ｔ、tc）を次式
より求める。 Ｐ（Ｔ、tc）＝P∞（tc）−P∞（tc＋Ｔ） ……（11） ここに、tc；冷却時間 第３図に示すような任意のＫ回の照射パターン
に対する崩壊熱は、（11）式を繰り返し使つて次
のように計算する。 一方、崩壊熱は他の原子炉熱条件が同一であれ
ば、運転出力P0に比例するので、(10)式は次のよ
うに書ける。 そこで、無限照射時の崩壊熱を(10)式または
（13）式で近似すれば、任意の照射パターンでの
崩壊熱が（12）式で計算でき、さらに、燃料集合
体毎の崩壊熱は、各燃料集合体の出力（燃焼度）
の大きさによつて分配して求めることができる。 さらに、実際の運転においては燃料を交換する
ので、照射パターンの異なる燃料群が混在するこ
とになる。一般にＮバツチ交換の場合には、Ｎ種
類の照射パターンをもつ燃料群が存在するので、
同一照射パターンをもつ燃料群について、（12）
式によりその燃料群で全炉心が構成されたときの
崩壊熱経時変化Pi（tc）（ｉ＝１〜Ｎ）を求める。
次に、炉心全体の崩壊熱経時変化Pc（tc）を次式
で求める。 ここに、 ni；ｉ番目の照射パターンをもつ燃料群の燃料本
数 これを燃料集合体毎の崩壊熱に次式のごとく配
分する。 ここに、 PAi（tc）；第ｊ番目の燃料集合体の崩壊熱 Pc（tc）；炉心全体の崩壊熱 Pi（tc）；同一照射パターンをもつ第ｉ燃料群に属
する燃料群の崩壊熱 BAji（tc）；第ｉ燃料群に属する第ｊ番目の燃料集
合体の燃焼度 次に、崩壊熱が測定された場合の崩壊熱推定モ
デル修正（ステツプ24）について説明する。上記
の崩壊熱推定モデルは、崩壊熱の実測データがな
い場合に使用するモデルであるが、実測データが
得られた場合には、実測データを用いて推定モデ
ルを自動的に修正してゆく。このとき次の基準で
自動的にモデルを修正する。 (1) 測定開始後またはモデル修正後に崩壊熱Ｎ点
実測されたとき。 (2) モデル修正後に、実測値と推定値の差が基準
値を越えたとき。 ここでの崩壊熱推定モデルは、(10)式に示す指数
関数の重ね合せであり、過去のＮ点の実測値を用
いて最小自乗法でフイテイング係数Ai、λi、を求
める。この場合、取り扱う冷却時間の範囲が狭い
ので、次式のように定数項と３個程度の指数関数
との重ね合わせでフイツテイングする。 PM（tc）＝A0＋3 〓i=1 Aie-〓it ……（16） 上式により、現時点以降の崩壊熱経時変化を推
定するが、冷却時間が長くなると、崩壊定数の小
さい項の寄与が大きくなつて精度が悪くなる。そ
こで、（16）式に示すフイツテイング近似式の誤
差ΔF〔下記に示す（17）式で定義される。〕が基
準値を越えた後は、崩壊熱は（14）式を補正した
式で推定する。 ここに、 ΔA0、ΔAi；A0、Ai、λiのフイツテイング誤差 現時点の冷却時間をtc0、フイツテイング近似
式の誤差ΔFがあらかじめ定めた基準値を越えた
ときの冷却時間をtciとしたとき、tc0≦tc≦tciは、
崩壊熱を（16）式を用いて推定し、tc1＜tcでは、
崩壊熱をPc（tc）・PM（tc1）／Pc（tc1）〔Pc（tc）は
tc
時点に（14）式で求めた値、Pc（tc1）はtc1時点に
（14）式で求めた値、PM（tc1）はtc1時点に（16）
式で求めた値〕で推定する。 上記した本発明の実施例によれば、簡易な計算
であるから計算時間が上記の崩壊系列解析コード
DCHAINに比較して１桁程度短くなり、原子炉
の炉心全体および燃料集合体毎の崩壊熱の経時変
化をオンライン的に高速度で推定することができ
る。しかも、正確に推定することができる。特
に、事故等で原子炉が緊急停止したときに有効で
あり、崩壊熱除差の方法の決定、事故進展の状況
の予測および破損燃料の炉外への取り出し時期の
判定などの場合、有効な情報を運転員に提供し、
事故時の適切な操作手順の決定などが容易にな
る。 なお、第２図に示すフローチヤートにおいて、
ステツプ18の出力分布推定を３次元修正１群粗メ
ツシユ拡散計算、エネルギーモード法あるいはシ
ンセシス法を用いて行い、また、ステツプ25の崩
壊熱推定を実測デーダのフイツツイング式として
(2)式に示すShureの式の関数形を用いるようにし
てもよく、同様の効果を得ることができる。 以上説明したように、本発明によれば、冷却材
の温度、流量などの実測データを活用し簡易モデ
ルにより炉心全体および燃料集合体毎の崩壊熱の
経時変化を短時間で精度よく推定することがで
き、特に、事故等で原子炉が緊急停止したときに
適切な操作手順の決定に有効であるという効果が
ある。
果と(10)式による結果とのずれは、冷却時間０〜
109秒の範囲で３％以内にある。 無限照射に対する崩壊熱P∽（tc）から有限照射
（照射時間Ｔ）に対する崩壊熱Ｐ（Ｔ、tc）を次式
より求める。 Ｐ（Ｔ、tc）＝P∞（tc）−P∞（tc＋Ｔ） ……（11） ここに、tc；冷却時間 第３図に示すような任意のＫ回の照射パターン
に対する崩壊熱は、（11）式を繰り返し使つて次
のように計算する。 一方、崩壊熱は他の原子炉熱条件が同一であれ
ば、運転出力P0に比例するので、(10)式は次のよ
うに書ける。 そこで、無限照射時の崩壊熱を(10)式または
（13）式で近似すれば、任意の照射パターンでの
崩壊熱が（12）式で計算でき、さらに、燃料集合
体毎の崩壊熱は、各燃料集合体の出力（燃焼度）
の大きさによつて分配して求めることができる。 さらに、実際の運転においては燃料を交換する
ので、照射パターンの異なる燃料群が混在するこ
とになる。一般にＮバツチ交換の場合には、Ｎ種
類の照射パターンをもつ燃料群が存在するので、
同一照射パターンをもつ燃料群について、（12）
式によりその燃料群で全炉心が構成されたときの
崩壊熱経時変化Pi（tc）（ｉ＝１〜Ｎ）を求める。
次に、炉心全体の崩壊熱経時変化Pc（tc）を次式
で求める。 ここに、 ni；ｉ番目の照射パターンをもつ燃料群の燃料本
数 これを燃料集合体毎の崩壊熱に次式のごとく配
分する。 ここに、 PAi（tc）；第ｊ番目の燃料集合体の崩壊熱 Pc（tc）；炉心全体の崩壊熱 Pi（tc）；同一照射パターンをもつ第ｉ燃料群に属
する燃料群の崩壊熱 BAji（tc）；第ｉ燃料群に属する第ｊ番目の燃料集
合体の燃焼度 次に、崩壊熱が測定された場合の崩壊熱推定モ
デル修正（ステツプ24）について説明する。上記
の崩壊熱推定モデルは、崩壊熱の実測データがな
い場合に使用するモデルであるが、実測データが
得られた場合には、実測データを用いて推定モデ
ルを自動的に修正してゆく。このとき次の基準で
自動的にモデルを修正する。 (1) 測定開始後またはモデル修正後に崩壊熱Ｎ点
実測されたとき。 (2) モデル修正後に、実測値と推定値の差が基準
値を越えたとき。 ここでの崩壊熱推定モデルは、(10)式に示す指数
関数の重ね合せであり、過去のＮ点の実測値を用
いて最小自乗法でフイテイング係数Ai、λi、を求
める。この場合、取り扱う冷却時間の範囲が狭い
ので、次式のように定数項と３個程度の指数関数
との重ね合わせでフイツテイングする。 PM（tc）＝A0＋3 〓i=1 Aie-〓it ……（16） 上式により、現時点以降の崩壊熱経時変化を推
定するが、冷却時間が長くなると、崩壊定数の小
さい項の寄与が大きくなつて精度が悪くなる。そ
こで、（16）式に示すフイツテイング近似式の誤
差ΔF〔下記に示す（17）式で定義される。〕が基
準値を越えた後は、崩壊熱は（14）式を補正した
式で推定する。 ここに、 ΔA0、ΔAi；A0、Ai、λiのフイツテイング誤差 現時点の冷却時間をtc0、フイツテイング近似
式の誤差ΔFがあらかじめ定めた基準値を越えた
ときの冷却時間をtciとしたとき、tc0≦tc≦tciは、
崩壊熱を（16）式を用いて推定し、tc1＜tcでは、
崩壊熱をPc（tc）・PM（tc1）／Pc（tc1）〔Pc（tc）は
tc
時点に（14）式で求めた値、Pc（tc1）はtc1時点に
（14）式で求めた値、PM（tc1）はtc1時点に（16）
式で求めた値〕で推定する。 上記した本発明の実施例によれば、簡易な計算
であるから計算時間が上記の崩壊系列解析コード
DCHAINに比較して１桁程度短くなり、原子炉
の炉心全体および燃料集合体毎の崩壊熱の経時変
化をオンライン的に高速度で推定することができ
る。しかも、正確に推定することができる。特
に、事故等で原子炉が緊急停止したときに有効で
あり、崩壊熱除差の方法の決定、事故進展の状況
の予測および破損燃料の炉外への取り出し時期の
判定などの場合、有効な情報を運転員に提供し、
事故時の適切な操作手順の決定などが容易にな
る。 なお、第２図に示すフローチヤートにおいて、
ステツプ18の出力分布推定を３次元修正１群粗メ
ツシユ拡散計算、エネルギーモード法あるいはシ
ンセシス法を用いて行い、また、ステツプ25の崩
壊熱推定を実測デーダのフイツツイング式として
(2)式に示すShureの式の関数形を用いるようにし
てもよく、同様の効果を得ることができる。 以上説明したように、本発明によれば、冷却材
の温度、流量などの実測データを活用し簡易モデ
ルにより炉心全体および燃料集合体毎の崩壊熱の
経時変化を短時間で精度よく推定することがで
き、特に、事故等で原子炉が緊急停止したときに
適切な操作手順の決定に有効であるという効果が
ある。
第１図は本発明の崩壊熱推定装置の一実施例を
示すブロツク図、第２図は第１図の記憶装置と演
算装置における崩壊熱推定演算手法の一実施例を
示すフローチヤート、第３図は運転履歴の一例を
示す線図である。 １……原子炉、２……炉心、４，５，１０，１
１……温度計、６，１２……流量計、１４……制
御棒位置検出器、１５……崩壊熱推定装置、１５
１……入力装置、１５２……記憶装置、１５３…
…演算装置、１５４……出力装置、１５５……制
御装置。
示すブロツク図、第２図は第１図の記憶装置と演
算装置における崩壊熱推定演算手法の一実施例を
示すフローチヤート、第３図は運転履歴の一例を
示す線図である。 １……原子炉、２……炉心、４，５，１０，１
１……温度計、６，１２……流量計、１４……制
御棒位置検出器、１５……崩壊熱推定装置、１５
１……入力装置、１５２……記憶装置、１５３…
…演算装置、１５４……出力装置、１５５……制
御装置。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 原子炉の各種運転データを定期的に取り込ん
で信号変換する入力装置と、該入力装置からの前
記運転データを記憶するとともに出力分布推定モ
デルと崩壊熱推定モデルを記憶しておく記憶装置
と、該記憶装置に記憶された前記運転データ及び
前記出力分布推定モデルと前記崩壊熱推定モデル
から出力分布、燃焼度分布、及び崩壊熱の経時変
化を演算する演算装置とよりなり、前記出力分布
推定モデルと前記崩壊熱推定モデルは指数関数近
似式を用いて崩壊熱を推定する推定手段と、前記
原子炉の停止後に求まる崩壊熱測定データを用い
て前記指数関数近似式を修正する修正手段とを具
備することを特徴とする崩壊熱推定装置。 ２ 原子炉の各種運転データを定期的に取り込ん
で信号変換する入力装置と、該入力装置からの前
記運転データを記憶するとともに出力分布推定モ
デルと崩壊熱推定モデルを記憶しておく記憶装置
と、該記憶装置に記憶された前記運転データ及び
前記出力分布推定モデルと前記崩壊熱推定モデル
から出力分布、燃焼度分布、及び崩壊熱の経時変
化を演算する演算装置とよりなり、前記出力分布
推定モデルと前記崩壊熱推定モデルは指数関数近
似式を用いて崩壊熱を推定する推定手段と、前記
原子炉の停止後に求まる崩壊熱推定データを用い
て前記指数関数近似式を修正する修正手段と、該
修正手段により修正した指数関数近似式の関数近
似誤差があらかじめ定めた基準値より大きくなつ
た時点以降は前記推定手段により求めた崩壊熱に
前記時点において前記修正手段により修正した指
数関数近似式より求めた崩壊熱と前記時点におい
て前記推定手段により求めた崩壊熱との比を乗算
した結果より崩壊熱を推定する手段とを具備する
ことを特徴とする崩壊熱推定装置。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56108639A JPS5810697A (ja) | 1981-07-10 | 1981-07-10 | 崩壊熱推定装置 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56108639A JPS5810697A (ja) | 1981-07-10 | 1981-07-10 | 崩壊熱推定装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5810697A JPS5810697A (ja) | 1983-01-21 |
| JPH0338559B2 true JPH0338559B2 (ja) | 1991-06-11 |
Family
ID=14489887
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP56108639A Granted JPS5810697A (ja) | 1981-07-10 | 1981-07-10 | 崩壊熱推定装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5810697A (ja) |
Families Citing this family (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US5301216A (en) * | 1984-09-27 | 1994-04-05 | Max-Planck-Gesellschaft Zur Foerderung Der Wissenschaften E.V. | Method of operating a nuclear reactor with emergency cooling system economy |
| JPS61180197A (ja) * | 1984-09-27 | 1986-08-12 | マツクス−プランク−ゲゼルシヤフト・ツ−ル・フエルデルング・デル・ヴイツセンシヤフテン・エ−・フアウ | 原子炉および原子力発電所の運転法および原子炉 |
| JP6485998B2 (ja) * | 2013-08-01 | 2019-03-20 | 三菱重工業株式会社 | 核燃料の管理システム及び方法 |
| JP7023165B2 (ja) * | 2018-04-16 | 2022-02-21 | 三菱重工業株式会社 | 原子炉の熱出力評価方法、原子炉の熱出力評価装置及び原子炉の熱出力評価プログラム、原子力設備の運転管理方法、原子力設備の運転管理装置、原子力設備の運転管理プログラム |
| JP7113723B2 (ja) * | 2018-11-08 | 2022-08-05 | 三菱重工業株式会社 | 崩壊熱の不確かさ演算装置、及び崩壊熱の不確かさ演算方法 |
Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5478528A (en) * | 1977-12-02 | 1979-06-22 | Kobe Steel Ltd | Ball valve |
| JPS5569366A (en) * | 1978-11-17 | 1980-05-24 | Hitachi Ltd | Water seal for gate valve |
-
1981
- 1981-07-10 JP JP56108639A patent/JPS5810697A/ja active Granted
Patent Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5478528A (en) * | 1977-12-02 | 1979-06-22 | Kobe Steel Ltd | Ball valve |
| JPS5569366A (en) * | 1978-11-17 | 1980-05-24 | Hitachi Ltd | Water seal for gate valve |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5810697A (ja) | 1983-01-21 |
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