JPS5938686A - 原子炉出力制御装置 - Google Patents
原子炉出力制御装置Info
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- JPS5938686A JPS5938686A JP57147561A JP14756182A JPS5938686A JP S5938686 A JPS5938686 A JP S5938686A JP 57147561 A JP57147561 A JP 57147561A JP 14756182 A JP14756182 A JP 14756182A JP S5938686 A JPS5938686 A JP S5938686A
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- G—PHYSICS
- G21—NUCLEAR PHYSICS; NUCLEAR ENGINEERING
- G21C—NUCLEAR REACTORS
- G21C7/00—Control of nuclear reaction
- G21C7/36—Control circuits
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- G—PHYSICS
- G21—NUCLEAR PHYSICS; NUCLEAR ENGINEERING
- G21C—NUCLEAR REACTORS
- G21C7/00—Control of nuclear reaction
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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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- General Engineering & Computer Science (AREA)
- High Energy & Nuclear Physics (AREA)
- 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】
本発明は、原子炉出力上列方法ｆｔに係り、竹に原子炉
出力変更袖に関係して生ずる燃料棒の」ｌｉ傷を防止さ
せる燃料棒健全性監視↓引［゛（°−をＩｌｌにえたも
のに関する。
出力変更袖に関係して生ずる燃料棒の」ｌｉ傷を防止さ
せる燃料棒健全性監視↓引［゛（°−をＩｌｌにえたも
のに関する。
原子炉の型式としては種々の吃のがり、ｕられでいるが
、ここでは沸騰水型を例にとって説明する。
、ここでは沸騰水型を例にとって説明する。
原子炉に用いられる燃料棒として、第１図の断面図に示
された構造のものが知られている。図示された如く、燃
料棒２１ｔ」１、被、〕１４ｆｆ ２２内に多数の燃料
ベレット２３をれ°ｉみ重ね、被覆管２２の上下両端に
端栓２４，２５を溶接して密封された構造とな一ニノて
いる。燃料棒の２１の上部には、核分裂によシ生成され
たガスを蓄積するカスプ１／ナム２６がＮ５１ｔてあっ
て、このガスプレナム２Ｇ内に設けたコイルバネ２７に
より、燃料ベレット２：＋を上部から押えつけるように
なっている。
された構造のものが知られている。図示された如く、燃
料棒２１ｔ」１、被、〕１４ｆｆ ２２内に多数の燃料
ベレット２３をれ°ｉみ重ね、被覆管２２の上下両端に
端栓２４，２５を溶接して密封された構造とな一ニノて
いる。燃料棒の２１の上部には、核分裂によシ生成され
たガスを蓄積するカスプ１／ナム２６がＮ５１ｔてあっ
て、このガスプレナム２Ｇ内に設けたコイルバネ２７に
より、燃料ベレット２：＋を上部から押えつけるように
なっている。
このような構造の燃料棒にあって（・土、出力上昇時に
おいて、燃料ベレット２３と被覆管２２の相互作用によ
り、被覆管２２に過大な応力あるいｔ」、歪等が発生Ｌ
／ Ｎ こ）Ｌによって被覆管２２が」ｔｉ傷されると
いうことがあった。つまり、原子炉の出力を上昇させる
と、燃料ベレット２３の温度が上昇され、燃料ベレット
２３の熱膨張によって燃料ベレットと被覆管の間のギャ
ップ２８が狭められる。
おいて、燃料ベレット２３と被覆管２２の相互作用によ
り、被覆管２２に過大な応力あるいｔ」、歪等が発生Ｌ
／ Ｎ こ）Ｌによって被覆管２２が」ｔｉ傷されると
いうことがあった。つまり、原子炉の出力を上昇させる
と、燃料ベレット２３の温度が上昇され、燃料ベレット
２３の熱膨張によって燃料ベレットと被覆管の間のギャ
ップ２８が狭められる。
特に燃料棒２１・・）線出力密度がある値に達すると、
このギャップ２８が無くなり、燃Ａ１゛１ペレット２３
とｆｉｋ Ｑｌ ’ｊｉ’ ２２０間に礪械的相互作用
がはたらき始める。さらに原子炉の出力を増加させると
、この作用が強くン２り被覆管２２に１．ｖｌ、力およ
び歪が発生し、こノシによって被覆管２２が損傷される
のである。
このギャップ２８が無くなり、燃Ａ１゛１ペレット２３
とｆｉｋ Ｑｌ ’ｊｉ’ ２２０間に礪械的相互作用
がはたらき始める。さらに原子炉の出力を増加させると
、この作用が強くン２り被覆管２２に１．ｖｌ、力およ
び歪が発生し、こノシによって被覆管２２が損傷される
のである。
従来、このような原子炉の出力上昇時に、燃料棒被覆管
２２に過大な応力および歪−が発生ずるのを防止させる
ため、燃料棒出力金子め設定されたＬ２きい押出力以下
となるように制御棒の操作全制限したり、燃料梓紳出力
がしきいＷｌ−出力を４曳えた４ｊ〜るような原子炉出
力上列方法が採用されている。
２２に過大な応力および歪−が発生ずるのを防止させる
ため、燃料棒出力金子め設定されたＬ２きい押出力以下
となるように制御棒の操作全制限したり、燃料梓紳出力
がしきいＷｌ−出力を４曳えた４ｊ〜るような原子炉出
力上列方法が採用されている。
このような従来の方法の欠点ｒＪ１、原子炉の運転中、
を持に出カーヒ招過程ば二おいて （４７；料棒のｎＪ
ｄ出力をどのレベルまで上ガさぜると、燃オ・Ｆ棒にＪ
ｄ傷が生−）′るかについての清報を決供することがで
きなか′−ったこと、また燃料（、やの」ｆｌ（鳩を防
止−４−／）ため、腺出力上昇速度の１ＤＩＩ ｌｉｌ
’ｊ値は十分余ｒ？ｉ ｋ見シｂんで低目に設定されて
いたことから原子炉の出力〜ヒ５１゜（スタートアップ
）の日数を要し、原子炉の稼動率低下が全能なくされる
こと等にぺ〉つた。
を持に出カーヒ招過程ば二おいて （４７；料棒のｎＪ
ｄ出力をどのレベルまで上ガさぜると、燃オ・Ｆ棒にＪ
ｄ傷が生−）′るかについての清報を決供することがで
きなか′−ったこと、また燃料（、やの」ｆｌ（鳩を防
止−４−／）ため、腺出力上昇速度の１ＤＩＩ ｌｉｌ
’ｊ値は十分余ｒ？ｉ ｋ見シｂんで低目に設定されて
いたことから原子炉の出力〜ヒ５１゜（スタートアップ
）の日数を要し、原子炉の稼動率低下が全能なくされる
こと等にぺ〉つた。
本発明の目的な」１、原子炉の運転中においても、原子
炉出力変更に起因する燃料棒の損傷施行を、自動的に判
定して、燃料棒の健全性を監視することができ、且つ最
短時間で出力を上昇さゼることかできる原子炉出力変更
装（６，を提供することにある。
炉出力変更に起因する燃料棒の損傷施行を、自動的に判
定して、燃料棒の健全性を監視することができ、且つ最
短時間で出力を上昇さゼることかできる原子炉出力変更
装（６，を提供することにある。
本発明Ｖ」１、制１ｉｊｌ ４仝又は冷却月流鼠又唸中
性子吸収物質濃度の出力制御手段により炉心出力分布を
制御するように形成された原子炉出力側ｆ１１１装置σ
に、１＝−いて、前記出力制御手段の検出制御データに
基づいて燃料集行体の出力分布と燃焼度分布との炉心デ
ータを演）７４する炉心性能計算手段ど、該炉心データ
に基づいて燃料棒の温度分布と応力分布とｄ５分布と核
分裂生成物ｔｌ喝度との燃料棒データを演Ｉ−する燃ネ
〜（棒燃焼挙動１４１υ１手段と、該燃料（・ＩＳデー
タに基づき当該燃料イ・１号の応力腐食と歪と疲労との
ＩＦρ歴に相関して増加する損傷確率を演算する損傷発
生確率ｕ１算手段と、該損傷確率と設定値と金比較して
当該燃料棒の健全性を判定する手段と、がら成る燃料棒
健全性監視装置と、与えられる原子炉の目標出力に応じ
て出力変更幅を設定するとともに前記出力制御手段の制
御データを設定する出力設定手段と、該設定制御データ
に基づいて前記炉心データの予測炉心データを演算する
原子炉出力分布予測手段と、該予測炉心データを用１１
て前記損傷発生確率計算手段により計算される予測損傷
確率の増加量が設定増加量以下となるよう罠前記出力変
更幅を補正する出力補正手段と全備えて構成されたもの
とすることによシ、また、さらに燃料棒損傷確率を設定
値以下に保ちつつ、出力上昇に要する時間を最小にする
出力上昇を選定する出力上昇経路選定装置を設けたもの
とすることにより、運転中においても燃料棒の損傷度合
即ち健全性を監視しながら、出力を自動的に制御し、さ
らに、最短時間で出力を上昇させようとするものである
。
性子吸収物質濃度の出力制御手段により炉心出力分布を
制御するように形成された原子炉出力側ｆ１１１装置σ
に、１＝−いて、前記出力制御手段の検出制御データに
基づいて燃料集行体の出力分布と燃焼度分布との炉心デ
ータを演）７４する炉心性能計算手段ど、該炉心データ
に基づいて燃料棒の温度分布と応力分布とｄ５分布と核
分裂生成物ｔｌ喝度との燃料棒データを演Ｉ−する燃ネ
〜（棒燃焼挙動１４１υ１手段と、該燃料（・ＩＳデー
タに基づき当該燃料イ・１号の応力腐食と歪と疲労との
ＩＦρ歴に相関して増加する損傷確率を演算する損傷発
生確率ｕ１算手段と、該損傷確率と設定値と金比較して
当該燃料棒の健全性を判定する手段と、がら成る燃料棒
健全性監視装置と、与えられる原子炉の目標出力に応じ
て出力変更幅を設定するとともに前記出力制御手段の制
御データを設定する出力設定手段と、該設定制御データ
に基づいて前記炉心データの予測炉心データを演算する
原子炉出力分布予測手段と、該予測炉心データを用１１
て前記損傷発生確率計算手段により計算される予測損傷
確率の増加量が設定増加量以下となるよう罠前記出力変
更幅を補正する出力補正手段と全備えて構成されたもの
とすることによシ、また、さらに燃料棒損傷確率を設定
値以下に保ちつつ、出力上昇に要する時間を最小にする
出力上昇を選定する出力上昇経路選定装置を設けたもの
とすることにより、運転中においても燃料棒の損傷度合
即ち健全性を監視しながら、出力を自動的に制御し、さ
らに、最短時間で出力を上昇させようとするものである
。
まず、本発明に係る燃料棒の損傷確率について詳説する
。
。
前述した第１図図示の燃料棒２１について、種、種の試
験及び解析を行なったところ、次のような条件に至った
ときに被覆管２２に損傷が発生するということが判明し
た。
験及び解析を行なったところ、次のような条件に至った
ときに被覆管２２に損傷が発生するということが判明し
た。
（Ｉ） 被覆７ｔｆに臨界値を越える応力を加え、か
つ、被覆管を臨界濃Ｉ７Ｃを越える腐食性物質にさらし
た場合。
つ、被覆管を臨界濃Ｉ７Ｃを越える腐食性物質にさらし
た場合。
（Ｉ）被覆管に臨界値を越える過大な歪を発生させた場
合。
合。
（至）被覆管に外力を加え次に外力を・取り除くという
操作を多敬回繰シ返し、その応力変化のサイクル数が臨
界値を越えた場合。
操作を多敬回繰シ返し、その応力変化のサイクル数が臨
界値を越えた場合。
上記（Ｉ）の」！１）合、被覆Ｉ♂の損傷発生に至る時
間は、第２図に示されたように、被覆管に加えた応力が
大きいほど短かく、１ブヒ、腐食性物質（例えばヨウ素
等）の濃度が高いｌＩＬと短かいことが判る。このよう
な、被覆管の損傷のＤ〔合を表わす指標（以下、応力腐
食損傷指標と称する）を次式（１）で定義Ｐる。
間は、第２図に示されたように、被覆管に加えた応力が
大きいほど短かく、１ブヒ、腐食性物質（例えばヨウ素
等）の濃度が高いｌＩＬと短かいことが判る。このよう
な、被覆管の損傷のＤ〔合を表わす指標（以下、応力腐
食損傷指標と称する）を次式（１）で定義Ｐる。
式（１）において、ｆＩは応力腐食損傷指標、Ａｔ〔σ
。
。
ｃ、）は被覆管応力がσで、腐食性物質ｍの被覆管表面
における濃度がｃ、の状態の持続時間、ｔｒ（σ、Ｃ１
〕は同様に被覆管応力σ、腐食性物質ｍの被覆管表面に
おける濃度Ｃ□のときの被覆管の損傷発生に至る時間、
Σは持続時間Δｔ〔σ、Ｃゆ〕についての総和である。
における濃度がｃ、の状態の持続時間、ｔｒ（σ、Ｃ１
〕は同様に被覆管応力σ、腐食性物質ｍの被覆管表面に
おける濃度Ｃ□のときの被覆管の損傷発生に至る時間、
Σは持続時間Δｔ〔σ、Ｃゆ〕についての総和である。
式（１）の応力腐食損傷指標ｆ１が“１″を越えれば被
覆管に損傷が発生する確率が高く、ｆ、が１”未満のと
きは被覆管に損傷が生じる確率は小さい。そこで、損傷
発生に至る時間の実験データによるバラツキを考慮する
と、応力腐食ｅごよる損傷確率Ａ、は次式（２）で表わ
すことができる。
覆管に損傷が発生する確率が高く、ｆ、が１”未満のと
きは被覆管に損傷が生じる確率は小さい。そこで、損傷
発生に至る時間の実験データによるバラツキを考慮する
と、応力腐食ｅごよる損傷確率Ａ、は次式（２）で表わ
すことができる。
Ａｔ ＝ｇ、 （ｆ Ｉ） ・・
・・・・（２）ここで、ｇ＋（ｆｒ ）は被覆管の種類
に応じて実験的に決定することができる関数でおり、そ
の−例が第３図に示されている。
・・・・（２）ここで、ｇ＋（ｆｒ ）は被覆管の種類
に応じて実験的に決定することができる関数でおり、そ
の−例が第３図に示されている。
次に上記（イ）の場合における被覆管の損傷発生の確率
は、第４図に示されたように、１及覆管に生じた塑性歪
が増加するほど増加の傾向を示す。このような過大な歪
発生による被覆管の損傷（以下、過大歪損傷と称する）
の確率Ａ、と塑性歪の関係は、次式（３）で与えられる
。
は、第４図に示されたように、１及覆管に生じた塑性歪
が増加するほど増加の傾向を示す。このような過大な歪
発生による被覆管の損傷（以下、過大歪損傷と称する）
の確率Ａ、と塑性歪の関係は、次式（３）で与えられる
。
八ｔ＝ｇ２（εｐＬ） ・・・・
・・（３）ここで、ｇ、（εｐＡ）は塑性歪ε“に対し
て、被覆管に損傷が発生する確率であり、実験的に決定
されるものである。
・・（３）ここで、ｇ、（εｐＡ）は塑性歪ε“に対し
て、被覆管に損傷が発生する確率であり、実験的に決定
されるものである。
最後に上記（ホ）の場合において、被覆管の損傷発生に
至る応力サイクル数は、第５図に示されたように、被０
管に加えられる応力が大きいｔｌど減少するものである
。そこで、応力サイクルによる被覆管の損傷の度合を表
わす指標（以下、疲労損傷指標と称する）を次式（４）
で定義する。
至る応力サイクル数は、第５図に示されたように、被０
管に加えられる応力が大きいｔｌど減少するものである
。そこで、応力サイクルによる被覆管の損傷の度合を表
わす指標（以下、疲労損傷指標と称する）を次式（４）
で定義する。
１１（σ）
ら＝Σ□ ・・・・・・（４）ＮＦ（σ）
式（４）において、ｆｌｌは疲労損傷指標、ｎ（σ）ｔ
よ被覆管応力σの応力サイクル数、Ｎｙ（σ）は被覆管
応力σの応力サイクルにより被覆管に損傷が発生したと
きの応力サイクル数、Σは応力サイクルについての総和
である。
よ被覆管応力σの応力サイクル数、Ｎｙ（σ）は被覆管
応力σの応力サイクルにより被覆管に損傷が発生したと
きの応力サイクル数、Σは応力サイクルについての総和
である。
式（４）の疲労損傷指標ｆ、がＪ″を越えれば被覆管に
損傷が発生する確率が高く、ｆｓが゛１″未滴のどきは
被覆管に損傷が生じる確率は小さく、実験データのバラ
ツキを考慮すると、疲労損傷の発生確率Ａ３は次式（５
）で表わすことができる。
損傷が発生する確率が高く、ｆｓが゛１″未滴のどきは
被覆管に損傷が生じる確率は小さく、実験データのバラ
ツキを考慮すると、疲労損傷の発生確率Ａ３は次式（５
）で表わすことができる。
ＡＲ”＝ｇｓ（ｆｓ ） ・・
・・・・（５）式（５）において、ｇｓ（ｆｓ）は被覆
管の種ｇ（に応じて実験的に決定することができる関数
であり、その−例が第６図に示されている。
・・・・（５）式（５）において、ｇｓ（ｆｓ）は被覆
管の種ｇ（に応じて実験的に決定することができる関数
であり、その−例が第６図に示されている。
このようにしで得られる式（１）〜（５）を用いて、燃
料棒の損傷発生の確率を算出する方法について説明する
。
料棒の損傷発生の確率を算出する方法について説明する
。
まず燃料棒の線出力が与えられると、燃料ベレットおよ
び被覆管の熱伝導方程式を解くことにより、燃料ペレッ
トおよび被覆管の温度分布が決まる。次に温度分布から
燃料ペレットおよび被覆管の熱膨張量が決する。燃料棒
を長期間燃焼させると、燃料ペレット内の核分裂性核種
の核分裂により、核分裂生成物が燃料ペレット内に蓄積
され、燃料べ／ｙ トは体積膨張する。この現象を燃料
ペレットの照射スウェリングと呼んでおり、実験により
照射スウェリング量と燃焼度の関係式が得られている。
び被覆管の熱伝導方程式を解くことにより、燃料ペレッ
トおよび被覆管の温度分布が決まる。次に温度分布から
燃料ペレットおよび被覆管の熱膨張量が決する。燃料棒
を長期間燃焼させると、燃料ペレット内の核分裂性核種
の核分裂により、核分裂生成物が燃料ペレット内に蓄積
され、燃料べ／ｙ トは体積膨張する。この現象を燃料
ペレットの照射スウェリングと呼んでおり、実験により
照射スウェリング量と燃焼度の関係式が得られている。
燃料ペレット内で生成された核分裂生成物の一部は、燃
料ペレットから放出され、燃料棒のガス圧力を上昇させ
るとともに、燃料ペレットを被覆管の間の熱伝達率に影
響を与える。この影響はガスによる熱伝達率の測定実験
から、決定されている。
料ペレットから放出され、燃料棒のガス圧力を上昇させ
るとともに、燃料ペレットを被覆管の間の熱伝達率に影
響を与える。この影響はガスによる熱伝達率の測定実験
から、決定されている。
また、燃料棒の燃焼度が大きく、且つ、線出力が高い場
合、燃料ペレットの照射スウェリングおよび熱膨張によ
り、ギャップが狭められる。特に線出力が高い場合には
、ギャップが無くなり燃料ペレットと被覆管の間に機械
的相互作用が生じる。
合、燃料ペレットの照射スウェリングおよび熱膨張によ
り、ギャップが狭められる。特に線出力が高い場合には
、ギャップが無くなり燃料ペレットと被覆管の間に機械
的相互作用が生じる。
この機械的相互作用が開始する線出力Ｐ、は、第７図の
一例に示されたように、燃焼度の関数になっており、し
かも、燃料棒の過去の線出力レベルにも強く依存したも
のとなっている。因に同図には、線出力レベルの履歴の
異なる２つの燃料棒のＰ６が示されている。このＰｌを
越えて線出力が上昇されると被覆管に応力が発生するの
である。
一例に示されたように、燃焼度の関数になっており、し
かも、燃料棒の過去の線出力レベルにも強く依存したも
のとなっている。因に同図には、線出力レベルの履歴の
異なる２つの燃料棒のＰ６が示されている。このＰｌを
越えて線出力が上昇されると被覆管に応力が発生するの
である。
この応力は、燃料ペレットと被覆管の間の力の約９合い
式を解くことにより決定できる。
式を解くことにより決定できる。
また、被覆管に生じる塑性歪は、第８図および第９図に
示されたように、被覆管の応力をもとにして決定できる
。降伏応力以下えたとき発生する塑性変形歪と、降伏応
力以下で生じるクリープ変形歪の和で与えられる。
示されたように、被覆管の応力をもとにして決定できる
。降伏応力以下えたとき発生する塑性変形歪と、降伏応
力以下で生じるクリープ変形歪の和で与えられる。
以上述べたようにして、燃料棒被覆管の温度、応力、塑
性歪および被覆管表面における腐食性物質の濃度を決定
すれば、式（１）〜（５）に示された実験的相関式等を
用いて、次式（６）に示す燃料棒の損傷確率人を算出す
ることができる。
性歪および被覆管表面における腐食性物質の濃度を決定
すれば、式（１）〜（５）に示された実験的相関式等を
用いて、次式（６）に示す燃料棒の損傷確率人を算出す
ることができる。
Ａ＝１− （ｔ −Ａｔ ）（ｔ−Ａｔ）（１−Ａ５）
・・・・・・（６）この燃料棒被覆管の損傷確率Ａ
＆よ、燃料棒の出力履歴および燃焼度の関数として決定
されるものでちる。これによって燃料棒の損傷度合即ち
健全性を判定・監視することができるのである、したが
って、それぞれ異なる出力履歴や燃焼度を有する燃料棒
から成る炉心内の全燃料集合体について、上記損傷確率
Ａを求めることにより、燃料棒の健全性を監視しながら
、制御棒操作や流量制御あるいは中性子吸収物質濃度に
よる出力制御操作の許容範囲を決定することができる。
・・・・・・（６）この燃料棒被覆管の損傷確率Ａ
＆よ、燃料棒の出力履歴および燃焼度の関数として決定
されるものでちる。これによって燃料棒の損傷度合即ち
健全性を判定・監視することができるのである、したが
って、それぞれ異なる出力履歴や燃焼度を有する燃料棒
から成る炉心内の全燃料集合体について、上記損傷確率
Ａを求めることにより、燃料棒の健全性を監視しながら
、制御棒操作や流量制御あるいは中性子吸収物質濃度に
よる出力制御操作の許容範囲を決定することができる。
以下、本発８Ｊ４を具体的な一実施例に基づいて説明す
る。。
る。。
第１０図に、本発明の一実施例が適用された原子カプラ
ントの全体ブロック構成図が示されている。
ントの全体ブロック構成図が示されている。
第１θ図に示されたように、制御棒３の挿入深さを検出
する制御棒位置検出器５と、炉心１内に設けられた中性
子束検出器１７と、ジェットボング７の入口出口間の差
圧により炉心冷却材流継を測定する流量測定装置８と、
からそれぞれ出力される信号は、炉心性能計算手段とし
てのプロセス計算機３０に入力されるようになっている
。このプロセス計算機３０は人力される前記信号に基づ
いて、原子炉炉心１に装荷されている燃料集合体２の出
力分布および燃焼度分布の炉心データを計算し、この炉
心データ全燃料棒燃焼挙動計算装置３１と原子炉出力分
布予測装置３４とに出力するようになっている。
する制御棒位置検出器５と、炉心１内に設けられた中性
子束検出器１７と、ジェットボング７の入口出口間の差
圧により炉心冷却材流継を測定する流量測定装置８と、
からそれぞれ出力される信号は、炉心性能計算手段とし
てのプロセス計算機３０に入力されるようになっている
。このプロセス計算機３０は人力される前記信号に基づ
いて、原子炉炉心１に装荷されている燃料集合体２の出
力分布および燃焼度分布の炉心データを計算し、この炉
心データ全燃料棒燃焼挙動計算装置３１と原子炉出力分
布予測装置３４とに出力するようになっている。
燃料棒燃焼挙動計算装置３１は、入力される燃料集合体
２の出力分布および燃焼度分布の炉心データに基づいて
、各燃料棒２１の線出力、燃焼度、温度分布、応力分布
、歪分噌および核分裂生成物濃度分布等の燃料棒データ
、を計算するように形成されており、その燃料棒データ
は、燃料棒損傷発生確率計算装置３２に出力されるよう
になっている。
２の出力分布および燃焼度分布の炉心データに基づいて
、各燃料棒２１の線出力、燃焼度、温度分布、応力分布
、歪分噌および核分裂生成物濃度分布等の燃料棒データ
、を計算するように形成されており、その燃料棒データ
は、燃料棒損傷発生確率計算装置３２に出力されるよう
になっている。
燃料棒損傷発生確率計算装置３２は、入力される燃料棒
２１の燃焼度、温度分布、応力分布、歪分布および核分
裂生成物濃度分布のデータに基づいて、燃料棒の損傷確
率を計算し、表示装置Ｉｉ￥３３と全燃料集合体の損傷
発生確率計算装置４１に出力するようになっている。表
示装置３３は、タイプライタ−や図形表示機能等を有す
る装置から形成されている。損傷発生確率首１算装置直
４１は、入力される燃料棒の損傷確率に基づいて、全燃
料集合体に対する損傷確率を計算して、出力上昇経路選
定装置４２に出力するようになっている。
２１の燃焼度、温度分布、応力分布、歪分布および核分
裂生成物濃度分布のデータに基づいて、燃料棒の損傷確
率を計算し、表示装置Ｉｉ￥３３と全燃料集合体の損傷
発生確率計算装置４１に出力するようになっている。表
示装置３３は、タイプライタ−や図形表示機能等を有す
る装置から形成されている。損傷発生確率首１算装置直
４１は、入力される燃料棒の損傷確率に基づいて、全燃
料集合体に対する損傷確率を計算して、出力上昇経路選
定装置４２に出力するようになっている。
出力上昇経路選定装置４２は、入力される損傷確率を予
め設定さＪ切を値と比較し、その設定値を越えるときに
は、ｔｉｉｌＪ訓１データ設定装置４０の原子炉出力上
昇ノフ［要時間の設定値を増加させるように油正さぜる
。一方損傷確率が設定値より十分に小さい鴨合には、制
ｒａｉＩＩデータ設定装置４０の原子炉出力上昇所要時
間の設定値を予め決められた・１１１Σ囲内において減
少さゼる。このようにして、出力上昇経路選定装置４２
は、損傷確率を設定値以下に抑え、且つ、原子炉出力上
昇を最適化するよう所要時間を決定するようになってい
る。さらに、原子炉出力分布予測装置３４で予測された
炉心流陣のデータを用い、炉心流量増加率をＡ目ｆｉｌ
シ、４’■循環ポンプ制１ｉ１１１装置９に）５−２全
伝送するようになっている。
め設定さＪ切を値と比較し、その設定値を越えるときに
は、ｔｉｉｌＪ訓１データ設定装置４０の原子炉出力上
昇ノフ［要時間の設定値を増加させるように油正さぜる
。一方損傷確率が設定値より十分に小さい鴨合には、制
ｒａｉＩＩデータ設定装置４０の原子炉出力上昇所要時
間の設定値を予め決められた・１１１Σ囲内において減
少さゼる。このようにして、出力上昇経路選定装置４２
は、損傷確率を設定値以下に抑え、且つ、原子炉出力上
昇を最適化するよう所要時間を決定するようになってい
る。さらに、原子炉出力分布予測装置３４で予測された
炉心流陣のデータを用い、炉心流量増加率をＡ目ｆｉｌ
シ、４’■循環ポンプ制１ｉ１１１装置９に）５−２全
伝送するようになっている。
原子炉出力分布予測装置、３４は入力される前記炉心デ
ータを用い１、前設制胛データ設定装置４０から入力さ
れる側脚デーク（制御棒操作鼠又は流量制御量又は中性
子吸収材ｆ！度変化）に対する炉心出力分布の液化を予
測し、その結果を前記燃料棒燃焼挙動計算装置３１に出
力するようになっている。１ なお、燃料棒２１の損傷発生確率は一定時間経過するご
とに周期的に計算する場合と、運転員の要求により随時
計算する場合とが考慮され−Ｃいる。
ータを用い１、前設制胛データ設定装置４０から入力さ
れる側脚デーク（制御棒操作鼠又は流量制御量又は中性
子吸収材ｆ！度変化）に対する炉心出力分布の液化を予
測し、その結果を前記燃料棒燃焼挙動計算装置３１に出
力するようになっている。１ なお、燃料棒２１の損傷発生確率は一定時間経過するご
とに周期的に計算する場合と、運転員の要求により随時
計算する場合とが考慮され−Ｃいる。
また、第１１図と第１２図に前記原子炉出力分布予測装
置３４の、詳細ブロック構成図が示されている。
置３４の、詳細ブロック構成図が示されている。
第１１図はパラメータ設定手段３５のブロック図で４ｐ
、３５０はに一分布計算手段、３５１はカーネル分布計
算手段、３５２は燃焼度・制御棒位置検出手段、３５３
はボイド分布計算手段、３５４は反射率計算手段である
。
、３５０はに一分布計算手段、３５１はカーネル分布計
算手段、３５２は燃焼度・制御棒位置検出手段、３５３
はボイド分布計算手段、３５４は反射率計算手段である
。
Ｋ〜は、現状の出力分布、燃焼度、制御棒位置、ボイド
分布により決定される。また、カーネルはボイド分布か
ら計算される。出力分布、Ｋｅａ 、カーネルが与えら
れると、次式（７）から、ＰＩＣ＝Ｋ −（ＷＫ −＋
Ｐｔ ＋ＷＫ、、ＰＫ ＋１＋［１−２Ｗ、ｃ−４（４
−αＫ）ＷＫ）Ｐ）［・・・・・・（７）ここに Ｐ
ｘ ＊高さ方向ノードにの出力Ｉ（〜に；ノードＩ（の
中性子無限増倍係数ＷＫ；、／−ドＩ（の中性子が上ま
たは下に隣接するノードで吸収される 確率（カーネル） ＷＫ；ノードにの中性子が水平方向に 隣接するノードで吸収される確 率（カーネル） αＸ；ノードにの中性子反射率 反射率αＫが下記の式（８）より求まる。
分布により決定される。また、カーネルはボイド分布か
ら計算される。出力分布、Ｋｅａ 、カーネルが与えら
れると、次式（７）から、ＰＩＣ＝Ｋ −（ＷＫ −＋
Ｐｔ ＋ＷＫ、、ＰＫ ＋１＋［１−２Ｗ、ｃ−４（４
−αＫ）ＷＫ）Ｐ）［・・・・・・（７）ここに Ｐ
ｘ ＊高さ方向ノードにの出力Ｉ（〜に；ノードＩ（の
中性子無限増倍係数ＷＫ；、／−ドＩ（の中性子が上ま
たは下に隣接するノードで吸収される 確率（カーネル） ＷＫ；ノードにの中性子が水平方向に 隣接するノードで吸収される確 率（カーネル） αＸ；ノードにの中性子反射率 反射率αＫが下記の式（８）より求まる。
−１＋２ＷＫ＋４ＷＫ） ・・・・・
・（８）以上の一連の計算により、モデルのパラメータ
である反射率αＫが求まり、次の予測計算では、このα
Ｋを用いる。
・（８）以上の一連の計算により、モデルのパラメータ
である反射率αＫが求まり、次の予測計算では、このα
Ｋを用いる。
第１２図は出力分布予測田算手段３６と予測条件指定手
段３７のブロック図で、第１２図において、３６０はに
一分布計算手段、３６１はカーネル分布計算手段、３６
２は燃焼度、制御棒位置検出手段、３６３はボイド分布
計算手段、３６５は出力分布計ｊ″に手段、３７０はキ
セノン濃度設定手段、３７１は炉心流量設定手段である
。出力分布計算手段では、与えられたＩ（〜、カーネル
、反射率に対する出力分布ＰＫを計算する。予測し７’
ｊい炉心のキセノン製置、炉心流量社プＵＪセス計算機
の出力量として与えられキセノン濃度設定手段３７０、
炉心流量設定手段３７１を通してり、見られ、Ｋ、、、
、ボイド分布計算の入力情報とｆＬ乙。なお、ボイド分
布と出力分布け、互いに影響しろうので、出力分布、ボ
イド分布の計算を予測出力分布が取れんするまで、交互
に緑り返ず。結果は前記燃料棒燃焼挙動計算装置３１に
出力されるとともに、予測出力分布表示手段３Ｂによっ
て運転員に示すこともできるようになりている。
段３７のブロック図で、第１２図において、３６０はに
一分布計算手段、３６１はカーネル分布計算手段、３６
２は燃焼度、制御棒位置検出手段、３６３はボイド分布
計算手段、３６５は出力分布計ｊ″に手段、３７０はキ
セノン濃度設定手段、３７１は炉心流量設定手段である
。出力分布計算手段では、与えられたＩ（〜、カーネル
、反射率に対する出力分布ＰＫを計算する。予測し７’
ｊい炉心のキセノン製置、炉心流量社プＵＪセス計算機
の出力量として与えられキセノン濃度設定手段３７０、
炉心流量設定手段３７１を通してり、見られ、Ｋ、、、
、ボイド分布計算の入力情報とｆＬ乙。なお、ボイド分
布と出力分布け、互いに影響しろうので、出力分布、ボ
イド分布の計算を予測出力分布が取れんするまで、交互
に緑り返ず。結果は前記燃料棒燃焼挙動計算装置３１に
出力されるとともに、予測出力分布表示手段３Ｂによっ
て運転員に示すこともできるようになりている。
上記の３しうに枯成される実施例の主要動作につい゛Ｃ
１第１３図〜第１５図に示きれたフローチャートに沿っ
て説明する。
１第１３図〜第１５図に示きれたフローチャートに沿っ
て説明する。
記１３図には、時刻ｔにおける燃料棒の温度分布、応力
分布、歪分布および被覆′に１４表面の腐食性物質濃度
を、また、第１４図には燃料棒の損傷確率を、計算する
フローチャートが示されている。
分布、歪分布および被覆′に１４表面の腐食性物質濃度
を、また、第１４図には燃料棒の損傷確率を、計算する
フローチャートが示されている。
なお、図中、ｉおよびｊｔよ燃料集合体２のＸ座標およ
びＸ座標を、ｋは燃料集合体２の軸方向座標、ｌは燃料
集合体２内の燃料、俸２１′ｆＫ：指定する座標を表わ
す添字である。以トー、時刻ｔにおける・ｊｔ、（÷打
棒の損傷確率Ａ ｕｋのｕ１算処理法を説明する。
びＸ座標を、ｋは燃料集合体２の軸方向座標、ｌは燃料
集合体２内の燃料、俸２１′ｆＫ：指定する座標を表わ
す添字である。以トー、時刻ｔにおける・ｊｔ、（÷打
棒の損傷確率Ａ ｕｋのｕ１算処理法を説明する。
まず、中性子束検出器１７で検出された中性子ゲータを
用いて、ステップＳ１で燃料集合体２の出力分布ＰＢｂ
、ボイド率分布■ＩＪｋを、反復貢１算により計詩、す
る。まプζ、ステップＳ２で燃料ｉ１％合体２の燃焼度
分布ＢＢｋを増分計算により計算し、ステップＳ３でボ
イド率と燃焼度によって決まる燃料集合体２内燃料棒出
力分担率ｆｔを計算する。
用いて、ステップＳ１で燃料集合体２の出力分布ＰＢｂ
、ボイド率分布■ＩＪｋを、反復貢１算により計詩、す
る。まプζ、ステップＳ２で燃料ｉ１％合体２の燃焼度
分布ＢＢｋを増分計算により計算し、ステップＳ３でボ
イド率と燃焼度によって決まる燃料集合体２内燃料棒出
力分担率ｆｔを計算する。
ステップＳ４で、燃料集合体２の出力分布］１＋３ｋ。
率
燃料棒線出力分担ｆｔおよび燃料集合本出力から燃料棒
線出力への交換係数Ｃ３の積として与えられる燃料棒２
１の線出力Ｐｕｋｚを計算し、さらに、燃料棒２１の燃
料度分布Ｂｕｋｔ ’ｆｃ増分計算により計算する。ス
テップＳ５で、燃料ペレットおよび被覆管の照射スウェ
リング量εｕｈｚ（ｒ ）を、実験で得られた燃料棒燃
焼度ＢＩｊｋｔの相関式ｆ ８（Ｂｕｋ、ｃ）を用いて
計算する。ステップＳ６では、燃料ペレット被覆管の間
のギャップ幅ｇ ｌｌｋ ｌ 、接触圧力ＦＩｊｋｔお
よびギャップ内の腐食性物質ｍの濃度Ｍｍ １３ｂ ｚ
の相関式を使用して、ギャップ熱伝達率ｈ １Ｊｋｔを
計算する。ステップＳ７では、ギャップ熱伝達率ｈ＋ｐ
ｔを用いて燃料ペレットおよび被覆管の熱伝導方程式を
解くことにより、燃料ペレットおよび被覆管の温度分布
ＴＢｋｚ（ｒ ）を計算し、さらに温度分布ＴＢｋｚ、
（ｒ ）により決まる熱膨張量ε＋ｎｃＬ（ｒ ）を計
算する。ここで、ｒは燃料ペレットおよび被覆管の半径
方向位置を表わす。ステップＳ８およびＳ９では、燃料
ペレットおよび被覆管の応力分布σ喰ｔＣｒ ） 、歪
分布εｕｋＬ（ｒ ）、塑性変形歪εｕｋｔ （’ｒ
）およびクリープ変形歪εＢｋｔ（ｒ ）を反復計算法
により計算する。即ち、まず最初に燃料ペレットおよび
被覆管の応力分布σ’＋ｘｚ（ｒ）を適当に仮定し、実
験的に決定された応力と歪の関係式（前述第８図参照）
、応力とクリープ歪の関係式（前述第９図参照）を使用
して、燃料ペレットおよび被覆管の塑性変形歪分布Ｌ ε＋＋ｋｚ（ｒ）、クリープ変形歪分布８Ｈｂｔ （
ｒ ）を計タナする７７次に、燃料ペレットおよび被ｆ
ｌ。
線出力への交換係数Ｃ３の積として与えられる燃料棒２
１の線出力Ｐｕｋｚを計算し、さらに、燃料棒２１の燃
料度分布Ｂｕｋｔ ’ｆｃ増分計算により計算する。ス
テップＳ５で、燃料ペレットおよび被覆管の照射スウェ
リング量εｕｈｚ（ｒ ）を、実験で得られた燃料棒燃
焼度ＢＩｊｋｔの相関式ｆ ８（Ｂｕｋ、ｃ）を用いて
計算する。ステップＳ６では、燃料ペレット被覆管の間
のギャップ幅ｇ ｌｌｋ ｌ 、接触圧力ＦＩｊｋｔお
よびギャップ内の腐食性物質ｍの濃度Ｍｍ １３ｂ ｚ
の相関式を使用して、ギャップ熱伝達率ｈ １Ｊｋｔを
計算する。ステップＳ７では、ギャップ熱伝達率ｈ＋ｐ
ｔを用いて燃料ペレットおよび被覆管の熱伝導方程式を
解くことにより、燃料ペレットおよび被覆管の温度分布
ＴＢｋｚ（ｒ ）を計算し、さらに温度分布ＴＢｋｚ、
（ｒ ）により決まる熱膨張量ε＋ｎｃＬ（ｒ ）を計
算する。ここで、ｒは燃料ペレットおよび被覆管の半径
方向位置を表わす。ステップＳ８およびＳ９では、燃料
ペレットおよび被覆管の応力分布σ喰ｔＣｒ ） 、歪
分布εｕｋＬ（ｒ ）、塑性変形歪εｕｋｔ （’ｒ
）およびクリープ変形歪εＢｋｔ（ｒ ）を反復計算法
により計算する。即ち、まず最初に燃料ペレットおよび
被覆管の応力分布σ’＋ｘｚ（ｒ）を適当に仮定し、実
験的に決定された応力と歪の関係式（前述第８図参照）
、応力とクリープ歪の関係式（前述第９図参照）を使用
して、燃料ペレットおよび被覆管の塑性変形歪分布Ｌ ε＋＋ｋｚ（ｒ）、クリープ変形歪分布８Ｈｂｔ （
ｒ ）を計タナする７７次に、燃料ペレットおよび被ｆ
ｌ。
熱膨張量ε＋＃ｚ−（ｒ） 、照射スウェリング量ｔ
Ｂｋｔ（１′） 、塑性変形分布ｅＩｌｋｔ（ｒ ）
、クリープ変形歪分布ε＋ｎ＋ｚ（ｒ ）を使用し、て
、燃料ペレットおよび被覆管の力の釣り合いを表わす剛
性方程式を解くことに上シ、燃料ペレット卦よび被覆管
の応力分布σＩｊｋｔ（ｒ）、歪分布εｕｋｚ（ｒ ）
を削゛算する。こうして得られた応力分布σｕｋｔ＜
ｒ ）が最初に仮定した応力分布σ’１Ｊｋｔ（ｒ ）
に近似的に等しいかどうかを判定し、もし近似的に等し
くなければ応力分布σ’ｌ １１゜ｚ（ｒ）を変更して
再度塑性歪分ｔ 布εＩｊｋｔ−（ｒ ）およびクリープ変形歪分布εｔ
ｊｉ＋ｚ（ｒ ）を計算しな卦ず。この反復計算を仮定
ｉ〜た応力分布σ’１ｌｋＡ（ｒ ）と得られた応力分
布σＢｋｚ（ｒ ）とが近似的に等しくなるまで繰り返
す。
Ｂｋｔ（１′） 、塑性変形分布ｅＩｌｋｔ（ｒ ）
、クリープ変形歪分布ε＋ｎ＋ｚ（ｒ ）を使用し、て
、燃料ペレットおよび被覆管の力の釣り合いを表わす剛
性方程式を解くことに上シ、燃料ペレット卦よび被覆管
の応力分布σＩｊｋｔ（ｒ）、歪分布εｕｋｚ（ｒ ）
を削゛算する。こうして得られた応力分布σｕｋｔ＜
ｒ ）が最初に仮定した応力分布σ’１Ｊｋｔ（ｒ ）
に近似的に等しいかどうかを判定し、もし近似的に等し
くなければ応力分布σ’ｌ １１゜ｚ（ｒ）を変更して
再度塑性歪分ｔ 布εＩｊｋｔ−（ｒ ）およびクリープ変形歪分布εｔ
ｊｉ＋ｚ（ｒ ）を計算しな卦ず。この反復計算を仮定
ｉ〜た応力分布σ’１ｌｋＡ（ｒ ）と得られた応力分
布σＢｋｚ（ｒ ）とが近似的に等しくなるまで繰り返
す。
ステップＳＩ Ｑ ”Ｃ’／ま、燃料ペレット内核分裂
生成物ｍの生成量Ｇ ｙ ｊｋ／−を、燃料度ＢＢｋｌ
と核分裂により生成される割合Ｃ４との積として計算
する。
生成物ｍの生成量Ｇ ｙ ｊｋ／−を、燃料度ＢＢｋｌ
と核分裂により生成される割合Ｃ４との積として計算
する。
また、燃料ベレットから燃料棒内に放出される核分裂生
成物ｍの放出量Ｒ＋＋＋１ｈｚ ｋ 、燃料ベレット内
の核分裂生成物ｍの生成ｔｔＧｍｔ＋ｂと、燃料ベレッ
トの温度分布Ｔ＋ＪｋＬ（ｒ ）と燃焼度分布ＢＩｊｋ
ｔの関数として決められた核分裂生成物ｍの放出率Ｒｍ
（Ｔｕｋｚ（ｒ ） ＋ Ｂ準ｔ）との積として計算
する。
成物ｍの放出量Ｒ＋＋＋１ｈｚ ｋ 、燃料ベレット内
の核分裂生成物ｍの生成ｔｔＧｍｔ＋ｂと、燃料ベレッ
トの温度分布Ｔ＋ＪｋＬ（ｒ ）と燃焼度分布ＢＩｊｋ
ｔの関数として決められた核分裂生成物ｍの放出率Ｒｍ
（Ｔｕｋｚ（ｒ ） ＋ Ｂ準ｔ）との積として計算
する。
ステップ８１１で、燃料ベレットから放出された核分裂
生成物のうち被覆管腐食物質例えばヨウ素等の被覆管単
位表面積当シの濃度Ｃｍ１１ｋｔを燃料棒全長における
被覆管腐食物質ｍの合計と、被覆管内面の全表面積Ｓ＋
３ｔとの商として計算する。
生成物のうち被覆管腐食物質例えばヨウ素等の被覆管単
位表面積当シの濃度Ｃｍ１１ｋｔを燃料棒全長における
被覆管腐食物質ｍの合計と、被覆管内面の全表面積Ｓ＋
３ｔとの商として計算する。
以上の計算のうちステップＳ１からステップ８１０まで
の計算を、燃料棒の全軸方同各ノードについて実行する
。ステップ８１１の計算は、全軸方向ノードについての
ステップＳ１からステップＳ１０までの計算が終了した
後実行する。以上の計算によシ、燃料棒の温度分布Ｔ＋
５ｈＬ（ｒ ） 、応力分布ａｉｊｋｔ（ｒ ） 、塑
性歪分布εｔ＊ｚ（ｒ ）および被覆管表面の腐食性物
質ｍの濃度Ｃｍｌ５ｋｔ ｋ全軸方向ノードについて計
算することができる。
の計算を、燃料棒の全軸方同各ノードについて実行する
。ステップ８１１の計算は、全軸方向ノードについての
ステップＳ１からステップＳ１０までの計算が終了した
後実行する。以上の計算によシ、燃料棒の温度分布Ｔ＋
５ｈＬ（ｒ ） 、応力分布ａｉｊｋｔ（ｒ ） 、塑
性歪分布εｔ＊ｚ（ｒ ）および被覆管表面の腐食性物
質ｍの濃度Ｃｍｌ５ｋｔ ｋ全軸方向ノードについて計
算することができる。
つづいて、第１４図において、ステップ８１２で、燃料
棒の被覆管応力が応力腐食損傷発生の臨界応力σ。を越
えたかどうかを判定し、もし被覆管応力σ１ｊｋｔ（ｒ
ａ ）が臨界応力σ。を越えれば、ステップＳ１４で
、時間増分Δを間における被覆管応力腐食損傷指標増分
Δｒｌ！１ｈｔを、被覆管応力σｌｊｋ／、（ｒ ｅ
）と被覆管表面の腐食性物質ｎｌの濃度Ｃ，，，Ｉｊｋ
ｔの関数として、表わせる被覆管の損傷発生に要する時
間ｔ ｙ ［６ｕｂｔ（ｒ。）、Ｃ，、、Ｉｊｋｔ〕と
時間増分Δｔｉ用いて計ｆＦ−する。もし被覆管応力ｑ
ｌｊｋｔ（ｒ ａ ）が臨界応力σ。以下であれば、ス
テップ８１３において、被覆管応力腐食損傷指標増分Δ
ｆｉｌｊｋ／、を′０″とおく。ステップ８１５で、時
刻ｔにおける被覆管応力腐食損傷指標を増分削算で計算
する、ステップＳＩ６で、被覆管応力腐食損傷確率Ａ１
１ｊｋ７−を、被覆管応力腐食損傷指標ｆｌＨｋＡの関
数として決定された相関式を用いて計算スる。ステップ
８１７において、被覆管塑性歪が過大正損傷発生の臨界
歪ε、を越えたかどうかを判定しもし越えれば、ステッ
プＳ１９で、被覆管過大布損傷確率Ａ２Ｉｊｋｔを、被
覆管塑性歪、 ｌ、＋Ｊ乙（ｒ、）の関数として決定さ
れた相関式を用いて計算する。もし被覆管塑性歪が臨界
歪ε。以下であれば、ステップ８１８において、被＜Ｉ
ｔ管過大歪損傷確率Ａ２ｔｊｋｚを”０”とおく。ステ
ップ８２０において、被覆管応力が極大値σ１ｌｋＬ１
＊、ａｘ（１゜）まで増加し、次に減少して設定値σ
。以下になるという応力の変化のサイクルが終了したか
どうかを判定し、もし応力変化のサイクルが終了した場
合、ステップ８２２で、時間増分Δを間におりる被覆管
疲労損傷指標増分ΔｆｇｌＪｋｔを、被覆管が受りた応
力変化のサイクルの最大応力σ１ｊｋｔ、ｗａｘ（ｒ
ｅ）の関数として決められた被覆管損傷発生に要するサ
イクル数Ｎｙ［σ監ｊｋｌ、ｍａｗ （ｒ ＊ ） ：
）の逆数として計算する。もし、被覆管応力の変化のサ
イク月・が終了していない場合は、被覆管疲労損傷指標
分を０”とおく、ステップ８２３で、時刻ｔにおりる被
覆管疲労損傷指標を増加ｉｔ Ｊｌｉで計算する。ステ
ップ８２４で被覆管疲労損傷率Ａｓｕｈｚｔ１被覆管疲
労損傷指標ｆｓｌｊｋｔの関数として決定された相関式
ｇｓ（ｆ川−ｔ）５ｃ使用して計算する。ステップ８２
５で、軸方向ノードｋにおける被覆管損傷確率Ａ＋３ｖ
ｚを、被覆管応力腐食損傷確率ｋｌｐｔｔ、被覆管過大
布損傷確率Ａ２＋ｊｈｔおよび被覆管疲労損傷指標Ａ３
１１１ｚを用いて計算する。以上ステップ８１２からス
テップ８２５までの計算を燃料棒全軸方向ノードについ
て実行する。ステップ８２６です」１、燃料棒の損傷確
率ＡＩ１．．を、各軸方向ノードの損傷確率に＋１＊ｔ
を使用して計算する。
棒の被覆管応力が応力腐食損傷発生の臨界応力σ。を越
えたかどうかを判定し、もし被覆管応力σ１ｊｋｔ（ｒ
ａ ）が臨界応力σ。を越えれば、ステップＳ１４で
、時間増分Δを間における被覆管応力腐食損傷指標増分
Δｒｌ！１ｈｔを、被覆管応力σｌｊｋ／、（ｒ ｅ
）と被覆管表面の腐食性物質ｎｌの濃度Ｃ，，，Ｉｊｋ
ｔの関数として、表わせる被覆管の損傷発生に要する時
間ｔ ｙ ［６ｕｂｔ（ｒ。）、Ｃ，、、Ｉｊｋｔ〕と
時間増分Δｔｉ用いて計ｆＦ−する。もし被覆管応力ｑ
ｌｊｋｔ（ｒ ａ ）が臨界応力σ。以下であれば、ス
テップ８１３において、被覆管応力腐食損傷指標増分Δ
ｆｉｌｊｋ／、を′０″とおく。ステップ８１５で、時
刻ｔにおける被覆管応力腐食損傷指標を増分削算で計算
する、ステップＳＩ６で、被覆管応力腐食損傷確率Ａ１
１ｊｋ７−を、被覆管応力腐食損傷指標ｆｌＨｋＡの関
数として決定された相関式を用いて計算スる。ステップ
８１７において、被覆管塑性歪が過大正損傷発生の臨界
歪ε、を越えたかどうかを判定しもし越えれば、ステッ
プＳ１９で、被覆管過大布損傷確率Ａ２Ｉｊｋｔを、被
覆管塑性歪、 ｌ、＋Ｊ乙（ｒ、）の関数として決定さ
れた相関式を用いて計算する。もし被覆管塑性歪が臨界
歪ε。以下であれば、ステップ８１８において、被＜Ｉ
ｔ管過大歪損傷確率Ａ２ｔｊｋｚを”０”とおく。ステ
ップ８２０において、被覆管応力が極大値σ１ｌｋＬ１
＊、ａｘ（１゜）まで増加し、次に減少して設定値σ
。以下になるという応力の変化のサイクルが終了したか
どうかを判定し、もし応力変化のサイクルが終了した場
合、ステップ８２２で、時間増分Δを間におりる被覆管
疲労損傷指標増分ΔｆｇｌＪｋｔを、被覆管が受りた応
力変化のサイクルの最大応力σ１ｊｋｔ、ｗａｘ（ｒ
ｅ）の関数として決められた被覆管損傷発生に要するサ
イクル数Ｎｙ［σ監ｊｋｌ、ｍａｗ （ｒ ＊ ） ：
）の逆数として計算する。もし、被覆管応力の変化のサ
イク月・が終了していない場合は、被覆管疲労損傷指標
分を０”とおく、ステップ８２３で、時刻ｔにおりる被
覆管疲労損傷指標を増加ｉｔ Ｊｌｉで計算する。ステ
ップ８２４で被覆管疲労損傷率Ａｓｕｈｚｔ１被覆管疲
労損傷指標ｆｓｌｊｋｔの関数として決定された相関式
ｇｓ（ｆ川−ｔ）５ｃ使用して計算する。ステップ８２
５で、軸方向ノードｋにおける被覆管損傷確率Ａ＋３ｖ
ｚを、被覆管応力腐食損傷確率ｋｌｐｔｔ、被覆管過大
布損傷確率Ａ２＋ｊｈｔおよび被覆管疲労損傷指標Ａ３
１１１ｚを用いて計算する。以上ステップ８１２からス
テップ８２５までの計算を燃料棒全軸方向ノードについ
て実行する。ステップ８２６です」１、燃料棒の損傷確
率ＡＩ１．．を、各軸方向ノードの損傷確率に＋１＊ｔ
を使用して計算する。
以上の計算を炉心内の全燃料集合体について実行する。
ただし、計算時間の短縮をはかるため、燃料集合体当り
数本の代表燃料棒を選び、その燃料棒に対してのみ上記
の計算を実行し、その結果を燃料棒の健全性監視に役立
てるのが便利である。
数本の代表燃料棒を選び、その燃料棒に対してのみ上記
の計算を実行し、その結果を燃料棒の健全性監視に役立
てるのが便利である。
このようにして得られ／゛こ損傷確率全指標として、燃
料棒の健全性を監視しながら、原子炉の熱出力を上昇さ
せる過程の出力制御法について、第１５図及び第１６図
を用いて説明する。第１５図に示されたフローチャート
は、目標出力上昇幅ΔＰが与えられたときに、出力制御
手段の１つである炉心流量の設定手順を示すものであり
、第１６図はこれにより上昇される原子炉出力の変化を
示す説明図である。
料棒の健全性を監視しながら、原子炉の熱出力を上昇さ
せる過程の出力制御法について、第１５図及び第１６図
を用いて説明する。第１５図に示されたフローチャート
は、目標出力上昇幅ΔＰが与えられたときに、出力制御
手段の１つである炉心流量の設定手順を示すものであり
、第１６図はこれにより上昇される原子炉出力の変化を
示す説明図である。
第１５図において、ステップ５１０１で設定された目標
出力上昇幅ΔＰＫ対し、ステップ５１０２で出力上昇幅
ΔＰを、Ｎ個の小区間ΔＰ、（ここでｎ ＝ ｌ〜Ｎ）
に分割する。ステップ８１０３〜５１１０は分割された
小区間のうちの第ｒ＋香目の出力上昇区間における出力
上昇所要時間Δｔ９と炉心流量増加率Ｆイを決定する手
順を示す。ステップ５１０３では第ｎ番目の区間の出力
上昇幅ΔＰ１の出力上昇の所要時間Δｔ、を適当に設定
する。ステップ５１０４で設定した第ｎ番目の区間の終
了点における原子炉出力Ｐ。に対し、ステップ５１０５
で原子炉出力分布予測装置を欧州して炉心流量Ｆ、’！
ｒ演算するとともに、炉心出力分布Ｐｕｋ（ｔｍ ）を
計算する。ステップ８１０６と８１０７では、燃料棒の
出力分布Ｐｓ＋ｋｚｔ ｔ ｍ ）及び燃料棒損傷確率
Ａｕｚ（ｔイ）を計算する。ステップ５ｉｏｓでは各燃
料棒の損傷確率Ａｌ３１（ｔ 、 ）を用いて炉心に装
荷された全燃料に対する損傷確率Ａ（ｔＢｌを計算する
。ステップ５１０９では、Ａ（ｔ、）が各出力上昇区間
ごとに与えられた設定値εゎより小さいかどうかを判定
する。Ａ（ｔ、 ）がεイより大きけｉｌ、Ｉ：Ｒ、ス
テップ５１０３に戻り、出力上昇所要時間Δｔｎを変更
し、ステップ３１０４〜５１０９の手順を繰シ返す。一
方、Ａ（ｔ、）がε。、しり十分に小さい場合ｔよ、ス
テップ５１０３に戻り、出力上昇所要時間Δ１．を変更
し、ステップ５１０４〜５１０９の手用百衾繰り返す。
出力上昇幅ΔＰＫ対し、ステップ５１０２で出力上昇幅
ΔＰを、Ｎ個の小区間ΔＰ、（ここでｎ ＝ ｌ〜Ｎ）
に分割する。ステップ８１０３〜５１１０は分割された
小区間のうちの第ｒ＋香目の出力上昇区間における出力
上昇所要時間Δｔ９と炉心流量増加率Ｆイを決定する手
順を示す。ステップ５１０３では第ｎ番目の区間の出力
上昇幅ΔＰ１の出力上昇の所要時間Δｔ、を適当に設定
する。ステップ５１０４で設定した第ｎ番目の区間の終
了点における原子炉出力Ｐ。に対し、ステップ５１０５
で原子炉出力分布予測装置を欧州して炉心流量Ｆ、’！
ｒ演算するとともに、炉心出力分布Ｐｕｋ（ｔｍ ）を
計算する。ステップ８１０６と８１０７では、燃料棒の
出力分布Ｐｓ＋ｋｚｔ ｔ ｍ ）及び燃料棒損傷確率
Ａｕｚ（ｔイ）を計算する。ステップ５ｉｏｓでは各燃
料棒の損傷確率Ａｌ３１（ｔ 、 ）を用いて炉心に装
荷された全燃料に対する損傷確率Ａ（ｔＢｌを計算する
。ステップ５１０９では、Ａ（ｔ、）が各出力上昇区間
ごとに与えられた設定値εゎより小さいかどうかを判定
する。Ａ（ｔ、 ）がεイより大きけｉｌ、Ｉ：Ｒ、ス
テップ５１０３に戻り、出力上昇所要時間Δｔｎを変更
し、ステップ３１０４〜５１０９の手順を繰シ返す。一
方、Ａ（ｔ、）がε。、しり十分に小さい場合ｔよ、ス
テップ５１０３に戻り、出力上昇所要時間Δ１．を変更
し、ステップ５１０４〜５１０９の手用百衾繰り返す。
一般に、出力、上昇所要時間Δ１．とＪ、ｔｔ傷確率Ａ
（ｔ。）との間には第１．７１）＋？Ｉに示すよ“）な
関係がちる１、このためＡｔ、の変更においで１、Ａ
（ｔ 、 ）が６１より大？覧いときＡｔ７を増加さす
るよう変更□ｉ” ノ’Ｌば、変更後のＡｔ７に対して
はＡ−（ｔア）を変更前の値より減少さ亡ることかでへ
るつまた、Ａ（ｔ、）がε１より十分に小さいときはＡ
ｔ。を減少させるよう変更し、Ａ（ｔ・）がε、を越え
ないように、かつΔｔ、、の許宕範囲内で最小となる値
を探ずつステップ５１１０では、ステップ５１０９で決
められた出力上昇所要時間Δｔ１とステップ５１０５で
得られた炉心流量予測値Ｆ、を用いて、３１２間の炉心
流量増加量ΔＦ３を算出し、さらにＡｔ、の炉心流量増
加率Ｆ４を算出する。
（ｔ。）との間には第１．７１）＋？Ｉに示すよ“）な
関係がちる１、このためＡｔ、の変更においで１、Ａ
（ｔ 、 ）が６１より大？覧いときＡｔ７を増加さす
るよう変更□ｉ” ノ’Ｌば、変更後のＡｔ７に対して
はＡ−（ｔア）を変更前の値より減少さ亡ることかでへ
るつまた、Ａ（ｔ、）がε１より十分に小さいときはＡ
ｔ。を減少させるよう変更し、Ａ（ｔ・）がε、を越え
ないように、かつΔｔ、、の許宕範囲内で最小となる値
を探ずつステップ５１１０では、ステップ５１０９で決
められた出力上昇所要時間Δｔ１とステップ５１０５で
得られた炉心流量予測値Ｆ、を用いて、３１２間の炉心
流量増加量ΔＦ３を算出し、さらにＡｔ、の炉心流量増
加率Ｆ４を算出する。
このように出力“制御さぜることによって、原子炉出力
は第１８図の実ａＩａに示された上昇特性となり、これ
による損傷確率の増加特性は同図中実線ＩＩａで示した
ものとなる。なお、参考のだめ図中点線Ｉｂ、Ｉ［ｂに
て、それぞれ従来法による一定の出力上昇速度により制
（ｒｌｌｌ した場合の、出力上昇特性と損傷確率の増
加４”ケ性が示されている。
は第１８図の実ａＩａに示された上昇特性となり、これ
による損傷確率の増加特性は同図中実線ＩＩａで示した
ものとなる。なお、参考のだめ図中点線Ｉｂ、Ｉ［ｂに
て、それぞれ従来法による一定の出力上昇速度により制
（ｒｌｌｌ した場合の、出力上昇特性と損傷確率の増
加４”ケ性が示されている。
図から判るように、比較的出力の低い場合には出力増加
に対する燃料棒の損傷確率の増加割合が極めて小さいた
め、短時間で急激な出力上昇を与えても、損傷確率を小
さく抑えることができる。
に対する燃料棒の損傷確率の増加割合が極めて小さいた
め、短時間で急激な出力上昇を与えても、損傷確率を小
さく抑えることができる。
一方、比較的高出力に達した後は、出力増加に対する損
傷確率の増加の割合が出力上昇速度につよく影響され、
出力上昇速度が大きい程損傷確率も増加されている。つ
まり、従来法の方が高出力時の出力上列速度が太きいた
め、燃料棒損傷確率が大きくなり、本実施例のものは、
燃料棒損傷確率を従来と同程度あるい乾しそれ以下に抑
え、かつ従来法よりも短時間で目標出力まで上昇させる
ことができる。
傷確率の増加の割合が出力上昇速度につよく影響され、
出力上昇速度が大きい程損傷確率も増加されている。つ
まり、従来法の方が高出力時の出力上列速度が太きいた
め、燃料棒損傷確率が大きくなり、本実施例のものは、
燃料棒損傷確率を従来と同程度あるい乾しそれ以下に抑
え、かつ従来法よりも短時間で目標出力まで上昇させる
ことができる。
従って、本実施例によれば、燃料棒の出力履歴や燃焼度
に相関する損傷確率を當に監視しながら出力制御を行わ
せることができることから、比較的出力の低い場合には
従来採用させている出力・上昇させることができ、出力
の上昇に伴って出力上昇速度を徐々に低下させて燃料棒
の」ｊ４傷確率を小さく押えることができる。
に相関する損傷確率を當に監視しながら出力制御を行わ
せることができることから、比較的出力の低い場合には
従来採用させている出力・上昇させることができ、出力
の上昇に伴って出力上昇速度を徐々に低下させて燃料棒
の」ｊ４傷確率を小さく押えることができる。
以上説明したように、本発明によれば、原子炉運転時の
燃料棒の健全性を自動的に監視できるとともに、自動的
に出力上昇を最短時間で；１７ｔｌ ｂｉｌｌできるこ
とから、燃料棒破損が防止され且つ原子炉稼動率が向上
されるという効果がある。
燃料棒の健全性を自動的に監視できるとともに、自動的
に出力上昇を最短時間で；１７ｔｌ ｂｉｌｌできるこ
とから、燃料棒破損が防止され且つ原子炉稼動率が向上
されるという効果がある。
第１図は燃料棒の縦断面図、第２図は応力腐食損傷に関
係する応力と腐食性物質濃度および破断時間の関係を示
す線図、第３図は応力腐食損傷確率と応力腐食損傷確率
の関係を示す線図、第４図は塑性歪と累積破損確率の関
係を示す線図、第５図は疲労損傷に関係する応力と破断
サイクル数の関係を示す線図、第６図は疲労損傷指標と
疲労損傷確率の関係を示す線図、弔７図は燃料ペレット
、被覆管間機械的相互作用開始線出力と燃焼度の関係を
示す線図、第８図は応力と歪の関係を示す線図、第９図
はクリープ歪速度と応力の関係を示す縮図、第１０図は
本発明の一実施例のブロック構成図、第１１．図、第１
２図は第１０図実施例の要部詳細ブロック構成図、第１
３図は第１０図の燃料棒燃焼挙動計算装置の計算処理の
一央ノ１ｍ例を示すフローチャート、第１４図な、を第
１Ｏ図の燃打棒損傷発生確率計算装置の４算処理の一実
／Ａ！８Ｉ川を示すフローチャート、第１５図は流量制
御による出力上昇の経路選定の一実施例を示すフロー丁
ヤード、第１６図は原子炉出力上昇区間分割の説明図、
第１７図は燃料棒の損傷率と出力上列所、要時間の関係
の説明図、第１８図は原子炉出力変化及びノ５禽打棒の
損傷確率の変化の説明である。 １・・・原・子炉炉心、２・・・燃料集合体、３・・・
制御棒、４・・・制御棒駆動機構、５・・・制御棒位置
検出器、６・・・再循環ポンプ、７・・・ジェットポン
プ、９・・・再循環ポンプ制御装置、１０・・・主蒸気
管、１１・・・タービン、１２・・・発電機、１３・・
・復水器、１４・・・給水系ポンプ、１５・・・給水管
、１６・・・原子炉圧力容器、１７・・・中性子検出器
、１８・・・炉心流量測定装ｊ６．２１・・・燃料棒、
２２・・・被覆管、２３・・・燃料ベレット、２４・・
・土部端栓、２５・・・下部端栓、２６・・・カスプレ
ナム、２７・・・スプリング、２８・・・ギャップ、３
０・・・プロセス組算機、３１・・・燃料棒燃焼挙動計
算装置、３２・・・燃料棒損傷発生確率計算装置、３３
・・・表示装置、３４・・・原子炉出力分布予測装置、
４０・・・出力制御データ設定装置、４１・・・全炉心
燃料集合体の損傷発生確率計算装置、４２・・・出力上
第 Ｉ 図 第 ２ ９ （破吋時絹に罎変・ｊ生乃質■Ｕ（招ズＴ瓜り第３ 目 第 ４ 凹 斐 づ・１歪 （翔ｔ１創 芽５ 凪 茅Ｚ目 危労糧４躬乃揉 茅７ 固 於； 戊度 第 ７６ 目 時 間 （）〕 茅１７図 所＄析Ｉｔｌ ４１積
係する応力と腐食性物質濃度および破断時間の関係を示
す線図、第３図は応力腐食損傷確率と応力腐食損傷確率
の関係を示す線図、第４図は塑性歪と累積破損確率の関
係を示す線図、第５図は疲労損傷に関係する応力と破断
サイクル数の関係を示す線図、第６図は疲労損傷指標と
疲労損傷確率の関係を示す線図、弔７図は燃料ペレット
、被覆管間機械的相互作用開始線出力と燃焼度の関係を
示す線図、第８図は応力と歪の関係を示す線図、第９図
はクリープ歪速度と応力の関係を示す縮図、第１０図は
本発明の一実施例のブロック構成図、第１１．図、第１
２図は第１０図実施例の要部詳細ブロック構成図、第１
３図は第１０図の燃料棒燃焼挙動計算装置の計算処理の
一央ノ１ｍ例を示すフローチャート、第１４図な、を第
１Ｏ図の燃打棒損傷発生確率計算装置の４算処理の一実
／Ａ！８Ｉ川を示すフローチャート、第１５図は流量制
御による出力上昇の経路選定の一実施例を示すフロー丁
ヤード、第１６図は原子炉出力上昇区間分割の説明図、
第１７図は燃料棒の損傷率と出力上列所、要時間の関係
の説明図、第１８図は原子炉出力変化及びノ５禽打棒の
損傷確率の変化の説明である。 １・・・原・子炉炉心、２・・・燃料集合体、３・・・
制御棒、４・・・制御棒駆動機構、５・・・制御棒位置
検出器、６・・・再循環ポンプ、７・・・ジェットポン
プ、９・・・再循環ポンプ制御装置、１０・・・主蒸気
管、１１・・・タービン、１２・・・発電機、１３・・
・復水器、１４・・・給水系ポンプ、１５・・・給水管
、１６・・・原子炉圧力容器、１７・・・中性子検出器
、１８・・・炉心流量測定装ｊ６．２１・・・燃料棒、
２２・・・被覆管、２３・・・燃料ベレット、２４・・
・土部端栓、２５・・・下部端栓、２６・・・カスプレ
ナム、２７・・・スプリング、２８・・・ギャップ、３
０・・・プロセス組算機、３１・・・燃料棒燃焼挙動計
算装置、３２・・・燃料棒損傷発生確率計算装置、３３
・・・表示装置、３４・・・原子炉出力分布予測装置、
４０・・・出力制御データ設定装置、４１・・・全炉心
燃料集合体の損傷発生確率計算装置、４２・・・出力上
第 Ｉ 図 第 ２ ９ （破吋時絹に罎変・ｊ生乃質■Ｕ（招ズＴ瓜り第３ 目 第 ４ 凹 斐 づ・１歪 （翔ｔ１創 芽５ 凪 茅Ｚ目 危労糧４躬乃揉 茅７ 固 於； 戊度 第 ７６ 目 時 間 （）〕 茅１７図 所＄析Ｉｔｌ ４１積
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、制御棒又は冷却材流量又は中性子吸収物質濃度の出
力制御手段により炉心出力分布を制御するように形成さ
れた原子炉出力側０１１１装置において、前記出力制御
手段の検出制御データに基づいて燃料集合体の出力分布
と燃焼度分布との炉心データを演算する炉心性能計算手
段と、該炉心データに基づいて燃料棒の温度分布と応力
分布と歪分布と核分裂生成物濃度との燃料棒データを演
算する燃料棒燃焼挙動計算手段と、該燃料棒データに基
づき当該燃料棒の応力腐食と歪と疲労との履歴に相関し
て増加する損傷確率全潰ｎ、する損傷発生（１’Ｍ率１
ＩＡＶ一手段と、該損傷確率と設定値とを比較して当該
燃料棒の健全性を判定する手段と、からなる燃料棒健全
性監視装ｖＬを備えて構成されたことを特徴とする原子
炉出力制御値（（。 ２ 制御棒又は冷却材流量又は中性子吸収物質濃度の出
力制御手段により炉心出力分布を制御するように形成さ
れた原子炉出力制御値ｆへにおいて、前記出力側（１１
ｖ手段の検出制御データに浩づいて燃料集合体の出力分
布と燃焼度分布との炉心データを演算する炉心性能計算
手段と、該炉心データに基づいて燃料棒の温度分布と応
力分布と歪分布と核分裂生成物濃度との燃料棒データを
演算する燃料棒燃焼挙動計算手段と、該燃料棒データに
基づき当該燃料棒の応力腐食と歪と疲労との履歴に相関
して増加する４Ｔｔ傷確率を演算する損傷発生確率計算
手段と、該損傷確率と設定値と全比較して当該燃料棒の
μｍ目≧性金判定する手段と、から成る燃李１棒俳全性
監況装置ｐ７と、与えられる原子炉の目標出力に応じて
出力疾ｉ更幅を設定するととイ、に前記出力ｆｌｉ制御
手段の制御データを設定゛する出力設定手段と、該設定
１ｉｉ１１ Ｔｉ’ｌｌゲータに基づいて前記炉心デー
タの予測炉心データを演ｎ−する原子炉出力分布予１Ｒ
ＩＩ手段と、該予測炉心データを用いて前ｉ嗣ｊ１侵発
生確率計算手段により計算される予測損傷確率の増加量
が設定増加ｈ１°以下となるように前記出力変更幅を補
正する出力補正手段と、を備えて４’ｔｌ成されたこと
を特徴とする原子炉出力制御１１１１装置６゜３．！１
￥許請求の範囲第２項ｌ己載の発明において、前記出力
設定手段に」、り設定される出力変更１１す八は複数の
区間に分割されたものとし、前記出力補正手段ｔよ前記
区間ごとに求めノヒ前記予側損傷確率増加琶が当該区間
ごとに定められた設定増加量以下になるように補正する
ものとしたことを特徴とする原子炉出力制御装置。 ４、 ４：ｊ許請求の範囲第３項記載の発明において、
ｊｉｆｆ記出力補正手段は前記区間ごとに求めた前記予
測損傷確率増加址が当該区間ごとに定められた設定増加
融に近似的に一致させるように補＋ＪＥ−するものとし
たことを／１ヶ徴とする原子？−７１１ｉ力１ｔｊｌｌ
征１埼１１゛］□８
Priority Applications (4)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57147561A JPS5938686A (ja) | 1982-08-27 | 1982-08-27 | 原子炉出力制御装置 |
| DE8383108421T DE3374737D1 (en) | 1982-08-27 | 1983-08-26 | Method of and apparatus for controlling output power of nuclear reactor |
| EP83108421A EP0102068B1 (en) | 1982-08-27 | 1983-08-26 | Method of and apparatus for controlling output power of nuclear reactor |
| US06/526,783 US4581196A (en) | 1982-08-27 | 1983-08-26 | Method of and apparatus for controlling output power of nuclear reactor |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57147561A JPS5938686A (ja) | 1982-08-27 | 1982-08-27 | 原子炉出力制御装置 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5938686A true JPS5938686A (ja) | 1984-03-02 |
Family
ID=15433121
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP57147561A Pending JPS5938686A (ja) | 1982-08-27 | 1982-08-27 | 原子炉出力制御装置 |
Country Status (4)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4581196A (ja) |
| EP (1) | EP0102068B1 (ja) |
| JP (1) | JPS5938686A (ja) |
| DE (1) | DE3374737D1 (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2001296382A (ja) * | 1999-12-30 | 2001-10-26 | General Electric Co <Ge> | 核燃料棒の運転に関する熱的・機械的限界を決定するための方法及びシステム |
| JP2021512323A (ja) * | 2018-02-02 | 2021-05-13 | ウエスチングハウス・エレクトリック・カンパニー・エルエルシー | 原子燃料の破損防止方法 |
Families Citing this family (15)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4711753A (en) * | 1986-03-19 | 1987-12-08 | Westinghouse Electric Corp. | Calibration of a nuclear reactor core parameter predictor |
| US4908775A (en) * | 1987-02-24 | 1990-03-13 | Westinghouse Electric Corp. | Cycle monitoring method and apparatus |
| FR2614461B1 (fr) * | 1987-04-24 | 1989-06-09 | Commissariat Energie Atomique | Procede de controle d'un reacteur nucleaire |
| FR2629624B1 (fr) * | 1988-04-05 | 1990-11-16 | Framatome Sa | Procede de determination et d'evaluation de la capacite de retour en puissance d'un reacteur nucleaire a eau pressurisee |
| US5091139A (en) * | 1989-06-26 | 1992-02-25 | General Electric Company | Automated thermal limit monitor |
| US7693249B2 (en) * | 2003-01-31 | 2010-04-06 | Global Nuclear Fuel - Americas, Llc | Method of improving nuclear reactor performance |
| US7133727B2 (en) * | 2003-08-01 | 2006-11-07 | Invensys Systems, Inc. | System and method for continuous online safety and reliability monitoring |
| EP1780540A4 (en) * | 2004-07-26 | 2013-10-30 | Sekisui Chemical Co Ltd | METHOD FOR THE INVESTIGATION OF UNDERGROUND TUBES |
| US8149983B2 (en) * | 2006-06-06 | 2012-04-03 | Westinghouse Electric Company Llc | Method for analysis of pellet-cladding interaction |
| US8737557B2 (en) * | 2006-07-21 | 2014-05-27 | Areva Inc. | Method for prediction of light water reactor fuel defects using a fuel condition index |
| US8553829B2 (en) * | 2007-09-26 | 2013-10-08 | Areva Np Sas | Reduced order stress model for online maneuvering, diagnostics of fuel failure and design of core loading patterns of light water reactors |
| JP4515495B2 (ja) * | 2007-12-25 | 2010-07-28 | 株式会社グローバル・ニュークリア・フュエル・ジャパン | 炉心燃料移動支援装置 |
| RU2482558C1 (ru) * | 2012-04-17 | 2013-05-20 | Федеральное государственное бюджетное учреждение "Национальный исследовательский центр "Курчатовский институт" | Способ управления ядерным реактором |
| FR3053150B1 (fr) * | 2016-06-22 | 2020-09-18 | Areva Np | Procede de calcul d'une marge ipg associee a un plan de chargement d'un reacteur nucleaire, systeme, programme d"'ordinateur et support associes |
| CN113241201B (zh) * | 2021-04-29 | 2022-03-04 | 西南科技大学 | 一种具有非均匀反射层的非均匀控制棒 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS54112485A (en) * | 1978-02-23 | 1979-09-03 | Toshiba Corp | Reactor operating method |
Family Cites Families (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS53109091A (en) * | 1977-03-04 | 1978-09-22 | Hitachi Ltd | Operation method of nuclear reactor |
| JPS53110795A (en) * | 1977-03-09 | 1978-09-27 | Hitachi Ltd | Output uprising method of reactor |
| DE2753028A1 (de) * | 1977-11-28 | 1979-05-31 | Kraftwerk Union Ag | Verfahren zum betrieb eines kernreaktors |
| JPS54155392A (en) * | 1978-05-30 | 1979-12-07 | Nippon Atom Ind Group Co Ltd | Device for prenotifying maximum permissible power changing time of nuclear reactor fuel element |
| FR2438320A1 (fr) * | 1978-10-05 | 1980-04-30 | Framatome Sa | Procede de conduite d'un reacteur nucleaire refroidi a l'eau legere |
| JPS55149900A (en) * | 1979-05-11 | 1980-11-21 | Hitachi Ltd | Power control device for bwr type reactor |
| US4415524A (en) * | 1981-04-28 | 1983-11-15 | The United States Of America As Represented By The United States Department Of Energy | Apparatus for and method of monitoring for breached fuel elements |
-
1982
- 1982-08-27 JP JP57147561A patent/JPS5938686A/ja active Pending
-
1983
- 1983-08-26 EP EP83108421A patent/EP0102068B1/en not_active Expired
- 1983-08-26 US US06/526,783 patent/US4581196A/en not_active Expired - Fee Related
- 1983-08-26 DE DE8383108421T patent/DE3374737D1/de not_active Expired
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS54112485A (en) * | 1978-02-23 | 1979-09-03 | Toshiba Corp | Reactor operating method |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2001296382A (ja) * | 1999-12-30 | 2001-10-26 | General Electric Co <Ge> | 核燃料棒の運転に関する熱的・機械的限界を決定するための方法及びシステム |
| JP2021512323A (ja) * | 2018-02-02 | 2021-05-13 | ウエスチングハウス・エレクトリック・カンパニー・エルエルシー | 原子燃料の破損防止方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| US4581196A (en) | 1986-04-08 |
| EP0102068A3 (en) | 1984-11-14 |
| EP0102068A2 (en) | 1984-03-07 |
| EP0102068B1 (en) | 1987-11-25 |
| DE3374737D1 (en) | 1988-01-07 |
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| Dumitrescu et al. | ALFRED fuel assembly model development and validation with RELAP/SCDAPSIM/MOD4. 1 | |
| Rahnema et al. | Phenomena identification and categorization by the required level of multiphysics coupling in FHR modeling and simulation | |
| Kashyap et al. | Numerical Investigation on Heat Flux variation in fuel bundle over fully voided concentric channel of IPHWR under severe accidental scenario | |
| Kashyap et al. | Numerical investigations on boiling of moderator during PT/CT contact in 220 MWe IPHWR under postulated accidental scenario | |
| JPH0214676B2 (ja) |