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C制御棒挿入炉心における冷却材ボイド反応度の測定と解析小綿 泰樹*; 福村 信男*; 野口 周一郎*; 坂本 辰也*; 北山 一宏*
PNC TN941 84-123, 108 Pages, 1984/08
B/C制御棒を挿入したプルトニワム燃料部分装荷炉心においてプルトニウム燃料の装荷割合制御棒の挿入本数およびその挿入位置を変化させながら冷却材の0%
100%ボイド率変化による反応度(ボイド反応度)を臨界水位差法により測定した。制御棒の挿入条件は、各制御棒挿入臨界炉心の高さがほぼ一定になるように調整された。使用した燃料は、0.54wt%または0.87wt%(Pu
fis/Pu=91%)PuO/
富加プルトニウム燃料および1.2wt%濃縮ウラン燃料である。主な実験条件は次のとおりである。(1)格子ピッチ‥25.0cm(全燃料体数97)、(2)プルトニウム燃料装荷体数‥9, 13, 21, 25体(中央領域)、(3)臨界炉心高さ‥(1080
60)mm、(4)制御棒挿入本数及び位置‥3の範囲になるように各2, 4, 6, 8本を選択し、炉心中央領域に分散配置、(5)温度‥(194)
C、(6)重水中ボロン‥0ppmホウ素10、(7)制御棒案内管‥なし。実験解析では、WIMS-D4コードを用いて群定数を求め、CITATIONコードで2群炉心計算を行ってボイド反応度および制御棒反応度価値を求めた。今回の実験および解析から次の事項が明らかになった。(1)制御棒を挿入すれば、ボイド反応度は制御棒全引抜き炉心に比べて最大5$正側へ移行するが、制御棒挿入本数の増加によるボイド反応度の正側への変化量は、飽和の傾向にある。制御棒反応度価値が最大20$になってもプルトニワム燃料装荷炉心のボィド反応度はウラン燃料一様炉心のボイド反応度より正側にはなりえず、依然として負の値である。(2)制御棒挿入炉心のボイド反応度は、制御棒の挿入本数およびその位置に依存して変化する。制御棒がプルトニウム燃料格子領域に挿入されればボイド反応度の正側への変化量は大きいが、ウラン燃料格子領域へ挿入されれば、その正側への変化量は小さい。(3)制御棒挿入炉心において制御棒反応度価値、プルトニウムの富化度またはプルトニウム燃料装荷割合に対するボイド反応度の変化率は、制御棒を挿入しない場合に比べて減少する。エネルギー3群、2次元(X-Y)形状の炉心計算から得られた計算値は、それぞれ以下に示す範囲の精度で実験値と一致した。
竹村 守雄*; 小綿 泰樹*; 安保 昌憲*; 柴田 邦広*; 北山 一宏*
PNC TN941 83-67, 96 Pages, 1983/04
圧力管型重水炉の実証炉においては、出力調整用制御棒(SUS制御棒)を用いて負荷追従運転を行うことになっている。このためSUS制御棒(以下単に制御棒とよぶ)引抜に伴う制御棒近傍の局所的出力変動に関し、核設計コードの精度評価を行ない燃料設計および負荷追従運転に反映させる必要がある。この精度評価に必要な実験データとして燃料ピンの局所的出力変動および熱中性子束分布を測定した。0.54wt%プルトニウム燃料を部分装荷した25cmピッチ格子のDCA炉心のほぼ中央部に、実証炉に用いる制御棒と同一寸法の74mm
のSUS制御棒を炉心下端から505mmの高さに半挿入し、その位置から制御棒を100mm引抜いた場合(反応度で約40●印加)について実験を行った。また、局所出力変動に関してはWIMS―CITATIONコードを用いた3次元拡散計算結果との比較も行った。この結果以下の事項が明らかとなった。燃料集合体内第3リング燃料ピンの局所的出力変動は、制御棒に最も近い燃料ピンで最大となり、その最大出力変動は、制御棒先端の引抜部分のほぼ中間の位置で発生する。ただし、局所出力変動が第3リング燃料ピンで最大となるかどうかはこの実験では明らかではない。制御棒を100mm引抜いた場合、引抜かない場合に比較し、第3リング燃料ピンの最大出力変動比は(1.12+-0.03)である。燃料ピンの局所出力変動が顕著に起る燃料集合体は、制御棒に隣接した集合体およびそれから更に1ピッチ離れた位置の集合体とであるが、隣接燃料集合体でも制御棒からみて裏側の位置にある燃料ピンでの出力変動は2%以下で極めて小さい。第3リング燃料ピンにおける最大出力変動比の計算値は1.168となり、実験値と比べて約4%過大評価する。
若林 利男*; 福村 信男*; 仁紫 明人*; 竹村 守雄*; 戸村 和二*; 北山 一宏*
PNC TN941 83-49, 57 Pages, 1983/04
プルトニウム燃料棒36本及び54本からなる燃料集合体が9体装荷された25cmピッチ格子炉心において,単位格子内熱中性子束分布をDy―A-合金箔を用いた箔放射化法により測定した。使用した燃料は,36本クラスターの場合は0.54wt%PuO/2UO/2,54本クラスターの場合は,0.79wt%PuO/2-UO/2で,重水臨界実験装置(DCA)の中央部9チャンネルにこれらクラスターを装荷して実験を行った。ドライバー燃料として中央部9チャンネルの周囲に1.2%濃縮ウラン28本クラスタを88体装荷した。圧力管内の冷却材ボイド率は0%及び100%であった。熱中性子束分布の測定誤差は,冷却材中で3%,燃料中,圧力管カランドリア管及び重水中で1.5%であり,今までの28本クラスターの単位格子実験の場合と同じ精度で求まった。今回の実験により,36本及び54本等多数本クラスターにおける単位格子内熱中性子束の挙動が明らかになった。今回の実験結果は,3つの計算コード(METHUSELAH―2,WIMS―D,LAMP―DCA)の計算値と比較した。燃料クラスター内平均中性子束の計算値は,METHUSELAH―2の場合には7%,WIMS―Dの場合には6%,LAMP―DCAの場合には5%以内の誤差で実験値と一致することが認められた。
小綿 泰樹*; 清野 英昭*; 安保 昌徳*; 柴田 邦広*; 北山 一宏*
PNC TN941 82-184, 143 Pages, 1982/07
25cmピッチ正方格子をもつDCA炉心において,28本クラスタの1.2wt%濃縮UO/2燃料一様炉心およびその炉心の中央部9チャンネル(33チャンネル)を36本クラスタのPuO/2―UO/2燃料で置換した二領域炉心に関する冷却材喪失時ボイド反応度を臨界水位差法により測定した。ここで測定された冷却材喪失時ボイド反応度は,炉心内の全圧力管内の冷却材が喪失された場合および炉心中心の1本のみの圧力管内の冷却材が喪失された場合についてのものである。また,冷却材喪失前後における炉心内熱中性子束分布を銅ワイヤ放射化法により測定した。実験に使用した36本クラスタのプルトニウム燃料のプルトニウム富化度は0.54wt%または0.87wt%で,プルトニウム中の核分裂性プルトニウムの割合は約91%である。燃料棒直径は,約16.7mmでいわゆる太径のものである。なお,パラメータとして減速材重水中のボロン(ホウ素10)濃度を0および3.2ppmに選んだ。測定された冷却材喪失時ボイド反応度を,28本クラスタのプルトニウム燃料装荷炉心におけるボイド反応度およびWIMS-CITATIONコードによる予測計算値とともに下表に示す。この結果36本クラスタのプルトニウム燃料を炉心中央に部分装荷した炉心では,冷却材喪失時ボイド反応度を28本クラスタのプルトニウム燃料を装荷した場合に比べて,20
30%負側へ移行させることが分った。また,36本クラスタ燃料装荷炉心における計算値は,実験値を70￠以内で再現する。
福村 信男*; 若林 利男*; 戸村 和二*; 北山 一宏*; 金内 信*; 柴田 邦広*; 八谷 雄喜*
PNC TN941 82-132, 54 Pages, 1982/06
36本型燃料クラスター格子の核特性把握及び核計算精度評価のため,DCA手持ちの「ふげん」28本型太径燃料棒からなる36本型クラスターを用いた臨界実験および解析を行った。実験に用いた炉心は、炉心中央部9体に054w/o-)PuO/2―UO/236本型クラスターを,周囲のドライバー領域には1.2w/oUO/228本型クラスター88体を装荷した25.0cmピッチの正方格子で,冷却材は軽水(0%ポイド)および空気(100%ボイド)である。測定した炉物理里は,格子パラメータであるウラン238の共鳴捕獲比
28,ウラン235の熱外核分裂比
25,プルトニウム239の熱外核分裂比49,ウラン238の高速核分裂比28およびプルトニウム235の核分裂比49/25である。これらの量は、プルトニウム箔,,濃縮ウラン箔,天然ウラン箔または劣化ウラン箔の裸状とカドミカバー状の2種類を用いた箔放射化法により求めた。解析は、「ふげん」炉心性能評価に用いている2次元衝突確率法に基づくWIMSコードにより行った。測定結果および解析結果を表に示す。表には燃料クラスターの平均値(cell)を示してある。
若林 利男*; 仁柴 明人*; 金田 信*; 北山 一宏*; 竹村 守雄*
PNC TN941 79-187, 62 Pages, 1979/11
プルトニウム燃料棒28本からなる燃料集合体を25体装荷した20.0cm及び28.3cmピッチ格子において,単位格子内熱中性子束分布がDy-A-合金箔を用いた箔放射化法により測定された。使用した燃料は,0.54wt%PuO/2―UO/2(スタンダードグレード)で,冷却材ボイド率は20.0cmピッチ格子の場合が0%,28.3cmピッチ格子の場合が0%及び100%であった。▲熱中性子束の測定誤差は冷却材中では3%,圧力管とカランドリア管の内側では2%,燃料中,圧力管とカランドリア管の外側及び重水中の分布では15%であり,22.5cm及び25.0cmの単位格子実験の場合と同じ精度で求まった。今回の実験結果とすでに報告された22.5cmと25.0cmピッチ格子の実験結果より,単位格子内熱中性子束分布について広範囲な格子ピッチ依存性が明らかになった。▲核設計計算コードNOAH―2による計算値との比較では,燃料領域の熱中性子束は燃料集合体平均で4%9%計算値が大きい値を示しているが,重水中の熱中性子束分布は2%以内で一致していることが認められた。これに対して,二次元衝突確率法を用いたLAMP―DCAコードの計算値は,燃料中及び重水中で2%以内の誤差で実験値と一致していることが認められた。▲
若林 和男*; 北山 一宏*; 金内 信*; 伊藤 靖彦*
PNC TN941 79-142, 41 Pages, 1979/08
重水減速材中に配置された液体ポイズン管の有する核特性のうち,反応度価値,燃料集合体及びポイズン管中の軸方向中性子束分布,ならびにポイズン管周辺の径方向中性子束分布の測定をDCAを用いておこなった。今回の実験では液体ポイズン管1本を使用し,ポイズン液濃度,ポイズン液の液位をパラメータとし選んだ。今回の実験結果から液体ポイズン管の静的核特性について次の事が明らかになった。▲1)液体ポイズン管内の液のホウ素10濃度を800ppm以上にすると,液体ポイズン管の反応度価値は飽和し,ブラック吸収体として取り扱うことができる。▲2)ポイズン液位変化による反応度変化はS字曲線を描き,上から挿入する「ふげん」の固体制御棒の挿入,引抜きの場合とほぼ同じ特性を有する。▲3)ブラック吸収体であるポイズン液の液位の変化は,燃料集合体中心部の中性子束分布に大きな影響を与えない。▲4)ブラックポイズンを含んだポイズン管周辺の径方向中性子束分布は,ポイズン管より2cm程度以内の位置では急激に低下しているが,グレイポイズン管の場合では大きな変化を示さない。▲今回の実験結果から,液体ポイズン管は「ふげん」型重水炉の反応度制御系として核特性上十分に使用することができ,かつポイズン液の濃度変化を利用すれば,固体制御棒より核的,燃料健全性の面から有利な反応度制御特性を有することが判明した。▲
直井 洋介; 北端 琢也; 中村 孝久; 尾崎 信治; 北山 一宏; 塚本 裕一
SIXTH INTERNATIONAL CONFERENCE ON WATER CHEMISTRY OF NUCLEAR REACTOR SYSTEMS, ,
「ふげん」ではA、B2系統ある原子炉冷却系の系統化学除染を1989年と1991年にそれぞれ実施し、大幅な被ばく低減に成功した。使用した除染材はキレート系の希薄液除染剤KD-203で、除染温度摂氏120度、除染時間24時間で除染を行なった。2回の除染とも100TBq以上と推定される燃料表面に付着したCo-60の溶出をさけるため除染前にすべての燃料を炉心から取り出した。Bループの除染では取り出した燃料のうち除染後に再装荷される92体を超音波洗浄し、燃料付着クラッドを除去した。除染後の運転期間中に、Ge半導体検出器を用いて各ループの再汚染挙動を調査した結果、燃料付着クラッドを除去したBループの再汚染は燃料付着クラッドを除去しなかったAループの再汚染に比べて若干抑制されていることが判った。再汚染をさらに抑制するため、給水中の鉄クラッドを1ppb以下に抑制するため高性能樹脂についてインプラント試験
