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土井 基尾*; 遠藤 雅行*; 七島 健司*; 前谷 弘道*; 速水 雅尚*; 和田 穂積*; 広瀬 正史*
PNC TN941 80-65, 269 Pages, 1980/05
本試験は主冷却系の主中間熱交換器及び主空気冷却器について,その設計性能を確認するものである。試験は下記三通りの定常状態において行った。原子炉出力75Mwtに至る各ステップ(25,40,50,65,75Mwt)の定常状態における試験原子炉入口ナトリウム温度を270
に制御して原子炉出力を上げ,各ステップ(30,50.60,65Mwt)の定常状態における試験。2次ナトリウム流量を下げ,約80%,50%の定常状態における試験。試験の結果‥1)主中間熱交換器については前報(SN94179-128)で報告した性能から予想された結果が得られた。2)主空気冷却器については高風量域までのデータが得られ,ほぼ設計値と良い一致を示した。主中間熱交換器(A)における性能低下の原因は,シェル側流体のバイパス流によるものと考えられたので,確認のため上記3)の試験を実施し予想と一致した結果が得られた。主空気冷却器については,原子炉出力75Mwtで定格風量の約1/2であるため,上記2)の試験を実施し熱負荷運転状態における高風量域のデータを得ることが出来た。
石川 真*; 遠藤 雅行*; 関口 善之*
PNC TN941 80-06, 83 Pages, 1980/01
高速実験炉「常陽」50MW出力上昇試験の一項目として実施された出力係数試験(NT―34)の結果について報告する。本試験は,出力上昇時の定格出力までの各出力レベルにおいて,原子炉の熱出力及び余剰反応度を測定する事によって,出力上昇に伴う反応度変化量(出力係数)を求める事をその内容とする。出力係数は。1978年7月から8月にかけて計6回の出力上昇・下降時に測定され,その結果,以下の主要諸点が確認された。1)出力係数は,50MW定格までの全出力範囲で負であり,非常に良い再現性をもって,下式で表わせる。出力係数fp(%
k/k/MW)=-5.93
10-5P-6.0510-3P‥炉熱出力(MW)(11MW
P53MW)出力係数は,10MW時の―6.610-3%K/K/MWから50MW時の―9.010-3%k/k/MWまで,直線的に負の方向に大きくなる。出力係数の絶対値に対する測定誤差は+4.6
―9.7%であり,その大部分が系統誤差である。内訳では,制御棒延長管と炉容器の熱膨張の差による誤差が約+-4%で最大の寄与である。誤差幅が負の方向に偏っているのは,試験時に用いた調整棒価値が干渉効果の変化・炉心配置の変更・調整棒の燃焼のために,現実の価値よりも数%過大評価であったと見積られるためである。出力係数は,出力上昇と下降時で差異が見られない。原子炉は,新しい出力レベルに到達した後,約20分経過すれば,炉容器も含めて反応度的・熱的に充分な平衡に達する。
石川 真*; 遠藤 雅行*; 小沢 健二*; 佐久間 孝志*; 揃 政敏*; 関口 善之*
PNC TN941 79-179, 198 Pages, 1979/10
高速実験炉「常陽」出力上昇試験の一項目として実施された熱出力較正試験(PT―11)の結果について報告する。▲本試験は,低出力から50MW定格出力までの各段階において熱出力を測定し,核計装設備における出力系の較正を行なう事を目的とする。原子炉の熱出力は一次主冷系のNa出入口温度及び流量を測定する事によって求められ,出力系及び中間系はその指示値が熱出力に一致するように電子回路を調整した。▲本試験は1978年4月から8月まで実施され,この結果以下の主要諸点が確認された。▲1)出力系指示値と熱出力の間には,非常に良好な直線性がある。▲出力系と中間系は,3デカード以上の充分なオーバーラップを示す。▲3)出力系指示値は,原子炉の運転履歴に依存して変動する。▲起動直後の出力系指示値は,原子炉熱出力に対して小さめの値を示し,その後次第に増加して,起動後約1週間で安定する。その変動量は最大で約6%である。▲
広瀬 正史*; 妹尾 誠*; 七島 建志*; 古平 清*; 鈴木 利明*; 遠藤 雅行*
PNC TN941 79-119, 31 Pages, 1979/08
高速実験炉「常陽」の50MW出力上昇に先立って,最小臨界炉心(炉心燃料64本体系)および初期炉心,(炉心燃料70本体系)における等温反応度係数を測定した。最小臨界炉心における等温反応度係数の測定は,引続いて行われる初期炉心構成の際の炉心燃料本数を決定するための重要なものである。▲等温反応度係数の測定は,1次系冷却材温度を約6/hrで昇温,降温させる段階の約10間隔毎に臨界点を取り,その時の調整棒の位置から炉心余剰反応度を算出し求める方法によった。また,冷却材温度変化に伴なう調整棒延長管の熱膨張効果を調べるため,調整棒のラッチ位置,保持位置の温度依存性を測定した。▲以下,測定結果および解析結果について述べる。▲炉心,燃料64本体系(最小臨界炉心)および70本体系(初期炉心)に対し,等温反応度係数の測定値としてそれぞれ-3.6710-3%K/K/,-3.7710-3%K/K/を得た。▲上記の各測定値に対し,設計値は-3.6310-3%K/K/(炉心,燃料67本体糸)であり,相対偏差約4%で一致した。▲調整棒延長管の熱膨張効果を測定した結果,冷却材温度変化に伴なう系統的な熱膨張効果は認められず,等温反応度係数データの補正は行わなかった。▲炉心,燃料70本体系に対する解析を「CITATION」コードを使用して実施し,等温反応度係数(200250)として測定値と非常によく一致した-3.7610-3%K/K/を得た。▲
広瀬 正史*; 遠藤 雅行*; 七島 建志*; 土井 基尾*; 榎本 俊彦*; 鈴木 幸夫*; 関口 善之*; 山本 寿*
PNC TN941 79-91, 81 Pages, 1978/12
補助冷却系は、主冷却系による熱除去が期待出来なくなった時、炉内ナトリウムレベル低下時、及び炉内検査時に崩壊熱除去系として用いられる。その設計除熱量は2.6MWtであり、本試験はその除熱能力を確認するものである。 本試験は原子炉熱出力を求め易いよう炉内ナトリウムレベルを下げ、又試験中の異常時に崩壊熱を冷却材熱容量で吸収させるため、冷却材温度を定格条件より下げて行った(A/C出口250に設定)。 試験は原子炉出力1.16MWt、及び2.16MWtにて定常状態を保ち測定を行い、測定結果より定格条件での除熱能力を推定した。 試験結果‥試験温度条件において原子炉出力2.16MWtに対応する補助冷却器入口ベーン開度は72%であった。これを定格温度条件に外挿すると原子炉出力2.6MWtにおいてはベーン開度に余裕があり、(定格条件をさらに延長すれば)その最大除熱能力は約3.1MWtと推定された。
広瀬 正史*; 遠藤 雅行*; 七島 建志*; 藤原 昭和*; 坂井 茂*; 山本 寿*
PNC TN941 79-90, 47 Pages, 1978/12
本試験は,50MWt「100」時間運転の後に行われたものである。試験の目的は,▲1)原子炉通常運転状態より原子炉停止を行い,2)停止後の崩壊熱を,主冷却系により除熱出来ること,3)上記の間,冷却材温度降下率が-50/hrを越えない,ことを確認するものである。▲試験時の操作は,主に以下の方法で行った。▲1)原子炉停止に当っては,調整棒を1mm/minの割合で挿入し,各ステップで約15分間保持した。▲2)主送風機の停止は10MWtで行い,1MWtで調整棒一斉挿入により原子炉を停止した。▲3)停止後は,2次系のダンパ,ベーンを手動制御し,温態待機の状態に移行させた。▲上記の結果,冷却材温度降下率は-50/hrを越えることなく,原子炉出力50MWtより,原子炉停止を経て,温態待機への移行が完了し,その操作手順が確立された。▲
七島 建志*; 遠藤 雅行*; 榎本 俊彦*; 広瀬 正史*; 山本 寿*
PNC TN941 79-128, 204 Pages, 1978/12
本試験は主冷却系の主中間熱交換器及び主空気冷却器について,その設計性能を確認するものである。主中間熱交換器こついてはIHX(A)及びIHX(B)について測定を行い、主空気冷却器については4台の内2Bについてのみ測定を行った。試験は原子炉出力50Mwtに至る各ステップ(15, 25, 40, 50Mwt)の定常状態において行った。試験の結果、(1)IHX(A)については設計性能を下回る結果となり、IHX(B)についてはほぼ設計性能を満足する結果となった。(2)主空気冷却器については2550Mwtの範囲でほぼ設計値と良い一致を示した。IHX(A)における性能の低下は主としてシェル側流体のバイパス流(伝熱管一内胴間、及び内胴一外胴間)によるものと考えられるが,今後の出力上昇(50Mwt以降)に伴う間題点とからめて検討する予定である。主空気冷却器については、原子炉出力50Mwtでは、まだ低風量域であるため。定格性能を予想することは困難であり、今後の出力上昇試験において確認する予定である。
