JP4982351B2 - 原子力発電プラントとその出力増大化の運転方法 - Google Patents
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Description
本発明は原子力発電プラント及びその運転方法に関わり、特に発電容量を増大させるのに好適な原子力発電プラント及びその運転方法に関する。
特許文献１には、新設の沸騰水型原子炉〔以下、ＢＷＲ（Boiling Water Reactor）と称する〕を用いた原子力発電プラント（以下、ＢＷＲ原子力発電プラントと称する）において、例えば、電気出力を増大するために燃料構成、又は燃料集合体の形状構成等を改良して、炉心での発熱量（熱出力）を増大させ、原子炉圧力容器の蒸気出口ノズル（原子炉出口）からの蒸気流量（以下、原子炉圧力容器の蒸気出口ノズルからの蒸気流量を主蒸気流量と称する）を増加させることで電気出力を増大させる技術が記載されている。
また、原子炉圧力容器から高圧タービンまでの主蒸気管を通過する蒸気を分岐して、高圧タービン出口から低圧タービンへ供給される蒸気を加熱し、低圧タービンの効率を向上させて電気出力の増大を図る湿分分離加熱器（湿分分離再熱器とも言う）が知られている。
更に、特許文献２には、既に運転を開始しているＢＷＲ原子力発電プラントにおいて、１体当たりの平均熱出力をより増大させることができる新型の燃料集合体の採用等の小規模の改造により、電気出力を増大するときの主蒸気流量の増加による高圧タービン等への影響を緩和するため、給水温度を低下させて、炉心の熱出力増大時における発生蒸気量の増加を抑制しつつ、高圧タービンから給水加熱器への抽気量を低減し、高圧タービンから低圧タービンへの蒸気流量を増加させて、発電量を増大させる技術が記載されている。
特開平９−２６４９８３号公報
特開２００６−２０８２３８号公報。
しかしながら、前記した特許文献１に記載の従来技術を既設のＢＷＲ原子力発電プラントの電気出力の１０％以上の大幅な増大、例えば、約１５％増大に適用した場合、電気出力増大にほぼ比例して主蒸気流量が増加する。
既設のＢＷＲ原子力発電プラントでは、主蒸気流量の増加によって最初に設計余裕がなくなる可能性のある機器の一つが高圧タービンである。ＢＷＲ原子力発電プラント以外の原子力発電プラント、例えば、加圧水型原子炉〔以下、ＰＷＲ（Pressurized Water Reactor）と称する〕を用いた原子力発電プラント（以下、ＰＷＲ原子力発電プラントと称する）においても、高圧タービンの設計余裕が比較的小さいプラントについては同様の課題があり、既設のＰＷＲ原子力発電プラントの電気出力の増大を図る場合、プラントの機器の大規模な改良、交換が必要になっていた。
既設のＢＷＲ原子力発電プラントでは、主蒸気流量の増加によって最初に設計余裕がなくなる可能性のある機器の一つが高圧タービンである。ＢＷＲ原子力発電プラント以外の原子力発電プラント、例えば、加圧水型原子炉〔以下、ＰＷＲ（Pressurized Water Reactor）と称する〕を用いた原子力発電プラント（以下、ＰＷＲ原子力発電プラントと称する）においても、高圧タービンの設計余裕が比較的小さいプラントについては同様の課題があり、既設のＰＷＲ原子力発電プラントの電気出力の増大を図る場合、プラントの機器の大規模な改良、交換が必要になっていた。
また、主蒸気流量の増加を抑制するには給水温度（給水エンタルピ）を低下させれば良いが、単に全体的に給水加熱用の抽気を減少させると、熱効率が大幅に悪化して電気出力はほとんど増えないため現実的では無い。
既設の原子力発電プラントでは、一般に高圧タービン出口から低圧タービンまでの蒸気配管の途中に湿分分離器を設置して蒸気中の湿分を除去してから低圧タービンに蒸気を供給するものが多いが、湿分分離器を改造して最新の原子力発電プラントのように湿分分離加熱器とした場合、主蒸気流量を改造前と同じままとすると、湿分分離加熱器の加熱器用に供給できる高温蒸気流量が十分に確保できず、湿分分離加熱器での加熱量が十分でなく、熱効率向上の効果が低下するなど現実的でない。
このように、従来技術を既設の原子力発電プラントの電気出力の大幅な増大のために個別に採用しても、目的とする電気出力の大幅な増大ができなかった。
このように、従来技術を既設の原子力発電プラントの電気出力の大幅な増大のために個別に採用しても、目的とする電気出力の大幅な増大ができなかった。
本発明は、既設の原子力発電プラントの大幅な出力増大に当たって、プラント機器の大幅な変更を行わずに、大幅な出力増大を可能にする原子力発電プラント及び運転方法を提供することを目的とする。
前記課題を解決するため本発明は、高圧タービン出口と低圧タービン入口との間に、高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている原子力発電プラントの既設状態に対して、
原子力発電プラントの出力増大後の状態では、
高圧タービン出口と低圧タービン入口との間に、高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、主蒸気管から分岐する蒸気のみにより高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、原子炉の定格熱出力を、原子力発電プラントの既設状態での原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、主蒸気管から湿分分離加熱器へ分岐する蒸気流量を、原子力発電プラントの既設状態での原子炉の定格熱出力運転時における主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、高圧タービンから抽気して給水加熱器に導く蒸気の抽気量を、原子力発電プラントの既設状態での原子炉の定格熱出力運転時における抽気量の３９％以下とすることを特徴とする。
原子力発電プラントの出力増大後の状態では、
高圧タービン出口と低圧タービン入口との間に、高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、主蒸気管から分岐する蒸気のみにより高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、原子炉の定格熱出力を、原子力発電プラントの既設状態での原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、主蒸気管から湿分分離加熱器へ分岐する蒸気流量を、原子力発電プラントの既設状態での原子炉の定格熱出力運転時における主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、高圧タービンから抽気して給水加熱器に導く蒸気の抽気量を、原子力発電プラントの既設状態での原子炉の定格熱出力運転時における抽気量の３９％以下とすることを特徴とする。
特に、原子力発電プラントの出力増大後の状態では、高圧タービンから給水加熱器への抽気量を、原子力発電プラントの既設状態での原子炉の定格熱出力運転時における給水加熱器への抽気量の１％以下、又は、原子炉への給水温度を原子力発電プラントの既設状態での原子炉の定格熱出力運転時におけるよりも２０℃以上低下させて、原子炉の定格熱出力を原子力発電プラントの既設状態での原子炉の定格熱出力の１１５〜１２１％とすることが好ましい。
または、低圧タービンの出口流量の制限に対応した高圧タービン出口流量以下となるように、原子炉の熱出力（ひいては高圧タービンへの入口流量）と高圧タービンから給水加熱器への蒸気の抽気量を制御することが、より電気出力の増大を図る上で好都合である。
その他、特に、高圧タービン途中段から抽気して給水加熱器に導く高圧抽気管を削除することが、高圧タービン及び低圧タービン周囲の配管スペースを確保する上で好ましい方法の一つである。
本発明によれば、既設の原子力発電プラントの大幅な出力増大に当たって、プラント機器の大幅な変更を行わずに、大幅な出力増大を可能にする原子力発電プラント及び運転方法を提供することができる。
《ベースのＢＷＲ原子力発電プラント》
先ず、図１を参照しながら本発明のベースとする比較例の代表的なＢＷＲ５型の１１０万ｋＷｅ級のＢＷＲ原子力発電プラントのヒートバランスについて説明する。図１は、ベースとする比較例のＢＷＲ原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。以下では、ベースとする比較例の代表的なＢＷＲ５型の１１０万ｋＷｅ級のＢＷＲ原子力発電プラントを、原子力発電プラント１１０と称する。
先ず、図１を参照しながら本発明のベースとする比較例の代表的なＢＷＲ５型の１１０万ｋＷｅ級のＢＷＲ原子力発電プラントのヒートバランスについて説明する。図１は、ベースとする比較例のＢＷＲ原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。以下では、ベースとする比較例の代表的なＢＷＲ５型の１１０万ｋＷｅ級のＢＷＲ原子力発電プラントを、原子力発電プラント１１０と称する。
図１に示すようにベースとする比較例の原子力発電プラント１１０では、原子炉圧力容器（原子炉）１Ａ内で発生したエンタルピ２７６６ｋＪ／ｋｇの蒸気は、蒸気出口ノズル（原子炉出口）１ａに接続する主蒸気管５を経由して多段の翼車で構成される高圧タービン７に流入し、高圧タービン７を駆動する。図１においては、蒸気出口ノズル１ａからの蒸気流量を質量流量Ｇで１００％と定義して、それ以降の下流における水あるいは蒸気の質量流量Ｇを％表示で示す。また、水あるいは蒸気のエンタルピ（ｋＪ／ｋｇ）をＨで示している。
また、原子力発電プラント１１０の原子炉の熱出力Ｑを１００％、発電機１０の電気出力Ｅを１００％としている。
また、原子力発電プラント１１０の原子炉の熱出力Ｑを１００％、発電機１０の電気出力Ｅを１００％としている。
高圧タービン７に流入した１００％の蒸気流量の内、６．２％は、高圧タービン７の途中段から抽気され、高圧抽気管２４Ａを経由し、タービン駆動給水ポンプ１５Ａ及び電動機駆動給水ポンプ１５Ｂの下流に配された高圧給水加熱器（給水加熱器）１７に導かれて給水を加熱後、給水加熱器ドレン管２７を経由して、図１では５段に設けられている低圧給水加熱器（給水加熱器）１３の内の高温側の第１段の低圧給水加熱器１３ａ（図中、「第１」と表示）のドレン側に導かれる。
高圧タービン７に流入した１００％の蒸気流量の内、残りは高圧タービン出口から出た後、８４．２％がクロスアラウンド管２１により湿分分離器８’に導かれて湿分分離器８’において湿分が除去され、９．６％が高圧抽気管２４Ｂを経由して第１段の低圧給水加熱器１３ａ（図中、「第１」と表示）に導かれて給水を加熱する。
ここで、クロスアラウンド管２１が請求項に記載の「高圧タービン出口から低圧タービン入口までの配管」に対応する。
ここで、クロスアラウンド管２１が請求項に記載の「高圧タービン出口から低圧タービン入口までの配管」に対応する。
湿分分離器８’で湿分を除去された蒸気は再びクロスアラウンド管２１を経由して、７３．６％が低圧タービン入口から低圧タービン９に流入し、低圧タービンを駆動する。湿分分離器８’で湿分を除去された蒸気の内、１．６％はクロスアラウンド管２１の途中の分岐から抽気されて、給水ポンプ用抽気管２８を経由して、タービン駆動給水ポンプ１５Ａを駆動する給水ポンプ駆動タービン１４に導かれ、その排気は給水ポンプ用タービン排気管２９を経由して復水器１１にダンプされる。
ちなみに、図１では、給水ポンプ駆動タービン１４とタービン駆動給水ポンプ１５Ａは分離して描かれているが、実際は、一体に組み合わされ、給水ポンプ駆動タービン１４の出力軸でタービン駆動給水ポンプ１５Ａが直接駆動される構造のものである。
湿分分離器８’で除去された湿分の質量流量８．９％は、ドレン管２５を経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ（図中、「第２」と表示）に導かれ、給水を加熱する。
湿分分離器８’で除去された湿分の質量流量８．９％は、ドレン管２５を経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ（図中、「第２」と表示）に導かれ、給水を加熱する。
低圧タービン入口から低圧タービン９に流入した蒸気は、多段の翼車を含む低圧タービン９を駆動しながら、低圧タービン９の複数の翼車の段に配置された抽気口からそれぞれ２．０％，４．４％，４．４％，６．８％抽気されて、各低圧抽気管２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄを経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ、第３段の低圧給水加熱器１３ｃ（図中、「第３」と表示）、第４段の低圧給水加熱器１３ｄ（図中、「第４」と表示）、第５段の低圧給水加熱器１３ｅ（図中、「第５」と表示）にそれぞれ導かれ、給水を加熱する。
高圧タービン７及び低圧タービン９は一軸に連結されて発電機１０を駆動し、電気出力１００％を出力する。
高圧タービン７及び低圧タービン９は一軸に連結されて発電機１０を駆動し、電気出力１００％を出力する。
なお、図１での各低圧抽気管２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄの低圧タービン９側の抽気口の位置は、ヒートバランスの模式図を煩雑にしないため正確になっていないが、低圧抽気管２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄの順に低圧タービン入口側に近い翼車の段から抽気していることは言うまでもないことである。
低圧タービン出口から排気される５４．２％の蒸気は復水器１１にダンプされ、ここで水に戻される。第１段の低圧給水加熱器１３ａ、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ、第３段の低圧給水加熱器１３ｃ、第４段の低圧給水加熱器１３ｄに導かれた蒸気やドレンは、それらの低圧給水加熱器１３ａ〜１３ｄにおいて給水を加熱してドレンとなり、より低温側、例えば、第１段の低圧給水加熱器１３ａならば第２段の低圧給水加熱器１３ｂへ、第２段の低圧給水加熱器１３ｂならば第３段の低圧給水加熱器１３ｃへ、それぞれのドレン側に給水加熱器ドレン管２７を経由して送られ、給水を加熱し、最終段の第５段の低圧給水加熱器１３ｅを経由したドレンは、復水器１１へダンプされる。
復水器１１へダンプされ凝縮された水は、給水配管３０に導かれ、低圧復水ポンプ１２Ａ及び高圧復水ポンプ１２Ｂで昇圧されて、多段の低圧給水加熱器１３を低圧給水加熱器１３ｅ，１３ｄ，１３ｃ，１３ｂ，１３ａの順に経由して、タービン駆動給水ポンプ１５Ａ、及び電動機駆動給水ポンプ１５Ｂにより更に昇圧されて、高圧給水加熱器１７を経由して、原子炉圧力容器１Ａの給水ノズル１ｂに戻る。この原子炉圧力容器１Ａへの給水のエンタルピ（以下、給水エンタルピと称する）は９２４ｋＪ／ｋｇで、質量流量１００％である。
ちなみに、高圧給水加熱器１７で加熱される前の給水のエンタルピは８１２ｋＪ／ｋｇである。
ちなみに、高圧給水加熱器１７で加熱される前の給水のエンタルピは８１２ｋＪ／ｋｇである。
ところで、図１を含め以下に示すヒートバランスを説明する図は、模式的なヒートバランスであるので、原子力発電プラントの補機用に抽気される蒸気を省略したり、絶対％表示を小数点第２位で四捨五入して表示したりしてある関係で、マスバランスが取れていないように見える。
例えば、主蒸気管５から抽気される復水器１１の真空度維持のための蒸気式空気抽出器用の抽気量や、高圧タービン７や低圧タービン９の軸シールのためのグラウンド蒸気発生用の抽気量等は省略されている。
例えば、主蒸気管５から抽気される復水器１１の真空度維持のための蒸気式空気抽出器用の抽気量や、高圧タービン７や低圧タービン９の軸シールのためのグラウンド蒸気発生用の抽気量等は省略されている。
なお、図１の原子炉圧力容器１Ａにおいて、ヒートバランスに直接関係しないＢＷＲ５型原子炉の特徴である再循環ポンプや再循環ループの配管は省略してある。
また、原子炉圧力容器１Ａで発生した蒸気が供給される蒸気出口ノズル１ａ（原子炉出口）から高圧タービン７までの主蒸気管５、高圧タービン７を含む低圧タービン入口までを高圧蒸気系と称し、低圧タービン９を含み、低圧タービン入口から復水器１１の入口までを低圧蒸気系と称し、復水器１１、復水器１１から供給された給水を加熱する低圧給水加熱器（給水加熱器）１３、及び高圧給水加熱器（給水加熱器）１７を含み、復水器１１から低圧給水加熱器１３及び高圧給水加熱器１７を経由して原子炉圧力容器１Ａの給水ノズル１ｂまで給水を導く給水配管３０を給水系と称する。
また、高圧タービン７から抽気して高圧給水加熱器１７に導く高圧抽気管２４Ａの蒸気流量が、請求項に記載の「前記高圧タービンから抽気して前記給水加熱器に導く蒸気の抽気量」に対応する。
また、原子炉圧力容器１Ａで発生した蒸気が供給される蒸気出口ノズル１ａ（原子炉出口）から高圧タービン７までの主蒸気管５、高圧タービン７を含む低圧タービン入口までを高圧蒸気系と称し、低圧タービン９を含み、低圧タービン入口から復水器１１の入口までを低圧蒸気系と称し、復水器１１、復水器１１から供給された給水を加熱する低圧給水加熱器（給水加熱器）１３、及び高圧給水加熱器（給水加熱器）１７を含み、復水器１１から低圧給水加熱器１３及び高圧給水加熱器１７を経由して原子炉圧力容器１Ａの給水ノズル１ｂまで給水を導く給水配管３０を給水系と称する。
また、高圧タービン７から抽気して高圧給水加熱器１７に導く高圧抽気管２４Ａの蒸気流量が、請求項に記載の「前記高圧タービンから抽気して前記給水加熱器に導く蒸気の抽気量」に対応する。
《第１の実施形態：低圧タービンの出口蒸気流量の設計余裕約１１２％の場合》
次に、図２を参照しながら適宜図１を参照して、本発明の第１の実施形態に係わる原子力発電プラントについて説明する。
次に、図２を参照しながら適宜図１を参照して、本発明の第１の実施形態に係わる原子力発電プラントについて説明する。
最近のＢＷＲ原子力発電プラントに用いられる燃料集合体は、運転時の熱的制限値や過渡時の熱的制限値に対して余裕のある燃料集合体が開発され、ＢＷＲ原子炉の熱出力を増大させることが可能となっている。
ＢＷＲ原子力発電プラントの一般的な高圧タービンは、約１０５％以下の蒸気流量増加に対応できる設計余裕がある。また、低圧タービンでも、出口蒸気流量に対する設計余裕は設計余裕の小さいＢＷＲ原子力発電プラントでも約１１２％であり、最大のものでは約１２０％、中にはそれ以上のものもある。
ＢＷＲ原子力発電プラントの一般的な高圧タービンは、約１０５％以下の蒸気流量増加に対応できる設計余裕がある。また、低圧タービンでも、出口蒸気流量に対する設計余裕は設計余裕の小さいＢＷＲ原子力発電プラントでも約１１２％であり、最大のものでは約１２０％、中にはそれ以上のものもある。
そこで原子力発電プラント１１０（図１）における高圧タービン７と低圧タービン９の設計余裕の範囲で、原子炉の熱出力Ｑを増大させ電気出力Ｅをできるだけ増大させるように、できるだけ小規模な改造で済ませる出力増大方法（原子力発電プラントの運転方法）を考えることが、ＢＷＲ原子力発電プラントの発電コスト低減の観点から好ましい。
図２に示す本実施形態の原子力発電プラント１００Ａは、低圧タービン９の出口蒸気流量の設計余裕が約１１２％の場合の原子力発電プラント１１０における原子炉の熱出力Ｑを１５％増大させ、電気出力Ｅを１５％近く増大させるものである。その特徴は、湿分分離器８’を湿分分離加熱器８に改造、又は湿分分離器８’を取り外して新たに湿分分離加熱器８を設置するものであり、原子炉の熱出力増大による蒸気出口ノズル１ａからの蒸気流量の増加分のほぼ全ての８．８％を湿分分離加熱器８の加熱器用に利用するものである。
なお、原子力発電プラント１１０の状態で運転していた場合の運転サイクルが請求項に記載の「第１の運転サイクル」に対応し、改造した後、原子力発電プラント１００Ａの状態で運転している場合の運転サイクルが請求項に記載の「第２の運転サイクル」に対応する。また、原子力発電プラント１１０の状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１００％が請求項に記載の「第１の熱出力」に、原子力発電プラント１００Ａの状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１１５％が請求項に記載の「第２の熱出力」に対応する。
ちなみに、原子力発電プラント１１０，１００Ａにおいて、起動から燃料交換のために原子力発電プラント１１０，１００Ａの運転を停止するまでの期間を１つの運転サイクルと称する。
ちなみに、原子力発電プラント１１０，１００Ａにおいて、起動から燃料交換のために原子力発電プラント１１０，１００Ａの運転を停止するまでの期間を１つの運転サイクルと称する。
原子力発電プラント１１０から原子力発電プラント１００Ａに改造して、原子力発電プラント１００Ａにおいて原子炉の熱出力Ｑを増大させることは、運転中の制御棒の挿入量を第２の運転サイクルにおいて第１の運転サイクルよりも減ずることや、燃料集合体の種類を変更すること等の原子炉の反応度を高めることで実現可能である。
以下に、具体的な改造後の原子力発電プラント１００Ａの構成について、特にそのヒートバランスについて説明する。
以下に、具体的な改造後の原子力発電プラント１００Ａの構成について、特にそのヒートバランスについて説明する。
ＢＷＲ原子力発電プラントの出力増大の改造は、ＢＷＲ原子力発電プラントの当初の設置許可を受けた段階における原子炉冷却材圧力バウンダリの健全性への要求（通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び事故時において、原子炉圧力容器を含めた原子炉冷却材圧力バウンダリの最大使用圧力の所定倍（１．１倍）以下の圧力とする）を守る観点から、原子炉圧力容器１Ａの通常運転時の圧力は増加させることはできないので、蒸気出口ノズル１ａにおける蒸気のエンタルピ２７６６ｋＪ／ｋｇは、ベースとした比較例の原子力発電プラント１１０の場合と同じとしている。
図２は、ベースとする比較例の原子力発電プラントを電気出力で約１５％出力増大の改造をした第１の実施形態に係わる原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。
本実施形態における原子力発電プラント１００Ａの構成は、ベースとした比較例の原子力発電プラント１１０とは、基本的に同じ構成であるが、湿分分離器８’が湿分分離加熱器８に改造又は置き換えられて設置されている。そして、主蒸気管５の高圧タービン入口の手前（上流側）から分岐して接続された加熱器用分岐管２２が、湿分分離加熱器８に内蔵された図示しない加熱器用の管束に高温蒸気を供給するための加熱器入口に接続している。主蒸気管５から分岐された蒸気は、加熱器用分岐管２２を通過後、湿分分離加熱器８の加熱器出口に接続している加熱器排気管２３を経由して、高圧抽気管２４Ａの後記する流量調整弁１８の下流側において高圧抽気管２４Ａと合流して高圧給水加熱器１７に導かれ、給水を加熱する。そして、給水加熱器ドレン管２７により、低圧給水加熱器１３の各段の低圧給水加熱器１３ａ〜１３ｅのドレン側に順に供給され、最終的に復水器１１にダンプされる。
ベースの原子力発電プラント１１０と同じ構成については、同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
本実施形態における原子力発電プラント１００Ａの構成は、ベースとした比較例の原子力発電プラント１１０とは、基本的に同じ構成であるが、湿分分離器８’が湿分分離加熱器８に改造又は置き換えられて設置されている。そして、主蒸気管５の高圧タービン入口の手前（上流側）から分岐して接続された加熱器用分岐管２２が、湿分分離加熱器８に内蔵された図示しない加熱器用の管束に高温蒸気を供給するための加熱器入口に接続している。主蒸気管５から分岐された蒸気は、加熱器用分岐管２２を通過後、湿分分離加熱器８の加熱器出口に接続している加熱器排気管２３を経由して、高圧抽気管２４Ａの後記する流量調整弁１８の下流側において高圧抽気管２４Ａと合流して高圧給水加熱器１７に導かれ、給水を加熱する。そして、給水加熱器ドレン管２７により、低圧給水加熱器１３の各段の低圧給水加熱器１３ａ〜１３ｅのドレン側に順に供給され、最終的に復水器１１にダンプされる。
ベースの原子力発電プラント１１０と同じ構成については、同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
図２において、熱出力Ｑの％表示、電気出力Ｅの％表示、及び質量流量Ｇの％表示は、前記したベースとする原子力発電プラント１１０における％表示と基準を同じにしたものであり、いわゆる、絶対％表示である。それらの値に付した（ ）内の％表示は、原子力発電プラント１００Ａにおける絶対％表示の値を、対応する原子力発電プラント１１０における絶対％表示の値と比較した相対％表示の値である。
なお、本実施形態には、原子力発電プラント１１０を当初建設したときに湿分分離加熱器８が設置されているが、その内蔵の加熱器に高温蒸気を通すための加熱器用分岐管２２や加熱器排気管２３が配管されておらず、単に、湿分分離器としての機能のみで運用され、その後に、原子炉の熱出力Ｑの増大の設置許可や工事認可等の官庁の許可を得て、第２の運転サイクルの前に改造工事で加熱器用分岐管２２、加熱器排気管２３等を追設する場合も含んでいる。
なお、本実施形態には、原子力発電プラント１１０を当初建設したときに湿分分離加熱器８が設置されているが、その内蔵の加熱器に高温蒸気を通すための加熱器用分岐管２２や加熱器排気管２３が配管されておらず、単に、湿分分離器としての機能のみで運用され、その後に、原子炉の熱出力Ｑの増大の設置許可や工事認可等の官庁の許可を得て、第２の運転サイクルの前に改造工事で加熱器用分岐管２２、加熱器排気管２３等を追設する場合も含んでいる。
図２に示すように原子力発電プラント１００Ａでは、原子炉への給水エンタルピ（Ｈ＝８３２ｋＪ／ｋｇ、給水温度で約１９５℃）を第１の運転サイクルの給水エンタルピ（Ｈ＝９２４ｋＪ／ｋｇ、給水温度で約２１５℃）より９２ｋＪ／ｋｇ（給水温度で約２０℃）だけ低下させているため、蒸気出口ノズル１ａにおける蒸気流量は原子炉の熱出力の１５％の増大に対して９．５％の増加となっている。
主蒸気管５から、主蒸気流量の約８．８％の蒸気を加熱器用分岐管２２で分岐して湿分分離加熱器８の加熱器に回しているので、高圧タービン７への蒸気流量は１００．４％（０．６％の増加）に抑制されている。そして、高圧タービン７に流入した１００．４％の蒸気流量の内、高圧給水加熱器１７への抽気は、高圧抽気管２４Ａの途中に、流路抵抗として作用させる電動機で開度を遠隔制御できる流量調整弁１８を設けて、０．０５％（９９．２％の減少）に抑制されている。残りは高圧タービン出口から出た後、９２．０％（９．３の増加）がクロスアラウンド管２１により湿分分離加熱器８に導かれて湿分分離加熱器８において湿分が除去され、８．３％（１３．５％の減少）が高圧抽気管２４Ｂを経由して第１段の低圧給水加熱器１３ａに導かれ、給水を加熱する。
なお、前記した湿分分離加熱器８の加熱器用に主蒸気管５から分岐される蒸気流量８．８％は、高圧タービン７から低圧タービン９への増加した蒸気流量９２．０％の加熱に見合った流量である。
なお、前記した湿分分離加熱器８の加熱器用に主蒸気管５から分岐される蒸気流量８．８％は、高圧タービン７から低圧タービン９への増加した蒸気流量９２．０％の加熱に見合った流量である。
主蒸気管５から加熱器用分岐管２２で湿分分離加熱器８の加熱器用に分岐された蒸気流量８．８％は、湿分分離加熱器８で高圧タービン７から排気された９２．０％の蒸気流量を加熱した後、加熱器排気管２３を経由して、高圧抽気管２４Ａの流量調整弁１８Ａの下流側に合流する。
湿分分離加熱器８で湿分を除去された蒸気は再びクロスアラウンド管２１を経由して、８０．１％（８．８％の増加）が低圧タービン入口から低圧タービン９に流入し、低圧タービンを駆動する。湿分分離加熱器８で湿分を除去された蒸気の内１．６％（２．４％の減少）はクロスアラウンド管２１の途中の分岐から抽気されて、給水ポンプ用抽気管２８を経由して、タービン駆動給水ポンプ１５Ａを駆動する給水ポンプ駆動タービン１４に導かれ、その排気は給水ポンプ用タービン排気管２９を経由して復水器１１にダンプされる。
湿分分離加熱器８で除去された湿分の質量流量１０．３％（１５．７％の増加）は、ドレン管２５を経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂに導かれ、給水を加熱する。
湿分分離加熱器８で除去された湿分の質量流量１０．３％（１５．７％の増加）は、ドレン管２５を経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂに導かれ、給水を加熱する。
低圧タービン入口から低圧タービン９に流入した蒸気は、多段の翼車を含む低圧タービン９を駆動しながら、低圧タービン９の複数の翼車の段に配置された抽気口からそれぞれ１．９％（４％の減少），４．６％（４．９％の増加），４．３％（１．３％の減少），６．５％（４．７％の減少）抽気されて、各低圧抽気管２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄを経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ、第３段の低圧給水加熱器１３ｃ、第４段の低圧給水加熱器１３ｄ、第５段の低圧給水加熱器１３ｅにそれぞれ導かれ、給水を加熱する。
低圧タービン出口から復水器１１にダンプされる蒸気流量は、６１．１％（１２．８％の増加）であり、ほぼ低圧タービン９の出口蒸気流量の設計余裕、約１１２％を満たしている。
低圧タービン出口から復水器１１にダンプされる蒸気流量は、６１．１％（１２．８％の増加）であり、ほぼ低圧タービン９の出口蒸気流量の設計余裕、約１１２％を満たしている。
前記のように主に高圧タービン７の途中段からの抽気量の減少及び低圧タービン９への蒸気流量の増加により、電気出力の増大は、熱出力の１５％の増大に、ほぼ見合った１１４．４％となっている。
このとき、復水器１１から給水配管３０を経由して原子炉圧力容器１Ａの給水ノズル１ｂに戻る給水の質量流量は１０９．５％（９．５％の増加）であるにも拘わらず、低圧給水加熱器１３へ抽気される蒸気の抽気量は全部で３５．９％（＝８．３＋１０．３＋１．９＋４．６＋４．３＋６．５）であり、低圧給水加熱器１３においてエンタルピ７９７ｋＪ／ｋｇまで加熱される。
このとき、復水器１１から給水配管３０を経由して原子炉圧力容器１Ａの給水ノズル１ｂに戻る給水の質量流量は１０９．５％（９．５％の増加）であるにも拘わらず、低圧給水加熱器１３へ抽気される蒸気の抽気量は全部で３５．９％（＝８．３＋１０．３＋１．９＋４．６＋４．３＋６．５）であり、低圧給水加熱器１３においてエンタルピ７９７ｋＪ／ｋｇまで加熱される。
高圧給水加熱器１７への蒸気の抽気量も見かけは９．６％（０．８＋８．８）であるが、その内の８．８％は湿分分離加熱器８の加熱器からの排気であり、最終段の高圧給水加熱器１７で３５ｋＪ／ｋｇ（＝７９７→８３２）だけ加熱されている。
ベースである比較例の原子力発電プラント１１０の場合の低圧給水加熱器１３へ抽気される蒸気流量は３６．１％（＝９．６＋８．９＋２．０＋４．４＋４．４＋６．８）と比較しても、低圧給水加熱器１３への蒸気の抽気量は給水の質量流量の増加にも見合っておらず、高圧給水加熱器１７での加熱量も給水の質量流量の増加に見合うものではない。
ベースである比較例の原子力発電プラント１１０の場合の低圧給水加熱器１３へ抽気される蒸気流量は３６．１％（＝９．６＋８．９＋２．０＋４．４＋４．４＋６．８）と比較しても、低圧給水加熱器１３への蒸気の抽気量は給水の質量流量の増加にも見合っておらず、高圧給水加熱器１７での加熱量も給水の質量流量の増加に見合うものではない。
従って、給水のエンタルピは、ベースである比較例の原子力発電プラント１１０の状態における第１の運転サイクルでの給水エンタルピ９２４ｋＪ／ｋｇより低い８３２ｋＪ／ｋｇ（給水温度約１９５℃）となっている。この低い給水エンタルピにより、原子炉の熱出力が原子力発電プラント１００Ａの状態における第２の運転サイクルで、改造前の第１のサイクルの１１５％に増大していても、主蒸気管５の蒸気流量は、１０９．５％に抑制されている。
本実施形態のように給水エンタルピを下げて、炉心内のボイド率（蒸気の体積割合）を減少させ、反応度を高めることによって原子炉の熱出力を増大させることができる。そのためには、高圧蒸気系及び低圧蒸気系から抽気して高圧給水加熱器１７や低圧給水加熱器１３に送る蒸気流量を減少させれば良いが、単に全体的に蒸気の抽気量を減少させると、原子炉の熱出力が、原子炉圧力容器１Ａ内の水を飽和温度にまで上昇させるのに多く使われ、蒸気発生量が余り増加しないので、原子力発電プラント全体の熱効率が大きく減少して発電量をあまり増大させることができない。
従って、高圧タービン７の途中段、又は高圧タービン出口（実際には高圧タービン出口から湿分分離加熱器８の入口までの間）からの抽気蒸気量を選択的に減少させることで、低圧タービン９に流れる蒸気流量を増加させて発電量を増大させる。すなわち、原子炉での熱出力増大時に、湿分分離加熱器８の加熱器へ主蒸気管５から蒸気を８．８％（８〜９％）分岐させることにより、高圧タービン７への蒸気流量を抑制している。その上、高圧タービン７からの抽気量を低減して高圧タービン７を通過する蒸気流量及び低圧タービン９への蒸気流量を増加させつつ、高圧給水加熱器１７での加熱量を３５ｋＪ／ｋｇ（＝７９７→８３２）と、ベースである比較例における１１２ｋＪ／ｋｇ（＝８１２→９２４）よりも大幅に抑制して、給水エンタルピをベースである比較例よりも９２ｋＪ／ｋｇ（約２０℃）下げることで、電気出力を増大させている。
《第１の実施形態に対する参考例と変形例》
（第１の実施形態に対する参考例）
次に、図３を参照しながら適宜図２を参照して本実施形態の出力増大方法に対する参考例について説明する。本参考例の原子力発電プラント１２０は、原子力発電プラント１００Ａと同じである。異なるのは原子力発電プラント１００Ａが原子炉の熱出力を１５％増大させるときに、給水エンタルピをベースの原子力発電プラント１１０の９２４ｋＪ／ｋｇから９２ｋＪ／ｋｇだけ低下させているのに対し、原子力発電プラント１２０では、ベースの原子力発電プラント１１０と同じ給水エンタルピとしている点である。
図３は、第１の実施形態の参考例の原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である
（第１の実施形態に対する参考例）
次に、図３を参照しながら適宜図２を参照して本実施形態の出力増大方法に対する参考例について説明する。本参考例の原子力発電プラント１２０は、原子力発電プラント１００Ａと同じである。異なるのは原子力発電プラント１００Ａが原子炉の熱出力を１５％増大させるときに、給水エンタルピをベースの原子力発電プラント１１０の９２４ｋＪ／ｋｇから９２ｋＪ／ｋｇだけ低下させているのに対し、原子力発電プラント１２０では、ベースの原子力発電プラント１１０と同じ給水エンタルピとしている点である。
図３は、第１の実施形態の参考例の原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である
図３において、熱出力Ｑの％表示、電気出力Ｅの％表示、及び質量流量Ｇの％表示は、前記したベースとする原子力発電プラント１１０における％表示と基準を同じにしたものであり、いわゆる、絶対％表示である。それらの値に付した（ ）内の％表示は、原子力発電プラント１２０における絶対％表示の値を、対応する原子力発電プラント１１０における絶対％表示の値と比較した相対％表示の値である。
図３に示す出力増大の場合は、給水エンタルピを原子力発電プラント１１０と同じ９２４ｋＪ／ｋｇ（給水温度約２１５℃）としているため、主蒸気管５の蒸気流量は、原子炉の熱出力の増大に比例した約１１５％（１１４．９％）である。湿分分離加熱器８へ、第１の実施形態の原子力発電プラント１００Ａと同じ８．８％を分岐して導いても、高圧タービン７への蒸気流量は約１０６％（１０５．８％）に増加している。また、高圧タービン７の途中段から高圧給水加熱器１７への抽気量も３．２％（４７．６％減）とベースの原子力発電プラント１１０における抽気量からの低減量も比較的小さいため、低圧タービン９への蒸気流量は約７９％（７．０％の増加）と、第１の実施形態と同等であり、電気出力の増大も同等の約１１５％である。
図３に示す出力増大の場合は、給水エンタルピを原子力発電プラント１１０と同じ９２４ｋＪ／ｋｇ（給水温度約２１５℃）としているため、主蒸気管５の蒸気流量は、原子炉の熱出力の増大に比例した約１１５％（１１４．９％）である。湿分分離加熱器８へ、第１の実施形態の原子力発電プラント１００Ａと同じ８．８％を分岐して導いても、高圧タービン７への蒸気流量は約１０６％（１０５．８％）に増加している。また、高圧タービン７の途中段から高圧給水加熱器１７への抽気量も３．２％（４７．６％減）とベースの原子力発電プラント１１０における抽気量からの低減量も比較的小さいため、低圧タービン９への蒸気流量は約７９％（７．０％の増加）と、第１の実施形態と同等であり、電気出力の増大も同等の約１１５％である。
高圧タービン７に流入した１０５．８％（５．８％の増加）の蒸気流量の内、残りは高圧タービン出口から出た後、９１．２％（８．４の増加）がクロスアラウンド管２１により湿分分離加熱器８に導かれて湿分分離加熱器８において湿分が除去され、１１．３％（１７．７％の増加）が高圧抽気管２４Ｂを経由して第２段の低圧給水加熱器１３ｂに導かれ、給水を加熱する。
主蒸気管５から湿分分離加熱器８の加熱器に分岐された蒸気流量８．８％は、湿分分離加熱器８で高圧タービン７から排気された９１．２％の蒸気流量を加熱した後、加熱器排気管２３を経由して、高圧抽気管２４Ａの流量調整弁１８Ａの下流側に合流する。
主蒸気管５から湿分分離加熱器８の加熱器に分岐された蒸気流量８．８％は、湿分分離加熱器８で高圧タービン７から排気された９１．２％の蒸気流量を加熱した後、加熱器排気管２３を経由して、高圧抽気管２４Ａの流量調整弁１８Ａの下流側に合流する。
湿分分離加熱器８で湿分を除去された蒸気は再びクロスアラウンド管２１を経由して、７８．８％（７．０％の増加）が低圧タービン入口から低圧タービン９に流入し、低圧タービンを駆動する。湿分分離加熱器８で湿分を除去された蒸気の内の１．７％（７．０％の増加）はクロスアラウンド管２１の途中の分岐から抽気されて、給水ポンプ用抽気管２８を経由して、タービン駆動給水ポンプ１５Ａを駆動する給水ポンプ駆動タービン１４に導かれ、その排気は給水ポンプ用タービン排気管２９を経由して復水器１１にダンプされる。
湿分分離加熱器８で除去された湿分の質量流量９．９％（１１．２％の増加）は、ドレン管２５を経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂに導かれ、給水を加熱する。
湿分分離加熱器８で除去された湿分の質量流量９．９％（１１．２％の増加）は、ドレン管２５を経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂに導かれ、給水を加熱する。
低圧タービン入口から低圧タービン９に流入した蒸気は、多段の翼車を含む低圧タービン９を駆動しながら、低圧タービン９の複数の翼車の段に配置された抽気口からそれぞれ１．９％（５．７％の減少），４．６％（４．５％の増加），４．１％（４．６％の減少），６．５％（５．６％の減少）抽気されて、各低圧抽気管２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄを経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ、第３段の低圧給水加熱器１３ｃ、第４段の低圧給水加熱器１３ｄ、第５段の低圧給水加熱器１３ｅにそれぞれ導かれ、給水を加熱する。
低圧タービン出口から復水器１１にダンプされる蒸気流量は、６０．７％（１１．９％の増加）であり、低圧タービン９の出口蒸気流量の設計余裕、約１１２％を満たしている。
復水器１１からの給水１１４．９％（１４．９％の増加）は低圧給水加熱器１３においてエンタルピ８４８ｋＪ／ｋｇまで加熱され、最終段の高圧給水加熱器１７で７６ｋＪ／ｋｇ（＝８４８→９２４）加熱されている。
前記のように主に高圧タービン７の途中段からの抽気量の減少及び低圧タービン９への蒸気流量の増加により、電気出力の増大は、熱出力の１５％の増大に、ほぼ見合った約１５％となっている。
低圧タービン出口から復水器１１にダンプされる蒸気流量は、６０．７％（１１．９％の増加）であり、低圧タービン９の出口蒸気流量の設計余裕、約１１２％を満たしている。
復水器１１からの給水１１４．９％（１４．９％の増加）は低圧給水加熱器１３においてエンタルピ８４８ｋＪ／ｋｇまで加熱され、最終段の高圧給水加熱器１７で７６ｋＪ／ｋｇ（＝８４８→９２４）加熱されている。
前記のように主に高圧タービン７の途中段からの抽気量の減少及び低圧タービン９への蒸気流量の増加により、電気出力の増大は、熱出力の１５％の増大に、ほぼ見合った約１５％となっている。
図３に示した参考例の原子力発電プラント１２０における出力増大方法では、高圧タービン７への蒸気流量が約１０６％と、前記した一般的なＢＷＲ５の原子力発電プラント１１０の高圧タービン７の蒸気流量の設計余裕１０５％を超えており、高圧タービン７の改造又は交換が必要となる。一方、図２に示す第１の実施形態では、高圧タービン７への蒸気流量は設計余裕内であり、保守的に許容範囲を１０４．５％と小さめに設定しても高圧タービン７の改造又は交換は不必要である。
（第１の実施形態に対する変形例）
そこで、参考例の原子力発電プラント１２０を見直して、給水エンタルピを下げて高圧タービン７への蒸気流量を前記許容範囲の１０４．５％にする第１の実施形態に対する変形例を考える。そして参考例の原子力発電プラント１２０を見直したものを、以下では原子力発電プラント１２０Ｍと称する。
ただし、主蒸気管５から湿分分離加熱器８の加熱器用に分岐する蒸気流量は８．８％と固定する。
そこで、参考例の原子力発電プラント１２０を見直して、給水エンタルピを下げて高圧タービン７への蒸気流量を前記許容範囲の１０４．５％にする第１の実施形態に対する変形例を考える。そして参考例の原子力発電プラント１２０を見直したものを、以下では原子力発電プラント１２０Ｍと称する。
ただし、主蒸気管５から湿分分離加熱器８の加熱器用に分岐する蒸気流量は８．８％と固定する。
蒸気流量を前記許容範囲の１０４．５％にするには、図３のヒートバランスから主蒸気管５の蒸気流量を１０５．８％→１０４．５％に、つまり、１．３％だけ低減させれば良く、図２に示したヒートバランスと図３に示したヒートバランスから、給水エンタルピの必要な低下量は以下のように求められる。
（給水エンタルピの必要な低下量）＝（必要な蒸気流量の低下量）／（図２と図３における給水エンタルピの差による蒸気流量の差）＊（図２と図３における給水エンタルピの差）＊（高圧タービンの入口流量が１０４．５％のときの給水流量＝原子炉の蒸気発生量）／（図２における給水流量）＝（１．３）／（１１４．９−１０９．５）＊（９２４−８３２）＊（１１４．９−１．３）／（１０９．５）＝２３．０ｋＪ／ｋｇ
給水エンタルピの必要な低下量は２３．０ｋＪ／ｋｇ、つまり、約５℃の給水温度の低下が必要になる。
（給水エンタルピの必要な低下量）＝（必要な蒸気流量の低下量）／（図２と図３における給水エンタルピの差による蒸気流量の差）＊（図２と図３における給水エンタルピの差）＊（高圧タービンの入口流量が１０４．５％のときの給水流量＝原子炉の蒸気発生量）／（図２における給水流量）＝（１．３）／（１１４．９−１０９．５）＊（９２４−８３２）＊（１１４．９−１．３）／（１０９．５）＝２３．０ｋＪ／ｋｇ
給水エンタルピの必要な低下量は２３．０ｋＪ／ｋｇ、つまり、約５℃の給水温度の低下が必要になる。
また、図３のヒートバランスから給水エンタルピを２３．０ｋＪ／ｋｇ低下させるために、高圧タービン７から高圧給水加熱器１７への抽気量を低減させる必要がある。図２に示したヒートバランスと図３に示したヒートバランスから、高圧タービン７からの抽気量の低減量は以下のように求められる。
（図３における高圧給水加熱器への抽気量の低減量）＝（必要な蒸気流量の低減量）／（図２と図３における給水エンタルピの差による蒸気流量の差）＊（図２と図３における給水加熱器での加熱量の差＝抽気量の差）＊（高圧タービンの入口流量が１０４．５％のときの給水流量＝原子炉の蒸気発生量）／（図２における給水流量）＝（１．３）／（１１４．９−１０９．５）＊（３．２−０．０５）＊（１１４．９−１．３）／（１０９．５）＝０．７９％
図３のヒートバランスにおける高圧タービン７からの抽気量を３．２％から０．８％減じた２．４％、つまり、ベースとなる比較例の原子力発電プラント１１０における６．２％を基準にすると相対％表示で約３９％となる。
（図３における高圧給水加熱器への抽気量の低減量）＝（必要な蒸気流量の低減量）／（図２と図３における給水エンタルピの差による蒸気流量の差）＊（図２と図３における給水加熱器での加熱量の差＝抽気量の差）＊（高圧タービンの入口流量が１０４．５％のときの給水流量＝原子炉の蒸気発生量）／（図２における給水流量）＝（１．３）／（１１４．９−１０９．５）＊（３．２−０．０５）＊（１１４．９−１．３）／（１０９．５）＝０．７９％
図３のヒートバランスにおける高圧タービン７からの抽気量を３．２％から０．８％減じた２．４％、つまり、ベースとなる比較例の原子力発電プラント１１０における６．２％を基準にすると相対％表示で約３９％となる。
まとめると、本実施形態において、ベースである比較例よりも原子炉の熱出力（第２の熱出力）を１１５％に増大させて、電気出力を約１５％増大させる方法として、次の２ケースが考えられる。
〈ケース１：原子力発電プラント１００Ａ〉
図２に示したように原子炉の蒸気発生量を、湿分分離加熱器８の加熱器用に８．８％の蒸気流量を主蒸気管５から分岐する量だけ増加させ（約１０９％）、略１００％の蒸気流量を高圧タービン７に導き、高圧タービン７からの高圧給水加熱器１７への抽気量を最小限の１％以下とするケース。
〈ケース２：原子力発電プラント１２０Ｍ〉
図３の参考例を修正した原子力発電プラント１２０Ｍのように、原子炉の蒸気発生量を、湿分分離加熱器８の加熱器用に８．８％の蒸気流量を主蒸気管５から分岐する量と、高圧タービン７の許容範囲１０４．５％とを合算した量、つまり、約１１３．５％に増加させ、高圧タービン７からの高圧給水加熱器１７への抽気量を、ベースとする比較例に対する相対％で約３９％とするケース。
そして、この２つのケースの間で、連続的に高圧タービン７への蒸気流量を１００〜１０４．５％の間で調整し、それに応じて、高圧給水加熱器１７への抽気量を、ベースとする比較例に対する相対％で１〜３９％の間に設定することが可能である。
〈ケース１：原子力発電プラント１００Ａ〉
図２に示したように原子炉の蒸気発生量を、湿分分離加熱器８の加熱器用に８．８％の蒸気流量を主蒸気管５から分岐する量だけ増加させ（約１０９％）、略１００％の蒸気流量を高圧タービン７に導き、高圧タービン７からの高圧給水加熱器１７への抽気量を最小限の１％以下とするケース。
〈ケース２：原子力発電プラント１２０Ｍ〉
図３の参考例を修正した原子力発電プラント１２０Ｍのように、原子炉の蒸気発生量を、湿分分離加熱器８の加熱器用に８．８％の蒸気流量を主蒸気管５から分岐する量と、高圧タービン７の許容範囲１０４．５％とを合算した量、つまり、約１１３．５％に増加させ、高圧タービン７からの高圧給水加熱器１７への抽気量を、ベースとする比較例に対する相対％で約３９％とするケース。
そして、この２つのケースの間で、連続的に高圧タービン７への蒸気流量を１００〜１０４．５％の間で調整し、それに応じて、高圧給水加熱器１７への抽気量を、ベースとする比較例に対する相対％で１〜３９％の間に設定することが可能である。
図４は、ベースとする比較例の原子力発電プラントにおける第１の運転サイクルと、第１の実施形態に係わる出力増大の改造後の原子力発電プラントにおける第２の運転サイクルとの比較図であり、（ａ）は湿分分離加熱器の加熱器用の分岐蒸気流量の比較、（ｂ）は高圧給水加熱器への高圧タービンからの抽気量の比較図であり、（ｃ）は原子炉の熱出力の比較図である。
湿分分離加熱器８の加熱器用に主蒸気管５から分岐する蒸気流量（図４の（ａ）では「分岐蒸気流量」と表示）は、前記した絶対％表示で第１の運転サイクルでは０（ゼロ）であるが、改造して出力増大後の原子力発電プラント１００Ａ，１２０，１２０Ｍにおける第２の運転サイクルでは８．８％（図４の（ａ）では、「８〜９％」と表示）である。
高圧給水加熱器１７への高圧タービン７からの抽気量は、ベースとする比較例を１００％とした相対％表示では、改造して出力増大後の原子力発電プラント１００Ａでは１％以下であり、参考例の原子力発電プラント１２０では、５２％であり、原子力発電プラント１２０Ｍでは、３９％である。
原子炉の熱出力は、ベースとする比較例を１００％とすると、改造して出力増大後の原子力発電プラント１００Ａ、１２０，１２０Ｍでは１１５％である。
湿分分離加熱器８の加熱器用に主蒸気管５から分岐する蒸気流量（図４の（ａ）では「分岐蒸気流量」と表示）は、前記した絶対％表示で第１の運転サイクルでは０（ゼロ）であるが、改造して出力増大後の原子力発電プラント１００Ａ，１２０，１２０Ｍにおける第２の運転サイクルでは８．８％（図４の（ａ）では、「８〜９％」と表示）である。
高圧給水加熱器１７への高圧タービン７からの抽気量は、ベースとする比較例を１００％とした相対％表示では、改造して出力増大後の原子力発電プラント１００Ａでは１％以下であり、参考例の原子力発電プラント１２０では、５２％であり、原子力発電プラント１２０Ｍでは、３９％である。
原子炉の熱出力は、ベースとする比較例を１００％とすると、改造して出力増大後の原子力発電プラント１００Ａ、１２０，１２０Ｍでは１１５％である。
以上のように第１の実施形態の原子力発電プラント１００Ａ、及び第１の実施形態に対する変形例の原子力発電プラント１２０Ｍによれば、原子炉の炉心で生じた熱的制限に対する熱的余裕を用いて、高圧タービン７を改造・交換することなく原子炉の熱出力（第２の熱出力）を増大して約１１５％まで増大ができる。
また、第１の実施形態では、ベースとする比較例の原子力発電プラント１１０の場合よりも給水のエンタルピを９２ｋＪ／ｋｇ（２０℃）低減しているので、次の効果がある。給水温度が低下すれば、原子炉での蒸気発生が抑制され、発熱体である燃料集合体の燃料棒周囲のボイド率が減少し、原子炉の炉心の熱的余裕（ＢＷＲの場合ではＭＣＰＲに相当）がベースとする比較例と比較して大きい。すなわち、熱的余裕の許容範囲内で原子炉の熱出力を増大させ易い。
従って、約１１５％の同じ原子炉の熱出力で約１１５％の電気出力を得られる前記したケース１の原子力発電プラント１００Ａと前記したケース２の原子力発電プラント１２０Ｍとでは、原子力発電プラント１００Ａの方が炉心の熱的余裕が大きく、運転の自由度や燃料集合体の取り出し燃焼度をより高い値にする核燃料の経済性の高い燃焼のさせ方ができる。
また、第１の実施形態では、ベースとする比較例の原子力発電プラント１１０の場合よりも給水のエンタルピを９２ｋＪ／ｋｇ（２０℃）低減しているので、次の効果がある。給水温度が低下すれば、原子炉での蒸気発生が抑制され、発熱体である燃料集合体の燃料棒周囲のボイド率が減少し、原子炉の炉心の熱的余裕（ＢＷＲの場合ではＭＣＰＲに相当）がベースとする比較例と比較して大きい。すなわち、熱的余裕の許容範囲内で原子炉の熱出力を増大させ易い。
従って、約１１５％の同じ原子炉の熱出力で約１１５％の電気出力を得られる前記したケース１の原子力発電プラント１００Ａと前記したケース２の原子力発電プラント１２０Ｍとでは、原子力発電プラント１００Ａの方が炉心の熱的余裕が大きく、運転の自由度や燃料集合体の取り出し燃焼度をより高い値にする核燃料の経済性の高い燃焼のさせ方ができる。
なお、図２に示すように、高圧タービン７から高圧給水加熱器１７への抽気量を減少させる抽気点は、高圧タービン７の途中段の抽気点で抽気点が複数ある場合は、一番上流側の抽気点を選ぶと最も効果が高い。原子力発電プラント１００Ａでは、高圧タービン７から高圧給水加熱器１７への高圧抽気管２４Ａの途中に、抽気量を調節する手段として電動機で開度を遠隔調整できる流量調整弁１８を設け、その下流で湿分分離加熱器８からの加熱器排気管２３と合流させて、高圧給水加熱器１７へと導いている。このとき、高圧抽気管２４Ａの流量を調節する手段は、流量調整弁１８に限定されるものではなく、流動抵抗となるものであれば良く、オリフィス等の静的機器でも良い。更に、高圧抽気管２４Ａの流量は、出力増大前の第１の運転サイクルにおける抽気量の相対％で１％以下であることから、他の低圧給水加熱器１３への流量を調整する等で、高圧抽気管２４Ａの抽気量を０（ゼロ）とすることも可能であり、高圧抽気管２４Ａを閉止し削除できる。この場合は、追設する湿分分離加熱器８からの加熱器排気管２３用の配置スペース確保が容易になる効果がある。
更に、本実施形態では、原子炉の熱出力を１１５％増大させる場合を例に説明したが、それに限定されることは無く、主蒸気管５から湿分分離加熱器８の加熱器用に分岐する蒸気流量約８％以上を確保できるように原子炉の熱出力を１０８％以上にベースとする比較例よりも増大させた電気出力が約１０８％以上のケースも含む。
《第２の実施形態：低圧タービンの出口蒸気流量の設計余裕約１２１％の場合》
更に、本発明の実施形態では給水のエンタルピをベースである比較例の原子力発電プラント１１０の場合よりも低減させることにより原子炉の炉心で生じた熱的余裕を用いて、高圧タービン７や低圧タービン９を改造又は交換することなく、高圧タービン７の入口蒸気流量の許容範囲（１０４．５％以下）及び低圧タービン９の出口蒸気流量の許容範囲（ベースの１２１％以下）に対する設計余裕の最大値まで活用することにより原子炉の熱出力を更に増大して約１２１％まで増大させることができる。
以下に、図５、図６を参照しながらそのような例である第２の実施形態の原子力発電プラントについて説明する。
図５は、第２の実施形態に係わる原子力発電プラントの構成を説明する模式図である。
図６は、ベースとなる比較例の原子力発電プラントを電気出力で約２０％出力増大の改造をした第２の実施形態に係わる原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。
以下に、図５、図６を参照しながらそのような例である第２の実施形態の原子力発電プラントについて説明する。
図５は、第２の実施形態に係わる原子力発電プラントの構成を説明する模式図である。
図６は、ベースとなる比較例の原子力発電プラントを電気出力で約２０％出力増大の改造をした第２の実施形態に係わる原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。
本実施形態の原子力発電プラント１００Ｂでは、図５に示すように高圧タービン７の途中段から抽気して高圧給水加熱器１７に導く高圧抽気管２４Ａと、高圧タービン出口から抽気して第１段の低圧給水加熱器１３ａに導く高圧抽気管２４Ｂの中間には、例えば、電動機駆動の流量調整弁１８Ａ，１８Ｂがそれぞれ配置され、流量制御部５０によってその開度が制御される。また、低圧タービン出口には、流量検出センサ（フローエレメントとも言う）４１が設けられ、流量検出センサ４１からの信号を流量計４３で流量信号に変換し、流量制御部５０に送信する。
流量制御部５０は、その流量信号を低圧タービン９の出口蒸気流量の制限値と比較し、制限値以内であれば高圧タービン７の途中段からの高圧抽気管２４Ａの流量調整弁１８Ａ及び高圧タービン出口からの高圧抽気管２４Ｂの流量調整弁１８Ｂを順次閉じて、低圧タービン９への蒸気流量を増加させる制御を行う。
流量制御部５０における前記制御は、要求される発電出力に対して高圧タービン７及び低圧タービン９が追従するように、原子力発電プラント１００Ｂの図示しない中央制御室に配置された制御盤と接続した制御コンピュータに搭載された原子力発電プラント制御ソフトウェアの内のタービン制御系のソフトウェアの一部として実行される。
前記以外の他の構成は、第１の実施形態と同じ構成であり、同じ符号を付し重複する説明を省略する。
流量制御部５０は、その流量信号を低圧タービン９の出口蒸気流量の制限値と比較し、制限値以内であれば高圧タービン７の途中段からの高圧抽気管２４Ａの流量調整弁１８Ａ及び高圧タービン出口からの高圧抽気管２４Ｂの流量調整弁１８Ｂを順次閉じて、低圧タービン９への蒸気流量を増加させる制御を行う。
流量制御部５０における前記制御は、要求される発電出力に対して高圧タービン７及び低圧タービン９が追従するように、原子力発電プラント１００Ｂの図示しない中央制御室に配置された制御盤と接続した制御コンピュータに搭載された原子力発電プラント制御ソフトウェアの内のタービン制御系のソフトウェアの一部として実行される。
前記以外の他の構成は、第１の実施形態と同じ構成であり、同じ符号を付し重複する説明を省略する。
次に、図６を参照しながら本実施形態の原子力発電プラントにおけるヒートバランスについて説明する。
図６において、熱出力Ｑの％表示、電気出力Ｅの％表示、及び質量流量Ｇの％表示は、前記したベースとする原子力発電プラント１１０における％表示と基準を同じにしたものであり、いわゆる、絶対％表示である。それらの値に付した（ ）内の％表示は、原子力発電プラント１００Ｂにおける絶対％表示の値を、対応する原子力発電プラント１１０における絶対％表示の値と比較した相対％表示の値である。
図６において、熱出力Ｑの％表示、電気出力Ｅの％表示、及び質量流量Ｇの％表示は、前記したベースとする原子力発電プラント１１０における％表示と基準を同じにしたものであり、いわゆる、絶対％表示である。それらの値に付した（ ）内の％表示は、原子力発電プラント１００Ｂにおける絶対％表示の値を、対応する原子力発電プラント１１０における絶対％表示の値と比較した相対％表示の値である。
図６に示すように原子力発電プラント１００Ｂでは、原子炉への給水エンタルピ（Ｈ＝８１１ｋＪ／ｋｇ、給水温度で約１９０℃）を第１の運転サイクルの給水エンタルピ（Ｈ＝９２４ｋＪ／ｋｇ、給水温度約２１５℃）より１１３ｋＪ／ｋｇ（給水温度で約２６℃）だけ低下させているため、蒸気出口ノズル１ａにおける蒸気流量は原子炉の熱出力の２１％の増大に対して１４％の増加となっている。
ここで、原子力発電プラント１１０の状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１００％が請求項に記載の第１の熱出力に、原子力発電プラント１００Ｂの状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１２１％が請求項に記載の第２の熱出力に対応する。
ここで、原子力発電プラント１１０の状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１００％が請求項に記載の第１の熱出力に、原子力発電プラント１００Ｂの状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１２１％が請求項に記載の第２の熱出力に対応する。
主蒸気管５から、主蒸気流量の約９．１％の蒸気流量を分岐して湿分分離加熱器８の加熱器に回しているので、高圧タービン７への蒸気流量は１０４．６％（４．６％の増加）に抑制されている。そして、高圧タービン７に流入した１０４．６％の蒸気流量の内、高圧給水加熱器１７への抽気は、高圧抽気管２４Ａの途中に、流路抵抗として作用させる流量調整弁１８Ａを設けて、０．０２％（９９．７％の減少）に抑制されている。高圧タービン７に流入した１０４．６％の蒸気流量の内、残りは高圧タービン出口から出た後、９７．７％（１６．０の増加）がクロスアラウンド管２１により湿分分離加熱器８に導かれて湿分分離加熱器８において湿分が除去され、６．９％（２８．１％の減少）が高圧抽気管２４Ｂを経由して第１段の低圧給水加熱器１３ａに導かれ、給水を加熱する。
主蒸気管５から湿分分離加熱器８の加熱器に分岐された蒸気流量９．１％は、湿分分離加熱器８で高圧タービン７から排気された９７．７％の蒸気流量を加熱した後、加熱器排気管２３を経由して、高圧抽気管２４Ａの流量調整弁１８Ａの下流側に合流する。
主蒸気管５から湿分分離加熱器８の加熱器に分岐された蒸気流量９．１％は、湿分分離加熱器８で高圧タービン７から排気された９７．７％の蒸気流量を加熱した後、加熱器排気管２３を経由して、高圧抽気管２４Ａの流量調整弁１８Ａの下流側に合流する。
湿分分離加熱器８で湿分を除去された蒸気は再びクロスアラウンド管２１を経由して、８５．２％（１５．６％の増加）が低圧タービン入口から低圧タービン９に流入し、低圧タービンを駆動する。湿分分離加熱器８で湿分を除去された蒸気の内１．６％（２．４％の増加）はクロスアラウンド管２１の途中の分岐から抽気されて、給水ポンプ用抽気管２８を経由して、タービン駆動給水ポンプ１５Ａを駆動する給水ポンプ駆動タービン１４に導かれ、その排気は給水ポンプ用タービン排気管２９を経由して復水器１１にダンプされる。
湿分分離加熱器８で除去された湿分の質量流量１０．９％（２２．０％の増加）は、ドレン管２５を経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂに導かれ、給水を加熱する。
湿分分離加熱器８で除去された湿分の質量流量１０．９％（２２．０％の増加）は、ドレン管２５を経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂに導かれ、給水を加熱する。
低圧タービン入口から低圧タービン９に流入した蒸気は、多段の翼車を含む低圧タービン９を駆動しながら、低圧タービン９の複数の翼車の段に配置された抽気口からそれぞれ２．０％（３．７％の増加），５．０％（１２．６％の増加），４．６％（６．１％の増加），７．０％（３．９％の増加）抽気されて、各低圧抽気管２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄを経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ、第３段の低圧給水加熱器１３ｃ、第４段の低圧給水加熱器１３ｄ、第５段の低圧給水加熱器１３ｅにそれぞれ導かれ、給水を加熱する。
低圧タービン出口から復水器１１にダンプされる蒸気流量は、６４．５％（１９．２％の増加）であり、低圧タービン９の出口蒸気流量の設計余裕、約１２１％を満たしている
復水器１１からの給水１１４％（１４％の増加）は低圧給水加熱器１３においてエンタルピ７７６ｋＪ／ｋｇまで加熱され、最終段の高圧給水加熱器１７で３５ｋＪ／ｋｇ（＝７７６→８１１）まで加熱されている。
低圧タービン出口から復水器１１にダンプされる蒸気流量は、６４．５％（１９．２％の増加）であり、低圧タービン９の出口蒸気流量の設計余裕、約１２１％を満たしている
復水器１１からの給水１１４％（１４％の増加）は低圧給水加熱器１３においてエンタルピ７７６ｋＪ／ｋｇまで加熱され、最終段の高圧給水加熱器１７で３５ｋＪ／ｋｇ（＝７７６→８１１）まで加熱されている。
前記のように主に高圧タービン７の途中段からの抽気量の減少及び低圧タービン９への蒸気流量の増加により、電気出力の増大は、熱出力の２１％の増大に、ほぼ見合った１１９．９％となっている。
本実施形態におけるように湿分分離加熱器８の加熱器へ分岐する蒸気流量を出力増大前の第１の運転サイクルでの蒸気出口ノズル１ａでの蒸気流量の約９％とし、低圧タービン９の出口蒸気流量の制限値に対応した高圧タービン出口蒸気流量の値以下となるように、原子炉の熱出力（ひいては高圧タービン入口での蒸気流量）を制御し、高圧タービン７から高圧給水加熱器１７への蒸気の抽気量を制御することにより、低圧タービン９の出口蒸気流量を設計余裕の範囲内に抑制しつつ、原子炉の熱出力の増大又は変動に対応して、湿分分離加熱器８の加熱器へ分岐させる蒸気流量を確保しつつ、高圧タービン７及び低圧タービン９を通過する蒸気流量を最大とすることができ、設備の容量上許容される最大の出力向上が可能となる。つまり、発電機１０の電気出力を最大にすることができる。
以上のように本実施形態の原子力発電プラント１００Ｂによれば、原子炉で生じた熱的余裕を用いて、高圧タービン７及び低圧タービン９を改造・交換することなく原子炉の熱出力を約１２１％まで増大できる。
この第１の実施形態及びその変形例よりも更なる原子炉の熱出力増大において、本実施形態のように給水エンタルピを８１１ｋＪ／ｋｇ（１１３ｋＪ／ｋｇの低下、給水温度２６℃の低下に相当）とベースの原子力発電プラント１１０より低下させていることにより、次の効果がある。
給水温度が低下すれば、原子炉での蒸気発生が抑制され、発熱体である燃料集合体の燃料棒周囲のボイド率が減少し、炉心の熱的余裕がベースとする比較例と比較して大きい。すなわち、熱的余裕の許容範囲内で原子炉の熱出力を増大させ易い。
この第１の実施形態及びその変形例よりも更なる原子炉の熱出力増大において、本実施形態のように給水エンタルピを８１１ｋＪ／ｋｇ（１１３ｋＪ／ｋｇの低下、給水温度２６℃の低下に相当）とベースの原子力発電プラント１１０より低下させていることにより、次の効果がある。
給水温度が低下すれば、原子炉での蒸気発生が抑制され、発熱体である燃料集合体の燃料棒周囲のボイド率が減少し、炉心の熱的余裕がベースとする比較例と比較して大きい。すなわち、熱的余裕の許容範囲内で原子炉の熱出力を増大させ易い。
本実施形態で低圧タービン９の出口側に流量検出センサ４１を設けて流量計４３で蒸気流量を計測する構成としたが、それに限定されるものではなく、低圧タービン９の入口側に流量検出センサ４１を設けて流量計４３で蒸気流量を計測する構成としても良い。その場合、流量制御部５０において、低圧タービン９の途中段段から抽気される蒸気流量を低圧タービン入口での蒸気流量の関数の形でデータを予め有し、低圧タービン９の出口流量を算出し、その上で、低圧タービン９の出口蒸気流量の制限値と比較し、流量調整弁１８Ａ，１８Ｂの開度を調整する。
なお、第１の実施形態及びその変形例において、高圧抽気管２４Ａに第２の実施形態における流量検出センサ４１及び流量計４３のような流量検出センサと流量計を設けて高圧給水加熱器１７へ抽気される蒸気流量を計測して、その信号を第２の実施形態におけるように流量制御部５０に入力して原子炉の熱出力のレベルに応じて流量調整弁１８の開度を制御しても良い。
同様に、第２の実施形態において、高圧抽気管２４Ａ，２４Ｂに流量検出センサと流量計を設けて高圧給水加熱器１７又は第１段の低圧給水加熱器１３ａへ抽気される蒸気流量を計測して、その信号を流量制御部５０に入力して原子炉の熱出力のレベルに応じて流量調整弁１８Ａ，１８Ｂの開度を制御しても良い。
同様に、第２の実施形態において、高圧抽気管２４Ａ，２４Ｂに流量検出センサと流量計を設けて高圧給水加熱器１７又は第１段の低圧給水加熱器１３ａへ抽気される蒸気流量を計測して、その信号を流量制御部５０に入力して原子炉の熱出力のレベルに応じて流量調整弁１８Ａ，１８Ｂの開度を制御しても良い。
また、第１の実施形態と、その変形例、及び第２の実施形態において、図１、図２、図３、図５及び図６には図示省略しているが、主蒸気管５には主蒸気流量を計測する流量検出センサ及び流量計が設けられている。この主蒸気流量に応じて高圧タービン７の入口流量が許容範囲を超えないように、例えば、ベースとする比較例の１０４．５％蒸気流量以下となるように、加熱器用分岐管２２に流量調整弁と流量検出センサ及び流量計を設けて、流量制御部５０において主蒸気流量に応じて加熱器用分岐管２２の前記流量調整弁の開度を制御しても良い。
《他の実施形態：ＰＷＲ原子力発電プラント》
次に本発明を間接サイクル型原子力発電プラントの一つであるＰＷＲ原子力発電プラントに適用した場合の実施形態について説明する。
次に本発明を間接サイクル型原子力発電プラントの一つであるＰＷＲ原子力発電プラントに適用した場合の実施形態について説明する。
図７、図８を参照しながらＰＷＲ原子力発電プラントに本発明を適用した場合の第３の実施形態について説明する。図７は、ベースとする比較例のＰＷＲ原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。以下では、ベースとする比較例のＰＷＲ原子力発電プラントを、原子力発電プラント２１０と称する。
（ベースのＰＷＲ原子力発電プラント）
図７に示すようにベースとする比較例の原子力発電プラント２１０では、原子炉容器（原子炉）１Ｂ、蒸気発生器２、加圧器３、一次冷却材ポンプ４、一次系配管３５で、一次系が構成され、原子炉容器１Ｂ内の図示しない燃料集体で発生した熱は、炉心を循環する一次冷却材（原子炉で加熱された冷却材）に伝達され、蒸気発生器２で二次系の冷却材（二次冷却材）に伝達される。蒸気発生器２内で一次系と二次系との熱交換により二次冷却材は蒸気となり、エンタルピ２７６６ｋＪ／ｋｇの蒸気は、蒸気出口ノズル２ａに接続する主蒸気管５を経由して多段の翼車で構成される高圧タービン７に流入し、高圧タービン７を駆動する。図７においては、蒸気出口ノズル２ａからの蒸気流量を質量流量Ｇで１００％と定義して、それ以降の下流における水あるいは蒸気の質量流量Ｇをパーセント表示で示す。また、水あるいは蒸気のエンタルピ（ｋＪ／ｋｇ）をＨで示している。
また、原子力発電プラント２１０の原子炉の熱出力Ｑを１００％、発電機１０の電気出力Ｅを１００％としている。
図７に示すようにベースとする比較例の原子力発電プラント２１０では、原子炉容器（原子炉）１Ｂ、蒸気発生器２、加圧器３、一次冷却材ポンプ４、一次系配管３５で、一次系が構成され、原子炉容器１Ｂ内の図示しない燃料集体で発生した熱は、炉心を循環する一次冷却材（原子炉で加熱された冷却材）に伝達され、蒸気発生器２で二次系の冷却材（二次冷却材）に伝達される。蒸気発生器２内で一次系と二次系との熱交換により二次冷却材は蒸気となり、エンタルピ２７６６ｋＪ／ｋｇの蒸気は、蒸気出口ノズル２ａに接続する主蒸気管５を経由して多段の翼車で構成される高圧タービン７に流入し、高圧タービン７を駆動する。図７においては、蒸気出口ノズル２ａからの蒸気流量を質量流量Ｇで１００％と定義して、それ以降の下流における水あるいは蒸気の質量流量Ｇをパーセント表示で示す。また、水あるいは蒸気のエンタルピ（ｋＪ／ｋｇ）をＨで示している。
また、原子力発電プラント２１０の原子炉の熱出力Ｑを１００％、発電機１０の電気出力Ｅを１００％としている。
高圧タービン７に流入した１００％の蒸気流量の内、６．２％は、高圧タービン７の途中段から抽気され、高圧抽気管２４Ａを経由し、タービン駆動給水ポンプ１５Ａ及び電動機駆動給水ポンプ１５Ｂの下流に配された高圧給水加熱器（給水加熱器）１７に導かれて給水を加熱後、給水加熱器ドレン管２７を経由して、図７では５段に設けられている低圧給水加熱器（給水加熱器）１３の内の高温側の第１段の低圧給水加熱器１３ａ（図中、「第１」と表示）のドレン側に導かれる。
高圧タービン７に流入した１００％の蒸気流量の内、残りは高圧タービン出口から出た後、８４．２％がクロスアラウンド管２１により湿分分離器８’に導かれて湿分分離器８’において湿分が除去され、９．６％が高圧抽気管２４Ｂを経由して第１段の低圧給水加熱器１３ａ（図中、「第１」と表示）に導かれて給水を加熱する。
湿分分離器８’で湿分を除去された蒸気は再びクロスアラウンド管２１を経由して、７３．６％が低圧タービン入口から低圧タービン９に流入し、低圧タービンを駆動する。湿分分離器８’で湿分を除去された蒸気の内、１．６％はクロスアラウンド管２１の途中の分岐から抽気されて、給水ポンプ用抽気管２８を経由して、タービン駆動給水ポンプ１５Ａを駆動する給水ポンプ駆動タービン１４に導かれ、その排気は給水ポンプ用タービン排気管２９を経由して復水器１１にダンプされる。
ちなみに、図７では、給水ポンプ駆動タービン１４とタービン駆動給水ポンプ１５Ａは分離して描かれているが、実際は、一体に組み合わされ、給水ポンプ駆動タービン１４の出力軸でタービン駆動給水ポンプ１５Ａが直接駆動される構造のものである。
湿分分離器８’で除去された湿分の質量流量８．９％は、ドレン管２５を経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ（図中、「第２」と表示）に導かれ、給水を加熱する。
湿分分離器８’で除去された湿分の質量流量８．９％は、ドレン管２５を経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ（図中、「第２」と表示）に導かれ、給水を加熱する。
低圧タービン入口から低圧タービン９に流入した蒸気は、多段の翼車を含む低圧タービン９を駆動しながら、低圧タービン９の複数の翼車の段に配置された抽気口からそれぞれ２．０％，４．４％，４．４％，６．８％抽気されて、各低圧抽気管２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄを経由して、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ、第３段の低圧給水加熱器１３ｃ（図中、「第３」と表示）、第４段の低圧給水加熱器１３ｄ（図中、「第４」と表示）、第５段の低圧給水加熱器１３ｅ（図中、「第５」と表示）にそれぞれ導かれ、給水を加熱する。
高圧タービン７及び低圧タービン９は一軸に連結されて発電機１０を駆動し、電気出力１００％を出力する。
高圧タービン７及び低圧タービン９は一軸に連結されて発電機１０を駆動し、電気出力１００％を出力する。
なお、図７での各低圧抽気管２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄの低圧タービン９側の抽気口の位置は、ヒートバランスの模式図を煩雑にしないため正確になっていないが、低圧抽気管２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄの順に低圧タービン入口側に近い翼車の段から抽気していることは言うまでもないことである。
低圧タービン出口から排気される５４．２％の蒸気は復水器１１にダンプされ、ここで水に戻される。第１段の低圧給水加熱器１３ａ、第２段の低圧給水加熱器１３ｂ、第３段の低圧給水加熱器１３ｃ、第４段の低圧給水加熱器１３ｄに導かれた蒸気やドレンは、それらの低圧給水加熱器１３ａ〜１３ｄにおいて給水を加熱してドレンとなり、より低温側、例えば、第１段の低圧給水加熱器１３ａならば第２段の低圧給水加熱器１３ｂへ、第２段の低圧給水加熱器１３ｂならば第３段の低圧給水加熱器１３ｃへ、それぞれのドレン側に給水加熱器ドレン管２７を経由して送られ、給水を加熱し、最終段の第５段の低圧給水加熱器１３ｅを経由したドレンは、復水器１１へダンプされる。
復水器１１へダンプされ凝縮された水は、給水配管３０に導かれ、低圧復水ポンプ１２Ａ及び高圧復水ポンプ１２Ｂで昇圧されて、多段の低圧給水加熱器１３を低圧給水加熱器１３ｅ，１３ｄ，１３ｃ，１３ｂ，１３ａの順に経由して、タービン駆動給水ポンプ１５Ａ、及び電動機駆動給水ポンプ１５Ｂにより更に昇圧されて、高圧給水加熱器１７を経由して、蒸気発生器２の給水ノズル２ｂに戻る。この蒸気発生器２への給水のエンタルピ（以下、給水エンタルピと称する）は９２４ｋＪ／ｋｇで、質量流量１００％である。
ちなみに、高圧給水加熱器１７で加熱される前の給水のエンタルピは８１２ｋＪ／ｋｇである。
ちなみに、高圧給水加熱器１７で加熱される前の給水のエンタルピは８１２ｋＪ／ｋｇである。
また、蒸気発生器２で発生した蒸気が供給される主蒸気管５、高圧タービン７、及び低圧タービン９を以下では蒸気系と称し、復水器１１、復水器１１から供給された給水を加熱する低圧給水加熱器（給水加熱器）１３、及び高圧給水加熱器（給水加熱器）１７を含み、復水器１１から低圧給水加熱器１３及び高圧給水加熱器１７を経由して蒸気発生器２の給水ノズル２ｂまで給水を導く給水配管３０を給水系と称する。
また、高圧タービン７から抽気して高圧給水加熱器１７に導く高圧抽気管２４Ａの蒸気流量が、請求項に記載の「前記高圧タービンから抽気して前記給水加熱器に導く蒸気の抽気量」に対応する。
以上のように、前記した第１の実施形態及び第２の実施形態におけるベースとする原子力発電プラント１１０とは、一次系を有している点が異なるだけで、二次系の蒸気出口ノズル２ａから高圧タービン７、低圧タービン９、低圧給水加熱器１３、高圧給水加熱器１７等で構成される二次系の構成は同じである。従って、以下では原子力発電プラント１１０、１００Ａ、１２０，１２０Ｍと同じ構成については、同じ符号を付し、重複する説明は省略する。
また、図７に示すように原子力発電プラント２１０の二次系のヒートバランスは、図１に示した原子力発電プラント１１０と同じものである。
また、高圧タービン７から抽気して高圧給水加熱器１７に導く高圧抽気管２４Ａの蒸気流量が、請求項に記載の「前記高圧タービンから抽気して前記給水加熱器に導く蒸気の抽気量」に対応する。
以上のように、前記した第１の実施形態及び第２の実施形態におけるベースとする原子力発電プラント１１０とは、一次系を有している点が異なるだけで、二次系の蒸気出口ノズル２ａから高圧タービン７、低圧タービン９、低圧給水加熱器１３、高圧給水加熱器１７等で構成される二次系の構成は同じである。従って、以下では原子力発電プラント１１０、１００Ａ、１２０，１２０Ｍと同じ構成については、同じ符号を付し、重複する説明は省略する。
また、図７に示すように原子力発電プラント２１０の二次系のヒートバランスは、図１に示した原子力発電プラント１１０と同じものである。
（第３の実施形態：低圧タービンの出口蒸気流量の設計余裕約１１２％の場合）
次に、図８を参照しながら適宜図７を参照して、本発明の第３の実施形態に係わる原子力発電プラントについて説明する。
次に、図８を参照しながら適宜図７を参照して、本発明の第３の実施形態に係わる原子力発電プラントについて説明する。
ＰＷＲ原子力発電プラントである原子力発電プラント２１０でも、高圧タービン７と低圧タービン９の設計余裕の範囲で、原子炉の熱出力Ｑを増大させ電気出力Ｅをできるだけ増大させるように、できるだけ小規模な改造で済ませる出力増大方法（原子力発電プラントの運転方法）を考えることが、ＰＷＲ原子力発電プラントの発電コスト低減の観点から好ましい。
本実施形態の原子力発電プラント２００Ａは、低圧タービン９の出口蒸気流量の設計余裕が約１１２％の場合の原子力発電プラント２１０における原子炉の熱出力Ｑを１５％増大させ、電気出力Ｅを１５％近く増大させるものである。その特徴は、湿分分離器８’を湿分分離加熱器８に改造、又は湿分分離器８’を取り外して新たに湿分分離加熱器８を設置するものであり、原子炉の熱出力増大による蒸気出口ノズルからの蒸気流量の増加分のほぼ全ての８．８％を湿分分離加熱器８の加熱器用に利用するものである。
なお、原子力発電プラント２１０の状態で運転していた場合の運転サイクルが請求項に記載の「第１の運転サイクル」に対応し、改造した後、原子力発電プラント２００Ａの状態で運転している場合の運転サイクルが請求項に記載の「第２の運転サイクル」に対応する。また、原子力発電プラント２１０の状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１００％が請求項に記載の「第１の熱出力」に、原子力発電プラント２００Ａの状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１１５％が請求項に記載の「第２の熱出力」に対応する。
原子力発電プラント２１０から原子力発電プラント２００Ａに改造して、原子力発電プラント２００Ａにおいて原子炉の熱出力Ｑを増大させることは、運転中の一次冷却材中のホウ素濃度を第２の運転サイクルにおいて第１の運転サイクルよりも減ずることや、燃料集合体の種類を変更すること等の原子炉の反応度を高めることで実現可能である。
以下に、具体的な改造後の原子力発電プラント２００Ａの構成について、特にそのヒートバランスについて説明する。
以下に、具体的な改造後の原子力発電プラント２００Ａの構成について、特にそのヒートバランスについて説明する。
ここでは、蒸気出口ノズル２ａにおける蒸気のエンタルピ２７６６ｋＪ／ｋｇは、ベースとした比較例の原子力発電プラント２１０の場合と同じとしている。
図８は、ベースとする比較例の原子力発電プラントを電気出力で約１５％出力増大の改造をした第３の実施形態に係わる原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。
本実施形態における原子力発電プラント２００Ａの構成は、ベースとした比較例の原子力発電プラント２１０とは、基本的に同じ構成であるが、湿分分離器８’が湿分分離加熱器８に改造又は置き換えられて設置されている。そして、主蒸気管５の高圧タービン入口の手前（上流側）から分岐して接続された加熱器用分岐管２２が、湿分分離加熱器８に内蔵された図示しない加熱器用の管束に高温蒸気を供給するための加熱器入口に接続している。そして、主蒸気管５から分岐された蒸気は、前記管束を通過後、湿分分離加熱器８の加熱器出口に接続している加熱器排気管２３を経由して、高圧抽気管２４Ａの後記する流量調整弁１８の下流側において高圧抽気管２４Ａと合流して高圧給水加熱器１７に導かれ、給水を加熱して、給水加熱器ドレン管２７により、低圧給水加熱器１３の各段の低圧給水加熱器１３ａ〜１３ｅのドレン側に順に供給され、最終的に復水器１１にダンプされる。
ベースの原子力発電プラント２１０と同じ構成については、同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
図８は、ベースとする比較例の原子力発電プラントを電気出力で約１５％出力増大の改造をした第３の実施形態に係わる原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。
本実施形態における原子力発電プラント２００Ａの構成は、ベースとした比較例の原子力発電プラント２１０とは、基本的に同じ構成であるが、湿分分離器８’が湿分分離加熱器８に改造又は置き換えられて設置されている。そして、主蒸気管５の高圧タービン入口の手前（上流側）から分岐して接続された加熱器用分岐管２２が、湿分分離加熱器８に内蔵された図示しない加熱器用の管束に高温蒸気を供給するための加熱器入口に接続している。そして、主蒸気管５から分岐された蒸気は、前記管束を通過後、湿分分離加熱器８の加熱器出口に接続している加熱器排気管２３を経由して、高圧抽気管２４Ａの後記する流量調整弁１８の下流側において高圧抽気管２４Ａと合流して高圧給水加熱器１７に導かれ、給水を加熱して、給水加熱器ドレン管２７により、低圧給水加熱器１３の各段の低圧給水加熱器１３ａ〜１３ｅのドレン側に順に供給され、最終的に復水器１１にダンプされる。
ベースの原子力発電プラント２１０と同じ構成については、同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
図８において、熱出力Ｑの％表示、電気出力Ｅの％表示、及び質量流量Ｇの％表示は、前記したベースとする原子力発電プラント２１０における％表示と基準を同じにしたものであり、いわゆる、絶対％表示である。それらの値に付した（ ）内の％表示は、原子力発電プラント２００Ａにおける絶対％表示の値を、対応する原子力発電プラント２１０における絶対％表示の値と比較した相対％表示の値である。
なお、本実施形態には、原子力発電プラント２１０を当初建設したときに湿分分離加熱器８が設置されているが、その内蔵の加熱器に高温蒸気を通すための加熱器用分岐管２２や加熱器排気管２３が配管されておらず、単に、湿分分離器としての機能のみで運用され、その後に、原子炉の熱出力Ｑの増大の設置許可や工事認可等の官庁の許可を得て、第２の運転サイクルの前に改造工事で加熱器用分岐管２２、加熱器排気管２３等を追設する場合も含んでいる。
なお、本実施形態には、原子力発電プラント２１０を当初建設したときに湿分分離加熱器８が設置されているが、その内蔵の加熱器に高温蒸気を通すための加熱器用分岐管２２や加熱器排気管２３が配管されておらず、単に、湿分分離器としての機能のみで運用され、その後に、原子炉の熱出力Ｑの増大の設置許可や工事認可等の官庁の許可を得て、第２の運転サイクルの前に改造工事で加熱器用分岐管２２、加熱器排気管２３等を追設する場合も含んでいる。
図８に示すように原子力発電プラント２００Ａの二次系のヒートバランスは、図２に示した原子力発電プラント１００Ａと同じものであり、重複する説明を省略する。
なお、原子力発電プラント１００Ａの説明における蒸気出口ノズル１ａは蒸気出口ノズル２ａに、給水ノズル１ｂは給水ノズル２ｂに、原子炉で発生する蒸気は蒸気発生器２で発生する蒸気に読み直す。
なお、原子力発電プラント１００Ａの説明における蒸気出口ノズル１ａは蒸気出口ノズル２ａに、給水ノズル１ｂは給水ノズル２ｂに、原子炉で発生する蒸気は蒸気発生器２で発生する蒸気に読み直す。
本実施形態では、給水エンタルピは、ベースである比較例の原子力発電プラント２１０の状態における第１の運転サイクルでの給水エンタルピ９２４ｋＪ／ｋｇより低い８３２ｋＪ／ｋｇ（給水温度約１９５℃）となっている。この低い給水エンタルピにより、原子炉の熱出力が原子力発電プラント２００Ａの状態における第２の運転サイクルで、改造前の第１のサイクルの１１５％に増大していても、主蒸気管５の蒸気流量は、１０９．５％に抑制されている。
本実施形態のように給水エンタルピを下げて、一次系冷却材の温度を低下させ、反応度を高めることによって原子炉の熱出力を増大させることができる。そのためには、高圧タービン７及び低圧タービン９から抽気して高圧給水加熱器１７や低圧給水加熱器１３に送る蒸気流量を減少させれば良いが、単に全体的に蒸気の抽気量を減少させると、蒸気発生器２において二次系の水を飽和温度にまで上昇させるのに多くの熱が使われ、蒸気発生量が余り増加しないので、原子力発電プラント全体の熱効率が大きく減少して発電量をあまり増大させることができない。
従って、高圧タービン７の途中段、又は高圧タービン出口（実際には高圧タービン出口から湿分分離加熱器８の入口までの間）からの抽気蒸気量を選択的に減少させることで、低圧タービン９に流れる蒸気流量を増加させて発電量を増大させる。すなわち、原子炉での熱出力増大時に、湿分分離加熱器８の加熱器へ主蒸気管５から蒸気を８．８％（８〜９％）分岐させることにより、高圧タービン７への蒸気流量を抑制しつつ、高圧タービン７からの抽気量を低減して高圧タービン７を通過する蒸気流量及び低圧タービン９への蒸気流量を増加させつつ、高圧給水加熱器１７での加熱量を３５ｋＪ／ｋｇ（＝７９７→８３２）と、ベースである比較例における１１２ｋＪ／ｋｇ（＝８１２→９２４）よりも大幅に抑制して給水エンタルピをベースである比較例よりも９２ｋＪ／ｋｇ（約２０℃）下げることで、電気出力を増大させている。
（第３の実施形態に対する参考例と変形例）
次に、図９を参照しながら適宜図８を参照して本実施形態の出力増大方法に対する参考例について説明する。本参考例の原子力発電プラント２２０は、原子力発電プラント２００Ａと同じである。異なるのは原子力発電プラント２００Ａが原子炉の熱出力を１５％増大させるときに、給水エンタルピをベースの原子力発電プラント２１０の９２４ｋＪ／ｋｇから９２ｋＪ／ｋｇだけ低下させているのに対し、原子力発電プラント２２０では、ベースの原子力発電プラント２１０と同じ給水エンタルピとしている点である。
図９は、第３の実施形態の参考例の原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。
次に、図９を参照しながら適宜図８を参照して本実施形態の出力増大方法に対する参考例について説明する。本参考例の原子力発電プラント２２０は、原子力発電プラント２００Ａと同じである。異なるのは原子力発電プラント２００Ａが原子炉の熱出力を１５％増大させるときに、給水エンタルピをベースの原子力発電プラント２１０の９２４ｋＪ／ｋｇから９２ｋＪ／ｋｇだけ低下させているのに対し、原子力発電プラント２２０では、ベースの原子力発電プラント２１０と同じ給水エンタルピとしている点である。
図９は、第３の実施形態の参考例の原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。
図９において、熱出力Ｑの％表示、電気出力Ｅの％表示、及び質量流量Ｇの％表示は、前記したベースとする原子力発電プラント２１０における％表示と基準を同じにしたものであり、いわゆる、絶対％表示である。それらの値に付した（ ）内の％表示は、原子力発電プラント２２０における絶対％表示の値を、対応する原子力発電プラント２１０における絶対％表示の値と比較した相対％表示の値である。
図９に示す出力増大の場合は、給水エンタルピを原子力発電プラント２１０と同じ９２４ｋＪ／ｋｇ（給水温度約２１５℃）としている。
図９に示すように原子力発電プラント２２０の二次系のヒートバランスは、図３に示した原子力発電プラント１２０と同じものであり、重複する説明を省略する。
なお、原子力発電プラント１２０の説明における蒸気出口ノズル１ａは蒸気出口ノズル２ａに、給水ノズル１ｂは給水ノズル２ｂに、原子炉で発生する蒸気は蒸気発生器２で発生する蒸気に読み直す。
図９に示す出力増大の場合は、給水エンタルピを原子力発電プラント２１０と同じ９２４ｋＪ／ｋｇ（給水温度約２１５℃）としている。
図９に示すように原子力発電プラント２２０の二次系のヒートバランスは、図３に示した原子力発電プラント１２０と同じものであり、重複する説明を省略する。
なお、原子力発電プラント１２０の説明における蒸気出口ノズル１ａは蒸気出口ノズル２ａに、給水ノズル１ｂは給水ノズル２ｂに、原子炉で発生する蒸気は蒸気発生器２で発生する蒸気に読み直す。
図９に示した参考例の原子力発電プラント２２０における出力増大方法では、高圧タービン７への蒸気流量が約１０６％と、前記した原子力発電プラント２１０の高圧タービン７の蒸気流量の設計余裕１０５％を超えており、高圧タービン７の改造又は交換が必要となる。一方、図８に示す第３の実施形態では、高圧タービン７への蒸気流量は設計余裕内であり、保守的に許容範囲を１０４．５％と小さめに設定しても高圧タービン７の改造又は交換は不必要である。
（第３の実施形態に対する変形例）
そこで、参考例の原子力発電プラント２２０を見直して、給水エンタルピを下げて高圧タービン７への蒸気流量を前記許容範囲の１０４．５％にする第３の実施形態に対する変形例を考える。そして参考例の原子力発電プラント２２０を見直したものを、以下では原子力発電プラント２２０Ｍと称する。
ただし、主蒸気管５から湿分分離加熱器８の加熱器用に分岐する蒸気流量は８．８％と固定する。
そこで、参考例の原子力発電プラント２２０を見直して、給水エンタルピを下げて高圧タービン７への蒸気流量を前記許容範囲の１０４．５％にする第３の実施形態に対する変形例を考える。そして参考例の原子力発電プラント２２０を見直したものを、以下では原子力発電プラント２２０Ｍと称する。
ただし、主蒸気管５から湿分分離加熱器８の加熱器用に分岐する蒸気流量は８．８％と固定する。
蒸気流量を前記許容範囲の１０４．５％にするには、図９のヒートバランスから主蒸気管５の蒸気流量を１０５．８％→１０４．５％に、つまり、１．３％だけ低減させれば良く、図８に示したヒートバランスと図９に示したヒートバランスから、給水エンタルピの必要な低下量は以下のように求められる。
（給水エンタルピの必要な低下量）＝（必要な蒸気流量の低下量）／（図８と図９における給水エンタルピの差による蒸気流量の差）＊（図８と図９における給水エンタルピの差）＊（高圧タービンの入口流量が１０４．５％のときの給水流量＝蒸気発生器の蒸気発生量）／（図８における給水流量）＝（１．３）／（１１４．９−１０９．５）＊（９２４−８３２）＊（１１４．９−１．３）／（１０９．５）＝２３．０ｋＪ／ｋｇ
給水エンタルピの必要な低下量は２３．０ｋＪ／ｋｇ、つまり、約５℃の給水温度の低下が必要になる。
（給水エンタルピの必要な低下量）＝（必要な蒸気流量の低下量）／（図８と図９における給水エンタルピの差による蒸気流量の差）＊（図８と図９における給水エンタルピの差）＊（高圧タービンの入口流量が１０４．５％のときの給水流量＝蒸気発生器の蒸気発生量）／（図８における給水流量）＝（１．３）／（１１４．９−１０９．５）＊（９２４−８３２）＊（１１４．９−１．３）／（１０９．５）＝２３．０ｋＪ／ｋｇ
給水エンタルピの必要な低下量は２３．０ｋＪ／ｋｇ、つまり、約５℃の給水温度の低下が必要になる。
また、図９のヒートバランスから給水エンタルピを２３．０ｋＪ／ｋｇ低下させるために、高圧タービン７から高圧給水加熱器１７への抽気量を低減させる必要がある。図８に示したヒートバランスと図９に示したヒートバランスから、高圧タービン７からの抽気量の低減量は以下のように求められる。
（図９における高圧給水加熱器への抽気量の低減量）＝（必要な蒸気流量の低減量）／（図８と図９における給水エンタルピの差による蒸気流量の差）＊（図８と図９における給水加熱器での加熱量の差＝抽気量の差）＊（高圧タービンの入口流量が１０４．５％のときの給水流量＝蒸気発生器の蒸気発生量）／（図２における給水流量）＝（１．３）／（１１４．９−１０９．５）＊（３．２−０．０５）＊（１１４．９−１．３）／（１０９．５）＝０．７９％
図９のヒートバランスにおける高圧タービン７からの抽気量を３．２％から０．８％減じた２．４％、つまり、ベースとなる比較例の原子力発電プラント２１０における６．２％を基準にすると相対％表示で約３９％となる。
（図９における高圧給水加熱器への抽気量の低減量）＝（必要な蒸気流量の低減量）／（図８と図９における給水エンタルピの差による蒸気流量の差）＊（図８と図９における給水加熱器での加熱量の差＝抽気量の差）＊（高圧タービンの入口流量が１０４．５％のときの給水流量＝蒸気発生器の蒸気発生量）／（図２における給水流量）＝（１．３）／（１１４．９−１０９．５）＊（３．２−０．０５）＊（１１４．９−１．３）／（１０９．５）＝０．７９％
図９のヒートバランスにおける高圧タービン７からの抽気量を３．２％から０．８％減じた２．４％、つまり、ベースとなる比較例の原子力発電プラント２１０における６．２％を基準にすると相対％表示で約３９％となる。
まとめると、本実施形態において、ベースである比較例よりも原子炉の熱出力（第２の熱出力）を１１５％に増大させて、電気出力を約１５％増大させる方法として、次の２ケースが考えられる。
〈ケース１：原子力発電プラント２００Ａ〉
図８に示したように蒸気発生器２の蒸気発生量を、湿分分離加熱器８の加熱器用に８．８％の蒸気流量を主蒸気管５から分岐する量だけ増加させ（約１０９％）、略１００％の蒸気流量を高圧タービン７に導き、高圧タービン７からの高圧給水加熱器１７への抽気量を最小限の１％以下とするケース。
〈ケース２：原子力発電プラント２２０Ｍ〉
図９の参考例を修正した原子力発電プラント２２０Ｍのように、蒸気発生器２の蒸気発生量を、湿分分離加熱器８の加熱器用に８．８％の蒸気流量を主蒸気管５から分岐する量と、高圧タービン７の許容範囲１０４．５％とを合算した量、つまり、約１１３．５％に増加させ、高圧タービン７からの高圧給水加熱器１７への抽気量を、ベースとする比較例に対する相対％で約３９％とするケース。
そして、この２つのケースの間で、連続的に高圧タービン７への蒸気流量を１００〜１０４．５％の間で調整し、それに応じて、高圧給水加熱器１７への抽気量を、ベースとする比較例に対する相対％で１〜３９％の間に設定することが可能である。
〈ケース１：原子力発電プラント２００Ａ〉
図８に示したように蒸気発生器２の蒸気発生量を、湿分分離加熱器８の加熱器用に８．８％の蒸気流量を主蒸気管５から分岐する量だけ増加させ（約１０９％）、略１００％の蒸気流量を高圧タービン７に導き、高圧タービン７からの高圧給水加熱器１７への抽気量を最小限の１％以下とするケース。
〈ケース２：原子力発電プラント２２０Ｍ〉
図９の参考例を修正した原子力発電プラント２２０Ｍのように、蒸気発生器２の蒸気発生量を、湿分分離加熱器８の加熱器用に８．８％の蒸気流量を主蒸気管５から分岐する量と、高圧タービン７の許容範囲１０４．５％とを合算した量、つまり、約１１３．５％に増加させ、高圧タービン７からの高圧給水加熱器１７への抽気量を、ベースとする比較例に対する相対％で約３９％とするケース。
そして、この２つのケースの間で、連続的に高圧タービン７への蒸気流量を１００〜１０４．５％の間で調整し、それに応じて、高圧給水加熱器１７への抽気量を、ベースとする比較例に対する相対％で１〜３９％の間に設定することが可能である。
以上のように第３の実施形態の原子力発電プラント２００Ａ、及び第３の実施形態に対する変形例の原子力発電プラント２２０Ｍによれば、高圧タービン７を改造・交換することなく原子炉の熱出力を増大して約１１５％まで増大ができる。
また、第３の実施形態では、ベースとする比較例の原子力発電プラント２１０の場合よりも給水エンタルピを９２ｋＪ／ｋｇ（２０℃）低減しているので、次の効果がある。給水温度が低下すれば、一次冷却材温度が低下し原子炉の熱出力を増大させ易い。
従って、燃料集合体の取り出し燃焼度をより高い値にする核燃料の経済性の高い燃焼のさせ方ができる。
また、第３の実施形態では、ベースとする比較例の原子力発電プラント２１０の場合よりも給水エンタルピを９２ｋＪ／ｋｇ（２０℃）低減しているので、次の効果がある。給水温度が低下すれば、一次冷却材温度が低下し原子炉の熱出力を増大させ易い。
従って、燃料集合体の取り出し燃焼度をより高い値にする核燃料の経済性の高い燃焼のさせ方ができる。
なお、図８に示すように、高圧タービン７から高圧給水加熱器１７への抽気量を減少させる抽気点は、高圧タービン７の途中段の抽気点で抽気点が複数ある場合は、一番上流側の抽気点を選ぶと最も効果が高い。原子力発電プラント２００Ａでは、高圧タービン７から高圧給水加熱器１７への高圧抽気管２４Ａの途中に、抽気量を調節する手段として電動機で開度を遠隔調整できる流量調整弁１８を設け、その下流で湿分分離加熱器８からの加熱器排気管２３と合流させて、高圧給水加熱器１７へと導いている。このとき、高圧抽気管２４Ａの流量を調節する手段は、流量調整弁１８に限定されるものではなく、流動抵抗となるものであれば良く、オリフィス等の静的機器でも良い。更に、高圧抽気管２４Ａの流量は、出力増大前の第１の運転サイクルにおける抽気量の相対％で１％以下であることから、他の低圧給水加熱器１３への流量を調整する等で、高圧抽気管２４Ａの抽気量を０（ゼロ）とすることも可能であり、高圧抽気管２４Ａを閉止し削除できる。この場合は、追設する湿分分離加熱器８からの加熱器排気管２３用の配置スペース確保が容易になる効果がある。
更に、本実施形態では、原子炉の熱出力を１１５％増大させる場合を例に説明したが、それに限定されることは無く、主蒸気管５から湿分分離加熱器８の加熱器用に分岐する蒸気流量約８％以上を確保できるように原子炉の熱出力を１０８％以上にベースとする比較例よりも増大させた電気出力が約１０８％以上のケースも含む。
（第４の実施形態：低圧タービンの出口蒸気流量の設計余裕約１２１％の場合）
更に、本発明の実施形態では給水エンタルピをベースである比較例の原子力発電プラント２１０の場合よりも低減させることにより、高圧タービン７や低圧タービン９を改造又は交換することなく、高圧タービン７の入口蒸気流量の許容範囲（１０４．５％以下）及び低圧タービン９の出口蒸気流量の許容範囲（ベースの１２１％以下）に対する設計余裕の最大値まで活用することにより原子炉の熱出力を更に増大して約１２１％まで増大させることができる。
以下に、図１０を参照しながらそのような例である第４の実施形態の原子力発電プラントについて説明する。
以下に、図１０を参照しながらそのような例である第４の実施形態の原子力発電プラントについて説明する。
本実施形態の原子力発電プラント２００Ｂでは、図１０に示すように高圧タービン７の途中段から抽気して高圧給水加熱器１７に導く高圧抽気管２４Ａと、高圧タービン出口から抽気して第１段の低圧給水加熱器１３ａに導く高圧抽気管２４Ｂの中間には、例えば、電動機駆動の流量調整弁１８Ａ，１８Ｂがそれぞれ配置され、流量制御部５０によってその開度が制御される。また、低圧タービン出口には、流量検出センサ（フローエレメントとも言う）４１が設けられ、流量検出センサ４１からの信号を流量計４３で流量信号に変換し、流量制御部５０に送信する。
流量制御部５０は、その流量信号を低圧タービン９の出口蒸気流量の制限値と比較し、制限値以内であれば高圧タービン７の途中段からの高圧抽気管２４Ａの流量調整弁１８Ａ及び高圧タービン出口からの高圧抽気管２４Ｂの流量調整弁１８Ｂを順次閉じて、低圧タービン９への蒸気流量を増加させる制御を行う。
流量制御部５０における前記制御は、要求される発電出力に対して高圧タービン７及び低圧タービン９が追従するように、原子力発電プラント２００Ｂの図示しない中央制御室に配置された制御盤と接続した制御コンピュータに搭載された原子力発電プラント制御ソフトウェアの内のタービン制御系のソフトウェアの一部として実行される。
前記以外の他の構成は、第３の実施形態と同じ構成であり、同じ符号を付し重複する説明を省略する。
流量制御部５０は、その流量信号を低圧タービン９の出口蒸気流量の制限値と比較し、制限値以内であれば高圧タービン７の途中段からの高圧抽気管２４Ａの流量調整弁１８Ａ及び高圧タービン出口からの高圧抽気管２４Ｂの流量調整弁１８Ｂを順次閉じて、低圧タービン９への蒸気流量を増加させる制御を行う。
流量制御部５０における前記制御は、要求される発電出力に対して高圧タービン７及び低圧タービン９が追従するように、原子力発電プラント２００Ｂの図示しない中央制御室に配置された制御盤と接続した制御コンピュータに搭載された原子力発電プラント制御ソフトウェアの内のタービン制御系のソフトウェアの一部として実行される。
前記以外の他の構成は、第３の実施形態と同じ構成であり、同じ符号を付し重複する説明を省略する。
次に、図１０を参照しながら本実施形態の原子力発電プラントにおけるヒートバランスについて説明する。
図１０は、ベースとなる比較例の原子力発電プラントを電気出力で約２０％出力増大の改造をした第４の実施形態に係わる原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。
図１０において、熱出力Ｑの％表示、電気出力Ｅの％表示、及び質量流量Ｇの％表示は、前記したベースとする原子力発電プラント２１０における％表示と基準を同じにしたものであり、いわゆる、絶対％表示である。それらの値に付した（ ）内の％表示は、原子力発電プラント１００Ｂにおける絶対％表示の値を、対応する原子力発電プラント２１０における絶対％表示の値と比較した相対％表示の値である。
図１０は、ベースとなる比較例の原子力発電プラントを電気出力で約２０％出力増大の改造をした第４の実施形態に係わる原子力発電プラントのヒートバランスを説明する図である。
図１０において、熱出力Ｑの％表示、電気出力Ｅの％表示、及び質量流量Ｇの％表示は、前記したベースとする原子力発電プラント２１０における％表示と基準を同じにしたものであり、いわゆる、絶対％表示である。それらの値に付した（ ）内の％表示は、原子力発電プラント１００Ｂにおける絶対％表示の値を、対応する原子力発電プラント２１０における絶対％表示の値と比較した相対％表示の値である。
図１０に示すように原子力発電プラント２００Ｂの二次系のヒートバランスは、図４に示した原子力発電プラント１００Ｂと同じものであり、重複する説明を省略する。
なお、原子力発電プラント２００Ｂの説明における蒸気出口ノズル１ａは蒸気出口ノズル２ａに、給水ノズル１ｂは給水ノズル２ｂに、原子炉で発生する蒸気は蒸気発生器２で発生する蒸気に読み直す。
ここで、原子力発電プラント２１０の状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１００％が請求項に記載の第１の熱出力に、原子力発電プラント２００Ｂの状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１２１％が請求項に記載の第２の熱出力に対応する。
なお、原子力発電プラント２００Ｂの説明における蒸気出口ノズル１ａは蒸気出口ノズル２ａに、給水ノズル１ｂは給水ノズル２ｂに、原子炉で発生する蒸気は蒸気発生器２で発生する蒸気に読み直す。
ここで、原子力発電プラント２１０の状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１００％が請求項に記載の第１の熱出力に、原子力発電プラント２００Ｂの状態での運転時の原子炉の熱出力Ｑ＝１２１％が請求項に記載の第２の熱出力に対応する。
本実施形態におけるように湿分分離加熱器８の加熱器へ分岐する蒸気流量を出力増大前の第１の運転サイクルでの蒸気出口ノズル２ａでの蒸気流量の約９％とし、低圧タービン９の出口蒸気流量の制限値に対応した高圧タービン出口蒸気流量の値以下となるように、原子炉の熱出力（ひいては高圧タービン入口での蒸気流量）を制御し、高圧タービン７から高圧給水加熱器１７への蒸気の抽気量を制御することにより、低圧タービン９の出口蒸気流量を設計余裕の範囲内に抑制しつつ、原子炉の熱出力の増大又は変動に対応して、湿分分離加熱器８の加熱器へ分岐させる蒸気流量を確保しつつ、高圧タービン７及び低圧タービン９を通過する蒸気流量を最大とすることができ、設備の容量上許容される最大の出力向上が可能となる。つまり、発電機１０の電気出力を最大にすることができる。
以上のように本実施形態の原子力発電プラント２００Ｂによれば、高圧タービン７及び低圧タービン９を改造・交換することなく原子炉の熱出力を約１２１％まで増大できる。
この第３の実施形態及びその変形例よりも更なる原子炉の熱出力増大において、本実施形態のように給水エンタルピを８１１ｋＪ／ｋｇ（１１３ｋＪ／ｋｇの低下、給水温度２６℃の低下に相当）とベースの原子力発電プラント２１０より低下させていることにより、次の効果がある。
給水温度が低下すれば、一次冷却材の温度が低下し、原子炉の熱出力を増大させ易い。
この第３の実施形態及びその変形例よりも更なる原子炉の熱出力増大において、本実施形態のように給水エンタルピを８１１ｋＪ／ｋｇ（１１３ｋＪ／ｋｇの低下、給水温度２６℃の低下に相当）とベースの原子力発電プラント２１０より低下させていることにより、次の効果がある。
給水温度が低下すれば、一次冷却材の温度が低下し、原子炉の熱出力を増大させ易い。
本実施形態で低圧タービン９の出口側に流量検出センサ４１を設けて流量計４３で蒸気流量を計測する構成としたが、それに限定されるものではなく、低圧タービン９の入口側に流量検出センサ４１を設けて流量計４３で蒸気流量を計測する構成としても良い。その場合、流量制御部５０において、低圧タービン９の途中段段から抽気される蒸気流量を低圧タービン入口での蒸気流量の関数の形でデータを予め有し、低圧タービン９の出口流量を算出し、その上で、低圧タービン９の出口蒸気流量の制限値と比較し、流量調整弁１８Ａ，１８Ｂの開度を調整する。
なお、第３の実施形態及びその変形例において、高圧抽気管２４Ａに第４の実施形態における流量検出センサ４１及び流量計４３のような流量検出センサと流量計を設けて高圧給水加熱器１７へ抽気される蒸気流量を計測して、その信号を第４の実施形態におけるように流量制御部５０に入力して原子炉の熱出力のレベルに応じて流量調整弁１８の開度を制御しても良い。
同様に、第４の実施形態において、高圧抽気管２４Ａ，２４Ｂに流量検出センサと流量計を設けて高圧給水加熱器１７又は第１段の低圧給水加熱器１３ａへ抽気される蒸気流量を計測して、その信号を流量制御部５０に入力して原子炉の熱出力のレベルに応じて流量調整弁１８Ａ，１８Ｂの開度を制御しても良い。
同様に、第４の実施形態において、高圧抽気管２４Ａ，２４Ｂに流量検出センサと流量計を設けて高圧給水加熱器１７又は第１段の低圧給水加熱器１３ａへ抽気される蒸気流量を計測して、その信号を流量制御部５０に入力して原子炉の熱出力のレベルに応じて流量調整弁１８Ａ，１８Ｂの開度を制御しても良い。
また、第３の実施形態と、その変形例、及び第４の実施形態において、図７、図８、図９及び図１０には図示省略しているが、主蒸気管５には主蒸気流量を計測する流量検出センサ及び流量計が設けられている。この主蒸気流量に応じて高圧タービン７の入口流量が許容範囲を超えないように、例えば、ベースとする比較例の１０４．５％蒸気流量以下となるように、加熱器用分岐管２２に流量調整弁と流量検出センサ及び流量計を設けて、流量制御部５０において主蒸気流量に応じて加熱器用分岐管２２の前記流量調整弁の開度を制御しても良い。
１Ａ 原子炉圧力容器（原子炉）
１ａ 蒸気出口ノズル（原子炉出口）
１ｂ 給水ノズル
１Ｂ 原子炉容器（原子炉）
２ 蒸気発生器
２ａ 蒸気出口ノズル
２ｂ 給水ノズル
３ 加圧器
４ 一次冷却材ポンプ
５ 主蒸気管
７ 高圧タービン
８ 湿分分離加熱器
８’ 湿分分離器
９ 低圧タービン
１０ 発電機
１１ 復水器
１２Ａ 低圧復水ポンプ
１２Ｂ 高圧復水ポンプ
１３ 低圧給水加熱器（給水加熱器）
１３ａ 第１段の低圧給水加熱器
１３ｂ 第２段の低圧給水加熱器
１３ｃ 第３段の低圧給水加熱器
１３ｄ 第４段の低圧給水加熱器
１３ｅ 第５段の低圧給水加熱器
１４ 給水ポンプ駆動タービン
１５Ａ タービン駆動給水ポンプ
１５Ｂ 電動機駆動給水ポンプ
１７ 高圧給水加熱器（給水加熱器）
１８，１８Ａ，１８Ｂ 流量調整弁
２１ クロスアラウンド管
２２ 加熱器用分岐管
２３ 加熱器排気管
２４Ａ，２４Ｂ 高圧抽気管
２５ ドレン管
２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄ 低圧抽気管
２７ 給水加熱器ドレン管
２８ 給水ポンプ用抽気管
２９ 給水ポンプ用タービン排気管
３０ 給水管
３５ 一次系配管
１ａ 蒸気出口ノズル（原子炉出口）
１ｂ 給水ノズル
１Ｂ 原子炉容器（原子炉）
２ 蒸気発生器
２ａ 蒸気出口ノズル
２ｂ 給水ノズル
３ 加圧器
４ 一次冷却材ポンプ
５ 主蒸気管
７ 高圧タービン
８ 湿分分離加熱器
８’ 湿分分離器
９ 低圧タービン
１０ 発電機
１１ 復水器
１２Ａ 低圧復水ポンプ
１２Ｂ 高圧復水ポンプ
１３ 低圧給水加熱器（給水加熱器）
１３ａ 第１段の低圧給水加熱器
１３ｂ 第２段の低圧給水加熱器
１３ｃ 第３段の低圧給水加熱器
１３ｄ 第４段の低圧給水加熱器
１３ｅ 第５段の低圧給水加熱器
１４ 給水ポンプ駆動タービン
１５Ａ タービン駆動給水ポンプ
１５Ｂ 電動機駆動給水ポンプ
１７ 高圧給水加熱器（給水加熱器）
１８，１８Ａ，１８Ｂ 流量調整弁
２１ クロスアラウンド管
２２ 加熱器用分岐管
２３ 加熱器排気管
２４Ａ，２４Ｂ 高圧抽気管
２５ ドレン管
２６Ａ，２６Ｂ，２６Ｃ，２６Ｄ 低圧抽気管
２７ 給水加熱器ドレン管
２８ 給水ポンプ用抽気管
２９ 給水ポンプ用タービン排気管
３０ 給水管
３５ 一次系配管
Claims (18)
- 原子炉と、
該原子炉で発生した蒸気が供給される原子炉出口から高圧タービン入口までの主蒸気管、高圧タービン、及び高圧タービン出口から低圧タービン入口までの配管を含む高圧蒸気系と、
前記低圧タービン入口から復水器の入口までの低圧蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備える原子力発電プラントの出力増大化の運転方法であって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている前記原子力発電プラントの既設状態に対して、
前記原子力発電プラントの出力増大後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記高圧タービンから抽気して前記給水加熱器に導く蒸気の抽気量を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における抽気量の３９％以下とすることを特徴とする原子力発電プラントの出力増大化の運転方法。 - 原子炉と、
該原子炉で発生した蒸気が供給される原子炉出口から高圧タービン入口までの主蒸気管、高圧タービン、及び高圧タービン出口から低圧タービン入口までの配管を含む高圧蒸気系と、
前記低圧タービン入口から復水器の入口までの低圧蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備える原子力発電プラントの出力増大化の運転方法であって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている前記原子力発電プラントの既設状態に対して、
前記原子力発電プラントの出力増大後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記原子炉への給水温度を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時におけるより、５〜２６℃までの範囲で低くすることを特徴とする原子力発電プラントの出力増大化の運転方法。 - 請求項１又は請求項２に記載の原子力発電プラントの出力増大化の運転方法であって、
前記原子力発電プラントの出力増大後の状態では、
前記高圧タービンから給水加熱器への抽気量を前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における給水加熱器への抽気量の１％以下とするか、又は、前記原子炉への給水温度を前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時よりも２０℃以上低下させて、前記原子炉の定格熱出力を前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力の１１５〜１２１％とすることを特徴とする原子力発電プラントの出力増大化の運転方法。 - 原子炉と、
該原子炉で発生した蒸気が供給される原子炉出口から高圧タービン入口までの主蒸気管、高圧タービン、及び高圧タービン出口から低圧タービン入口までの配管を含む高圧蒸気系と、
前記低圧タービン入口から復水器の入口までの低圧蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備える原子力発電プラントの出力増大化の運転方法であって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている前記原子力発電プラントの既設状態に対して、
前記原子力発電プラントの出力増大後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記原子力発電プラントの既設状態での定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記低圧タービンの出口流量の制限に対応した前記高圧タービンの出口流量以下となるように、前記原子炉の熱出力、前記高圧タービンの入口流量、及び前記高圧タービンから前記給水加熱器への蒸気の抽気量の内の少なくとも１つを制御することを特徴とする原子力発電プラントの出力増大化の運転方法。 - 原子炉と、
該原子炉で発生した蒸気が供給される原子炉出口から高圧タービン入口までの主蒸気管、高圧タービン、及び高圧タービン出口から低圧タービン入口までの配管を含む高圧蒸気系と、
前記低圧タービン入口から復水器の入口までの低圧蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備える原子力発電プラントであって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている既設状態に対して、
出力増大工事後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記高圧タービンから抽気して前記給水加熱器に導く蒸気の抽気量を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における抽気量の３９％以下とすることを特徴とする原子力発電プラント。 - 原子炉と、
該原子炉で発生した蒸気が供給される原子炉出口から高圧タービン入口までの主蒸気管、高圧タービン、及び高圧タービン出口から低圧タービン入口までの配管を含む高圧蒸気系と、
前記低圧タービン入口から復水器の入口までの低圧蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備える原子力発電プラントであって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている既設状態に対して、
出力増大工事後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記原子炉への給水温度を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時におけるより、５〜２６℃までの範囲で低くすることを特徴とする原子力発電プラント。 - 請求項５又は請求項６に記載の原子力発電プラントであって、
前記出力増大工事後の状態では、
前記高圧タービンから給水加熱器への抽気量を前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における給水加熱器への抽気量の１％以下、又は、前記原子炉への給水温度を前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時よりも２０℃以上低下させて、前記原子炉の定格熱出力を前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力の１１５〜１２１％とすることを特徴とする原子力発電プラント。 - 原子炉と、
該原子炉で発生した蒸気が供給される原子炉出口から高圧タービン入口までの主蒸気管、高圧タービン、及び高圧タービン出口から低圧タービン入口までの配管を含む高圧蒸気系と、
前記低圧タービン入口から復水器の入口までの低圧蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備える原子力発電プラントであって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている既設状態に対して、
出力増大工事後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記低圧タービンの出口流量の制限に対応した前記高圧タービンの出口流量以下となるように、前記原子炉の熱出力、前記高圧タービンの入口流量、及び前記高圧タービンから前記給水加熱器への蒸気の抽気量の内の少なくとも１つを制御することを特徴とする原子力発電プラント。 - 請求項５から請求項８のいずれか１項に記載の原子力発電プラントであって、
前記出力増大工事後の状態では、
前記高圧タービンから前記給水加熱器への抽気配管と前記湿分分離加熱器から前記給水加熱器への排気管を合流させるか、
若しくは、前記高圧タービンから前記給水加熱器への抽気配管を削除し、かつ、前記湿分分離加熱器から前記給水加熱器への排気管のみを設置したことを特徴とする原子力発電プラント。 - 原子炉と、
該原子炉で加熱された冷却材を熱源にして蒸気を発生する蒸気発生器と、
該蒸気発生器で発生した蒸気が供給される主蒸気管、高圧タービン、及び低圧タービンを含む蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備える原子力発電プラントの出力増大化の運転方法であって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている前記原子力発電プラントの既設状態に対して、
前記原子力発電プラントの出力増大後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記高圧タービンから抽気して前記給水加熱器に導く蒸気の抽気量を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における抽気量の３９％以下とすることを特徴とする原子力発電プラントの出力増大化の運転方法。 - 原子炉と、
該原子炉で加熱された冷却材を熱源にして蒸気を発生する蒸気発生器と、
該蒸気発生器で発生した蒸気が供給される主蒸気管、高圧タービン、及び低圧タービンを含む蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備えた原子力発電プラントの出力増大化の運転方法であって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている前記原子力発電プラントの既設状態に対して、
前記原子力発電プラントの出力増大後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記蒸気発生器への給水温度を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時におけるより、５〜２６℃までの範囲で低くすることを特徴とする原子力発電プラントの出力増大化の運転方法。 - 請求項１０又は請求項１１に記載の原子力発電プラントの出力増大化の運転方法であって、
前記原子力発電プラントの出力増大後の状態では、
前記高圧タービンから給水加熱器への抽気量を前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における給水加熱器への抽気量の１％以下とするか、又は、前記蒸気発生器への給水温度を前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時よりも２０℃以上低下させて、前記原子炉の定格熱出力を前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力の１１５〜１２１％とすることを特徴とする原子力発電プラントの出力増大化の運転方法。 - 原子炉と、
該原子炉で加熱された冷却材を熱源にして蒸気を発生する蒸気発生器と、
該蒸気発生器で発生した蒸気が供給される主蒸気管、高圧タービン、及び低圧タービンを含む蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備える原子力発電プラントの出力増大化の運転方法であって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている前記原子力発電プラントの既設状態に対して、
前記原子力発電プラントの出力増大後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記原子力発電プラントの既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記低圧タービンの出口流量の制限に対応した前記高圧タービンの出口流量以下となるように、前記原子炉の熱出力、前記高圧タービンの入口流量、及び前記高圧タービンから前記給水加熱器への蒸気の抽気量の内の少なくとも１つを制御することを特徴とする原子力発電プラントの出力増大化の運転方法。 - 原子炉と、
該原子炉で加熱された冷却材を熱源にして蒸気を発生する蒸気発生器と、
該蒸気発生器で発生した蒸気が供給される主蒸気管、高圧タービン、及び低圧タービンを含む蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備える原子力発電プラントであって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている既設状態に対して、
出力増大工事後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記高圧タービンから抽気して前記給水加熱器に導く蒸気の抽気量を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における抽気量の３９％以下とすることを特徴とする原子力発電プラント。 - 原子炉と、
該原子炉で加熱された冷却材を熱源にして蒸気を発生する蒸気発生器と、
該蒸気発生器で発生した蒸気が供給される主蒸気管、高圧タービン、及び低圧タービンを含む蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備える原子力発電プラントであって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている既設状態に対して、
出力増大工事後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記蒸気発生器への給水温度を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時におけるより、５〜２６℃までの範囲で低くすることを特徴とする原子力発電プラント。 - 請求項１４又は請求項１５に記載の原子力発電プラントであって、
前記出力増大工事後の状態では、
前記高圧タービンから給水加熱器への抽気量を前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における給水加熱器への抽気量の１％以下、又は、前記原子炉への給水温度を前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時よりも２０℃以上低下させて、前記原子炉の定格熱出力を既設状態での前記原子炉の定格熱出力の１１５〜１２１％とすることを特徴とする原子力発電プラント。 - 原子炉と、
該原子炉で加熱された冷却材を熱源にして蒸気を発生する蒸気発生器と、
該蒸気発生器で発生した蒸気が供給される主蒸気管、高圧タービン、及び低圧タービンを含む蒸気系と、
前記復水器と給水加熱器とを含み、前記復水器から前記給水加熱器を経由して前記原子炉まで給水を導く給水系と、
を備えた原子力発電プラントであって、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離する湿分分離器が設備されている既設状態に対して、
出力増大工事後の状態では、
前記高圧タービン出口と前記低圧タービン入口との間に、前記高圧タービンから排気された蒸気中の湿分を分離するとともに、前記主蒸気管から分岐する蒸気のみにより前記高圧タービンから排気された蒸気を加熱する湿分分離加熱器が設備されており、
前記原子炉の定格熱出力を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力よりも８％以上増大させ、
前記主蒸気管から前記湿分分離加熱器へ前記分岐する蒸気流量を、前記既設状態での前記原子炉の定格熱出力運転時における前記主蒸気管の蒸気流量の８〜９％とし、かつ、前記低圧タービンの出口流量の制限に対応した前記高圧タービンの出口流量以下となるように、前記原子炉の熱出力、前記高圧タービンの入口流量、及び前記高圧タービンから前記給水加熱器への蒸気の抽気量の内の少なくとも１つを制御することを特徴とする原子力発電プラント。 - 請求項１４から請求項１７のいずれか１項に記載の原子力発電プラントであって、
前記出力増大工事後の状態では、
前記高圧タービンから前記給水加熱器への抽気配管と前記湿分分離加熱器から前記給水加熱器への排気管を合流させるか、
若しくは、前記高圧タービンから前記給水加熱器への抽気配管を削除し、かつ、前記湿分分離加熱器から前記給水加熱器への排気管のみを設置したことを特徴とする原子力発電プラント。
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