JP2007163382A - 沸騰水型原子炉炉心 - Google Patents

Abstract

【課題】大型燃料集合体の経済性の検討を通して、主に増出力による発電コスト低減を可能とする最適な燃料格子サイズ及び燃料棒格子配列を持つ燃料集合体を装荷した炉心を提供する。
【解決手段】燃料棒をｎ行ｎ列で正方格子状に束ねてチャンネルボックス内に格納してなる燃料集合体が格子状に配列装荷される沸騰水型原子炉炉心において、炉心の燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．１２〜１．１４倍であるとき、燃料棒配列数ｎ＝１２とし、Ｌが１５５ｍｍの約１．１８〜１．２３倍であるときｎ＝１３とし、Ｌが１５５ｍｍの約１．２３〜１．３３倍であるときｎ＝１４とし、Ｌが１５５ｍｍの約１．２９〜１．４２倍であるときｎ＝１５とし、Ｌが１５５ｍｍの約１．３３〜１．５１倍であるときｎ＝１６とする。
【選択図】なし

Description

本発明は、増出力による発電コスト低減を目的として改良された沸騰水型原子炉炉心に関するものである。

現行の改良沸騰水型原子炉（ＡＢＷＲ）に対し、さらなる高燃焼度化・増出力による、資源の有効利用・発電コスト低減を目指した沸騰水型原子炉の研究開発が進められている。そのなかの一つとして、大型の燃料集合体の使用を想定した沸騰水型原子炉の概念が示されている。

燃料集合体を大型化する利点の一つとして、原子炉に装荷する燃料集合体の数を増やすことなく原子炉の出力増加が可能である点が挙げられる。これは、燃料を大型化することにより現行ＡＢＷＲ炉心においてバイパス水領域となっていた部分にも燃料を装荷することができ、炉心単位体積当たりの出力密度を高めることが可能となるためである。

また、燃料集合体を大型化する他の利点として、現行ＡＢＷＲに比べて炉心に装荷する燃料集合体の体数を減らすことができることが挙げられる。例えば、内部仕切版により内部が４象限に分割された燃料格子サイズが従来燃料の約２倍の大型燃料集合体を供給することで、１回の燃料移動作業において、従来より４倍多くの燃料を移動させることができ、燃料の取扱いに必要な時間を短縮できることが報告されている（特許文献１参照。）。

一方で燃料集合体を大型化することによる問題点として、炉心に装荷される燃料集合体の数が減ることによって炉心設計に対する自由度が制限され、炉心半径方向ピーキング係数を低下させることが難しくなる傾向があることが予想される。また、燃料集合体を大型化することによる他の問題点として、制御棒価値の低下が挙げられる。これは、ＡＢＷＲではバイパス水であった領域にも燃料が装荷されることにより、中性子スペクトルが硬くなることに起因する。

これに対し、炉心に充分な炉停止余裕を確保するための手段として、例えば、大型燃料集合体の対角線方向に対向する２つのコーナー部に直接隣接するように制御棒を配置するＫ格子型の制御棒配置の利用が挙げられる（例えば、特許文献２参照。）。しかし、Ｋ格子型の制御棒配置には、十字型の制御棒ハウジングの技術開発や安全性確認など解決すべき技術上の課題がある。

このように、燃料の大型化は利点と問題点が競合するため、最適な燃料集合体の大きさの検討が今後の沸騰水型原子炉炉心及び燃料集合体の研究開発において重要である。

大型燃料集合体の大きさに関しては、例えば、ボイド係数の観点からチャンネルボックス内幅が２０３ｍｍ以上２２２ｍｍ以下とし、水ロッドの面積を５５ｃｍ^２以上６５ｃｍ^２以下にすることでボイド係数の絶対値が小さい大型燃料集合体の提供が可能であるとされている（特許文献３参照。）。

また、特許文献４には、現行ＡＢＷＲと同一または寸法が同等の圧力容器を有する沸騰水型原子炉において、炉心の外表面と体積を最適にできる燃料格子サイズが１５種類挙げられている。

また、最近では燃料の配列が１６行１６列であり、燃料格子サイズがＡＢＷＲの１．５倍の大きさを持つ大型燃料に関する研究が報告されている。

特開平８−２５４５８９号公報 特開昭６３−８２３９２号公報 特許第３０７９６０９号公報 特開平１０−２０６５８５号公報

上記のような公知例はあるものの、沸騰水型原子炉用燃料の大型化に際して、核的特性及び経済性の観点で最適な燃料集合体格子の大きさ、即ち炉心内に燃料集合体を正方格子状に支持するための格子内幅寸法（燃料格子サイズ）、あるいは燃料集合体中に配置される燃料棒の格子配列の大きさ（燃料棒格子配列数）は、現時点では十分に明確化されているとは言えない。

つまり、燃料集合体の中に配置する燃料棒格子配列数は幾何形状の許す限り任意であるが、燃料の大型化による利点、問題点の双方から最適となる燃料集合体の大きさを検討するうえで、種々の制約条件を適切に仮定し、その上で最適な大型燃料集合体による炉心を見出す試みは十分なされていない。

本発明の目的は、上記問題点に鑑み、現実的な仮定の下、実現可能な燃料集合体の大きさ及びそこに配置する燃料棒格子配列数を規定し、大型燃料集合体の経済性の検討を通して、主に増出力による発電コスト低減を可能とする最適な燃料格子サイズ及び燃料棒格子配列を持つ燃料集合体を装荷した炉心を提供することにある。

上記目的を達成するため、請求項１に記載の発明に係る沸騰水型原子炉炉心は、複数本の燃料棒をｎ行ｎ列で正方格子状に束ねてチャンネルボックス内に格納してなる燃料集合体が、予め定められた集合体数分、格子状に配列装荷される沸騰水型原子炉炉心において、前記燃料集合体が配列される炉心の燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．１２〜１．１４倍であるとき、前記燃料棒配列数ｎ＝１２であり、前記燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．１８〜１．２３倍であるとき、前記燃料棒配列数ｎ＝１３であり、前記燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．２３〜１．３３倍であるとき、前記燃料棒配列数ｎ＝１４であり、前記燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．２９〜１．４２倍であるとき、前記燃料棒配列数ｎ＝１５であり、前記燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．３３〜１．５１倍であるとき、前記燃料棒配列数ｎ＝１６であることを特徴とするものである。

また、請求項２に記載の発明に係る沸騰水型原子炉炉心は、請求項１に記載の沸騰水型原子炉炉心において、前記燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．１２〜１．１４倍であり、前記燃料棒配列数ｎ＝１２である燃料集合体が格子状に配列装荷される沸騰水型原子炉炉心であって、制御棒を該燃料集合体４体につき１本の割合で配置したことを特徴とするものである。

さらに、請求項３に記載の発明に係る沸騰水型原子炉炉心は、請求項１又は請求項２に記載の沸騰水型原子炉炉心において、前記燃料集合体の最外周部に部分長燃料棒を配置したものである。

本発明においては、実現可能な燃料集合体の大きさ及びそこに配置する燃料棒格子配列数を炉心成立性のあるものに規定し、主に増出力による発電コスト低減を可能とする沸騰水型原子炉炉心を得るものであり、その中でも、燃料棒配列数ｎ＝１２で燃料格子サイズをＡＢＷＲの約１．１２〜１．１４倍とした場合に特に経済性が高く、制御棒の配置をＫ格子化する必要がない炉心を実現できるという効果を有する。

さらに、本発明の沸騰水型原子炉炉心においては、燃料集合体最外周部に部分長燃料棒を配置することで充分な原子炉停止余裕が確保できる。

以下に説明するように、請求項１に記載の本発明によって燃料棒格子配列数に応じて燃料格子サイズの適性範囲を規定することにより、沸騰水型原子炉としての成立性を備えた燃料集合体を提供することができる。

まず、燃料集合体の構造を検討するに当たり、以下の条件を仮定した。即ち、
条件１）原子炉炉心熱出力一定条件：燃料格子サイズにかかわらず、原子炉の熱出力は一定とする。
条件２）炉心サイズ一定条件：燃料格子サイズにかかわらず、炉心のサイズは一定とする。条件１と合わせて考えた場合、原子炉の出力密度が一定となる。
条件３）ウランインベントリ一定条件：燃料格子サイズにかかわらず、ウランインベントリ一定とする。条件１と合わせて考えた場合、比出力一定となる。
条件１から条件３に基づき、燃料集合体の大きさについて検討を進める。

（ａ）炉内集合体体数
炉心の出力密度は次式で表される。なお、Ｐ_den：出力密度（一定）、Ｐ_th：原子炉熱出力（一定）、AFL：燃料有効長（一定）、Ｎ_B：炉内集合体体数、Ｌ：燃料格子サイズである。
Ｐ_den＝Ｐ_th／AFL・L²・N_B ・・・式（１）
よって、炉内集合体体数Ｎ_Bは、Ｎ_B＝Ｃ₁／L² ・・・式（２）で与えられる。
ただしＣ₁＝Ｐ_th／Ｐ_den・AFL （一定値） ・・・式（３）とする。

（ｂ）燃料棒本数
燃料集合体内で正方格子状に配列される燃料棒本数Ｎ_Rは、燃料棒配列数ｎに対し以下で定める。近年の燃料技術は、燃料集合体内の正方格子（全燃料棒格子配列数：ｎ×ｎ）の全てに燃料棒が配されることはなく、その一部は、核熱水力特性の改善のためのウォーターロッドや、部分長燃料棒に置換される。ここで、置換により燃料棒が除去を免れる割合をＣ₂ （燃料格子サイズによらず一定値）とする。燃料棒本数はこれらが除去された結果与えられる実効的な値として扱い、以下の式（４）で与える。なお、Ｎ_R ：集合体内の燃料棒本数、ｎ：燃料棒配列数（燃料棒格子配列数１０×１０の場合は１０）である。
Ｎ_R＝Ｃ₂・ｎ² ・・・式（４）

（ｃ）燃料棒直径
比出力（Ｐ_ratio）は次の式（５）で表される。ここでβ＝β₀・（１−α_Gd）、β₀：Ｕ／ＵＯ₂比（＝０．８８１５）、α_Gd ：ガドリニア濃度（集合体平均相当）、ρ：ガドリニアの添加を考慮したペレットの平均密度（集合体平均相当）、ｒ：燃料ペレット半径、である。
Ｐ_ratio＝Ｐ_th／β・ρ・π・ｒ²・AFL・N_B・N_R ・・・式（５）

式（５）に式（２）および式（４）を代入し、ｒについて解くと次式を得る。
ｒ＝Ｃ₄（L/n） ・・・式（６）
ただし、Ｃ₃＝Ｐ_th／β・ρ・π・Ｐ_ratio・AFL （一定値） ・・・式（７）
Ｃ₄＝√(Ｃ₃／Ｃ₁・Ｃ₂)（一定値） ・・・式（８）である。

ペレット半径と燃料棒直径の間には、ｄ＝２ｒ＋ｇ＋２ｔ ・・・式（９）の関係があるとする。ここで、ｄ：燃料棒直径（被覆管外径）、ｔ：被覆管の肉厚、ｇ：燃料ペレット−被覆管間隙、である。また、被覆管肉厚と燃料棒直径の間には、ｔ＝λ・ｄ ・・・式（10）の関係があるものとする。なお、λ：被覆管肉厚の燃料棒直径に対する比である。上記式（９）に式（６）および式（10）を代入し、ｄについて解くと次式（11）を得る。
ｄ＝｛２Ｃ₄(L/n)＋ｇ｝／（１−２λ） ・・・式（11）

さらに以下に示す２つの条件を設定し、燃料集合体の構造を絞り込む。
条件４）熱的運転余裕の確保
炉心の最大線出力密度は次式で与えられ、運転中制限値以下となることが必要である。
MLHGR＝Ｃ_fact・Ｐ_th・GPF・LPF／AFL・N_R・N_B≦MLHGR_lim ・・・式（12）
ここで、MLHGR：最大線出力密度、Ｃ_fact：燃料棒直接発熱割合、GPF：グロスピーキング係数、LPF：燃料棒局所ピーキング係数、MLHGR_lim：最大線出力密度制限値、である。

式（12）に式（２）及び式（４）を代入すると次式を得る。
Ｌ≦ｎ・√（Ｃ₁・Ｃ₂／Ｃ₅） ・・・式（13）
Ｃ₅＝Ｃ_fact・Ｐ_th・GPF・LPF／AFL・MLHGR_lim ・・・式（14）
Ｃ₅ は、運転余裕の程度（ピーキングの最大値）を決めることで一定値になると仮定できる。式（13）は、ある程度の出力ピーキングを許容した上で、最大線出力密度を制限値以下に保つためには、燃料格子サイズが制限されることを示す。即ち燃料格子サイズＬが小さいほど最大線出力密度の運転余裕は大きくできる。

一方燃料棒の直径について考える。式（13）と式（11）を用い、ｄについて整理すると次式を得る。
ｄ≦｛２Ｃ₄・√(Ｃ₁・Ｃ₂／Ｃ₅)＋ｇ｝／（１−２λ） ・・・式（15）
式（15）は、運転余裕の程度（ピーキング最大値）を決めると、これを満たすための燃料棒の直径の上限が決まり、これは燃料格子サイズＬに依らないことを示す。

条件５）燃料棒間隔、チャンネルボックス間隔の確保
線出力密度の観点では燃料棒直径が細い程燃料棒本数が多くなり有利であるが、あまり燃料棒本数を多くすると、製造上必要となる燃料棒間隔が確保できなくなる。またチャンネルボックス間のバイパス水領域についても、あまり狭くすると制御棒の挿入性に問題が生じる。燃料集合体断面寸法の取り合いから、一定の間隔を確保するための燃料格子サイズは、次式を満たす必要がある。
Ｌ≦２（Ｇ＋CB＋ｂ）＋（ｎ−１）・ａ＋ｎ・ｄ ・・・式（16）
ただし、Ｇ：チャンネルボックス間のギャップ水の１／２幅、ＣＢ：チャンネルボックス肉厚、ａ：燃料棒間間隙、ｂ：チャンネルボックス−燃料棒間の間隙、である。

式（16）に式（11）を代入し、Ｌについて解くと次式を得る。
Ｌ≧｛（１−２λ）・T₁＋ｎ・ｇ｝／（１−２λ−２Ｃ₄） ・・・式（17）
ここで、Ｔ₁＝２（Ｇ＋ＣＢ＋ｂ）＋（ｎ−１）ａ、である。
式（17）によれば、燃料棒配列数ｎが決まれば、必要な間隔を確保するための燃料格子サイズの下限値を定めることができる。

以上の議論から、燃料棒格子配列がｎ行ｎ列である燃料集合体において、式（17）および式（15）に基づき、燃料格子サイズＬは次式（Ａ）を満たすことで、燃料集合体を装荷した炉心として成立性のあるものを提供することができる。
{（１−２λ）・Ｔ₁＋ｎ・ｇ｝／（１−２λ−２Ｃ₄）≦Ｌ≦ｎ・√(Ｃ₁・Ｃ₂／Ｃ₅)
また、燃料の直径ｄが次式（式（15））を満たすことで、燃料集合体として成立性のある燃料を提供することができる。
ｄ≦｛２Ｃ₄・√(Ｃ₁・Ｃ₂／Ｃ₅)＋ｇ｝／（１−２λ）

即ち、燃料棒配列数に応じた式（17）および式（13）によって求められる上限値および下限値によって適性な燃料格子サイズが規定される。そこで、以下の前提条件を設定した場合について、燃料棒配列数ｎ毎の燃料格子サイズＬの適性領域をＡＢＷＲの約１．５倍までの範囲で規定した。

まず、原子炉熱出力：Ｐ_th＝４９６０ＭＷｔ（電気出力１７００ＭＷｅ）、出力密度：Ｐ_den＝５８．１ｋＷ／Ｌ、比出力：Ｐ_ratio＝２６ｋＷ／ｋｇ、であり、熱的運転余裕に関しては、最大線出力密度制限値：MLHGR_lim＝４４．０ｋＷ／ｍ、グロスピーキング係数：GPF ＝１．５×１．５＝２．２５、燃料棒局所ピーキング係数：LPF ＝１．４、とした。

GPF について、炉心の半径方向及び軸方向の出力ピークの上限をサイクル中期で約１．５と想定し、またLPF について、燃料集合体内の出力ピークの上限を燃焼初期で約１．４と想定した。サイクルを通して出力ピークの最大値は両者の積を超えることはないと考えられる。

次に、燃料棒間隔およびチャンネルボックス間隔の確保のための条件としては、チャンネルボックス間のギャップ水の１／２幅：Ｇ＝７．９ｍｍ、チャンネルボックス肉厚：ＧＢ＝２．５４ｍｍ、燃料棒間間隙：ａ＝２．５ｍｍ、チャンネルボックスと燃料棒との間隙：ｂ＝２．５ｍｍ、とした。

ギャップ水幅及びチャンネルボックス肉厚は、制御棒挿入性の観点やチャンネルボックスの機械的強度の観点から、ＡＢＷＲでの使用が下限値であるとしてこれを採用した。また燃料棒同士間隙及びチャンネルボックスと燃料棒との間隙については、製造上問題が出ない下限として上記の値を設定し、これを下回らないように設定した。

また、その他の条件として、燃料有効長（ＡＢＷＲの使用として）：AFL ＝３７０８ｍｍ、とした。さらに、燃料棒が置換を免れる割合Ｃ₂ は、全燃料棒配置のうち10％は水ロッドに、１２％は有効長が炉心有効長の２／３の部分長燃料棒に置換されると仮定し、Ｃ₂ ＝１．０−（０．１＋０．１２×１／３）＝０．８６、とする。また、被覆管肉厚の燃料棒直径（被覆管外径）に対する比（燃料棒の機械設計上の実績を考えて）：λ＝０．０６、燃料棒直接発熱割合（典型的な評価値として）：Ｃ_fact＝０．９６、とした。

上記の如く各パラメータを設定し、各燃料棒配列数ｎを１０〜１６とした場合において燃料格子サイズＬの上限値を式（13）から、また下限値を式（17）からそれぞれ求め、それぞれの結果をＡＢＷＲでの格子サイズ１５５ｍｍを１．０と規格化した際の数値として図１に示した。即ち、図１中燃料棒配列数ｎ＝１２以上で、下限値と上限値で規定された斜線領域が燃料棒配列数とそれに対する燃料としての成立性を持つ燃料格子サイズＬの適合範囲である。

この図１に示された結果を、ＡＢＷＲの約１．５倍までの範囲で各燃料棒配列数毎の適性燃料格子サイズとして、以下の表１に示す。ここで各格子サイズはＡＢＷＲでの格子サイズ１５５ｍｍを１．０とした比率で表した。ここで、ＡＢＷＲの約１．５倍までを検討するのは、それ以上の大きさの燃料集合体では原子炉停止余裕の観点から原子炉の成立性が乏しいためである。即ち、燃料集合体が大形化すると制御棒をＫ格子化する必要があるが、後述するように、Ｋ格子化は制御棒一本あたりの価値が大きくて炉停止余裕の観点で有利とは言えない。

以上のように、大型燃料集合体の構成に関して、請求項１に記載したように、燃料格子サイズをＡＢＷＲの燃料格子サイズ１５５ｍｍに対して約１．１２〜１．１４倍としたときには燃料棒格子配列が１２×１２、約１．１８〜１．２３倍としたときには燃料棒格子配列が１３×１３、約１．２３〜１．３３倍としたときには燃料棒格子配列が１４×１４、約１．２９〜１．４２倍のときには燃料棒格子配列が１５×１５、約１．４２〜１．５１倍としたときには燃料棒格子配列が１６×１６となるように構成することで、沸騰水型原子炉として熱的運転余裕確保の観点及び燃料棒間隔・チャンネルボックス間隔の確保の観点において成立性がある燃料集合体を装荷した炉心を提供することが可能となる。

また、以下に説明するとおり、上記の如き大型燃料集合体を装荷した原子炉炉心において、本発明の請求項２に記載のように燃料格子サイズＬがＡＢＷＲのサイズである１５５ｍｍの約１．１２〜１．１４倍であり、前記燃料棒配列数ｎ＝１２である燃料集合体４体につき１本の割合で十字型制御棒を配列することによって、沸騰水型原子炉としての成立性が最も有利となる炉心が提供できる。

まず、燃料の線出力密度について考察する。燃料格子サイズが大きくなるにつれて局所ピーキング係数が大きくなる傾向があると考えられる。これは、燃料の核設計における濃縮度の上限を制限した上で取出燃焼度を大きくする設計をした場合、集合体内での濃縮度分布に大きな差を持たせられず、ピーキングを低下させることが難しくなる傾向にあるためである。

また、燃料格子サイズが大きくなるにつれてグロスピーキング係数が大きくなると考えられる。これは、燃料格子サイズが大きくなるほど炉心に装荷される燃料の数が少なくなり、炉心設計の自由度が減少するため、炉心半径方向ピーキング係数を低下させることが難しくなる傾向にあるためである。

以上のように、燃料格子サイズが大きくなるにつれて、局所ピーキング係数、グロスピーキング係数共に大きくなると考えられ、最大線出力密度の制御値に対する余裕は小さくなると考えられる。よって、線出力密度の観点から、大型燃料集合体として、燃料棒格子配列１２×１２でＡＢＷＲの約１．１２〜１．１４倍の燃料格子サイズで装荷されるものが有利である。

次に制御棒配置について考察する。燃料格子サイズが大きくなるにつれて制御棒価値は低下し、冷温時の未臨界性確保や炉停止余裕の確保が問題になると考えられる。冷温時の未臨界性確保の観点により、燃料棒格子配列１２×１２の燃料集合体でＡＢＷＲの約１．１２〜１．１４倍の燃料格子サイズで装荷されるものよりも大きなサイズの燃料格子サイズの場合では、制御棒の配列をＫ格子化する必要が生じると考えられる。しかしながらＫ格子化は、制御棒１本当たりの制御範囲が大きいことなどから、制御棒価値が大きくなると考えられ、原子炉停止余裕の観点では必ずしも有利になるとは限らない。従って、Ｋ格子化した場合でも原子炉停止余裕改善の方策を改めて検討する必要がある。

一方、制御棒配置をＣ格子配置としたままで未臨界性が確保できるのであれば、炉停止余裕改善に関して燃料集合体内部分長燃料棒配置の最適化や効果値制御棒の採用等の方策が考えられ、従来技術の応用で十分適用可能である。以上のように制御棒配置の観点においても、Ｃ格子配置より原子炉停止余裕の確保に従来技術の利用が可能な点で、燃料配列１２×１２で燃料格子サイズがＡＢＷＲの約１．１２〜１．１４倍とした燃料が有利である。

また、燃料の経済性の観点では、燃料の製造コストは燃料格子サイズが大きくなるに従って高くなる傾向があると考えられ、燃料格子サイズが小さい程経済性に優れるが、燃料の成立性の観点から燃料棒配列１２×１２の燃料集合体で燃料格子サイズがＡＢＷＲの約１．１２〜１．１４倍とした燃料が有利である。

以上、核特性及び経済性の観点で、沸騰水型原子炉としての成立性を備えた大型燃料集合体を装荷した炉心のうち、燃料棒配列１２×１２で燃料格子サイズがＡＢＷＲの約１．１２〜１．１４倍とした場合が最も有利な炉心であると言える。

また、燃料棒配列１２×１２とした燃料集合体を装荷してなる燃料炉心の制御棒配列を燃料集合体４体につき１本の割合で配列する、いわゆるＣ格子配列とすることによって、冷温時の未臨界性を確保した上で、燃料を大型化したことに伴う原子炉停止余裕の低下を制御棒１本あたりの制御棒価値を増大させることで解決でき、従来型ＢＷＲ炉心の技術を流用できる。

また、さらに請求項３に記載の発明によれば、燃料集合体の最外周部に部分長燃料棒を配置することで制御棒価値を増大させることができる。

大型燃料集合体を装荷した炉心として特性を評価すればよい燃料の構成、即ち燃料配列数、燃料格子サイズ、は限定される。本発明の実施例として、燃料棒格子配列１２×１２の燃料集合体をＡＢＷＲの約１．１倍の燃料格子サイズで装荷した場合、燃料棒格子配列４×１４の燃料集合体をＡＢＷＲの約１．３倍の燃料格子サイズで装荷した場合、燃料棒格子配列１６×１６の燃料集合体をＡＢＷＲの約１．５倍の燃料格子サイズで装荷した場合をそれぞれ図３〜図１７に示す。

図３、図４、図５は上記３種の燃料集合体それぞれの燃料棒配列を示す模式図であり、図７、図８、図９は図３〜図５に示す各燃料集合体が格子状に配列されてなる３種の炉心構成をそれぞれ示す概略模式図であり、十字型制御棒（断面十字形状）の配置を炉心４象限分割したうちの第４象限領域のみで表し、制御棒が同一パターンで配置される他の領域を省略して示したものである。また、図１１、図１２、図１３は上記各燃料集合体の核設計である。なお、これら核設計において使用するペレット最高濃縮度は４．９ｗｔ％である。さらに、図１５、図１６、図１７は上記３種の燃料集合体の平衡炉心への装荷パターンを示したものである。

なお、本実施例では、燃料棒配列数が偶数のものを例示したが、これは、燃料格子サイズがＡＢＷＲの１．１倍以上とした燃料の場合、チャンネルボックスの強度を保つためには、集合体内部に仕切り版構造を持たせることが有効であると考えられるため、燃料集合体内を仕切版により４つのサブバンドルに分割することを想定し、燃料棒配列数が偶数のものを取り上げた。

ここで、図１に示した結果に基づいて燃料としての成立性は低いと予想される燃料棒格子配列１０×１０で燃料格子サイズがＡＢＷＲの約１．０倍の燃料集合体および該燃料集合体を装荷した炉心も比較例として挙げる。図２はこの１０×１０格子燃料集合体の燃料棒配列を示す模式図であり、図６は図２の燃料集合体が格子状に配列されてなる炉心の構成を示す模式図である。また、その核設計を図１０に、該燃料集合体の平衡炉心への装荷パターンを図１４に示す。

以上、各燃料集合体および炉心の仕様は表２に示す通りである。燃料棒の直径（被覆管外径）については、前記条件４）の下、式（15）から約１０．２ｍｍが上限となる。ウランインベントリを一定（比出力を一定）に保つ場合、燃料棒径は太いほど少ない燃料集合体で炉心を構成することが可能であることから、燃料棒の直径は１０．２ｍｍで固定とした。なお、燃料棒格子配列１０×１０の場合については炉心サイズおよびウランインベントリを保つため燃料棒直径を１０．７ｍｍとした。その結果、許容される LPF（燃料棒局所ピーキング係数）は1.4 を下回り、熱的余裕の観点から燃料としての成立性は低い。

なお、制御棒の配置について、燃料棒格子配列１０×１０集合体の装荷炉心及び１２×１２集合体の装荷炉心についてはＣ格子配置、燃料棒格子配列１４×１４集合体の装荷炉心および１６×１６集合体の装荷炉心については、燃料集合体の大きさが大きくなるにつれて制御棒価値が小さくなることから、Ｋ格子配置としてある。

各燃料棒格子配列集合体を装荷してなる各平衡炉心の解析による最大線出力密度について、最も厳しくなる燃焼度点になる値を図１８に示す。燃料棒格子配列１０×１０集合体装荷炉心については、図１に示した燃料棒配列数と燃料格子サイズの関係から分かるように、線出力密度の制限値に対する余裕は極めて小さく、燃料としての成立性は低いと判断される。その他の燃料棒格子配列１２×１２集合体装荷炉心、１４×１４集合体装荷炉心，１６×１６集合体装荷炉心については、燃料格子サイズが大きくなるほど厳しくなる傾向がある。これについて最大線出力密度の内訳から検討する。

まず、最大線出力密度の内訳のうち、各燃料集合体の局所ピーキング係数を図１９に示す。これによると、燃料格子サイズが大きくなるにつれて局所ピーキング係数が大きくなる傾向がみられる。これは、前述の通り、燃料の核設計における濃縮度の上限を制限した上で取出燃焼度を大きくする設計をした場合、集合体内での濃縮度分布に大きな差を持たせられず、ピーキングを低下させることが難しくなる傾向にあるためである。

次に、最大線出力密度の内訳のうち、核燃料による炉心のグロスピーキング係数を図２０に示す。これによると、燃料格子サイズが大きくなるにつれてグロスピーキング係数が大きくなる傾向が見られる。これは、前述の通り、燃料格子サイズが大きくなるほど炉心に装荷される燃料集合体数が少なくなり、炉心設計の自由度が減少するために、炉心半径方向ピーキング係数を低下させることが難しくなる傾向にあるためである。

以上のように、燃料格子サイズが大きくなるにつれて、局所ピーキング係数、グロスピーキング係数、共に大きくなる傾向があるため、最大線出力密度の制限値に対する余裕は小さくなる。よって、実際の炉心解析により、線出力密度の観点から、大型燃料集合体として、燃料棒格子配列１２×１２集合体が最も有利である。

また次に、平均取出燃焼度を図２１に示す。各燃料集合体における水素対ウラン比がほぼ同程度であり、核的特性がほぼ同等であるため、燃料格子サイズによる平均取り出し燃焼度の差異は小さいが、燃料棒格子配列１２×１２集合体の平均取り出し燃焼度が最も大きい。

原子炉停止余裕を図２２に示す。炉停止余裕は現行ＡＢＷＲ以外の炉心ではいずれも厳しい。これは、以下の理由による。まず、各格子サイズの炉心サイクル末期の冷温時の実効増倍率を図２３に示す。図中、黒四角（■）で制御棒全挿入時の実効増倍率（keff）を示すが、燃料棒格子配列１０×１０集合体装荷炉心では、本来単体の制御棒価値が減少する要因はないが、図６に示すように炉心集合体配置の関係から制御棒全挿入時における非制御ノードが多いため、制御棒全挿入時の実効増倍率が現行ＡＢＷＲに比較して大きくなっている。

燃料棒格子配列１２×１２集合体装荷炉心より大きな格子サイズでは、サイズの増大に従い単体の制御棒価値が減少していく。図２３中の破線はＫ格子にしない場合の制御棒全挿入時の実効増倍率と格子サイズの関係を示し、図中の点線は、Ｋ格子にした場合の制御棒全挿入時の実効増倍率と格子サイズの関係を示したものである。燃料棒格子配列１４×１４以上の大型燃料集合体装荷炉心において、制御棒配列にＫ格子配列を採用しない場合は、制御棒全挿入時においても未臨界を確保できないことがわかる。従って、燃料棒格子配列１２×１２が制御棒のＫ格子配列を採用しなくてもよい限界である。

一方、図２３中に最大価値制御棒１本引抜時の実効増倍率を白丸（○）で示す。図中の実線は最大価値制御棒１本引抜時と制御棒全挿入時の実効増倍率の差分、すなわち最大価値制御棒１本の制御棒価値を示している。この制御棒価値は炉心設計に大きく左右されるものの、図２４に示すように、Ｋ格子配列とそれ以外とでは大きな傾向の相違が認められる。図２４（ｂ）に示すように、Ｋ格子配列においては１本当たりの制御範囲が大きいことに加え、引抜制御棒に隣接する燃料集合体において引抜かれた制御棒の対角側は制御されているため、制御棒が引き抜かれた際の出力の歪みがより大きいためであると考えられる。

また、従来格子配列においては、引抜制御棒周囲４体（制御棒セル）のうちのいずれか１体を反応度の低い燃料と置換することにより炉停止余裕増大が比較的容易であるが、Ｋ格子配列においては、１体の燃料集合体が２カ所の制御棒セルに関係してくるため炉心設計の最適化が困難になり、燃料集合体１体の反応度そのものに左右される傾向にある。この傾向と１本当たりの制御棒価値の増大が相まって、従来格子の炉心設計技術とは若干異なった思想、技術が必要と考えられる。

このように、燃料棒格子配列１４×１４以上の大型燃料集合体の装荷炉心においては、制御棒のＫ格子配列を採用したとはいえ、原子炉停止余裕は厳しく、Ｋ格子配列に適応した炉心設計の最適化が必要となる。一方、燃料棒格子配列１２×１２集合体装荷炉心では原子炉停止余裕が厳しいのは１本当たりの制御棒価値が小さいためである。これを補うためには、燃料集合体内の部分長燃料棒（PLFR）配置の最適化等、燃料設計の観点及び高価値制御棒の採用等の制御棒の観点からの方策が考えられ、どちらも従来技術の応用で十分適用可能である。

次に、大型燃料集合体の燃料サイクルコストについて以下に検討する。まず、現行ＡＢＷＲ燃料集合体の単位ウラン重量あたりの加工コストを基準（1.0 ）とした場合の各燃料集合体の加工コストの相対値を図２５に示す。これにより、燃料集合体が大型化するにつれて加工コストは増加する傾向があり、燃料棒格子配列１６×１６集合体ではＡＢＷＲの１割程度コスト増になると見込まれる。

燃料集合体の加工コスト、燃料集合体の平均濃縮度（3.8 wt％）、炉心熱効率及び図２１に示した平均取出燃焼度から、燃料サイクルコストの評価を行った。現行ＡＢＷＲの燃料サイクルコストを基準とした各燃料集合体のサイクルコストの基準からの差を図２６に示す。これによれば、燃料棒格子配列１０×１０集合体のサイクルコストが最も有利であるが、燃料としての成立性の観点から、燃料棒格子配列１２×１２集合体が最も有利である。

以上のように、燃料集合体を大型化した場合、燃料格子のサイズをＡＢＷＲの約１．１２倍〜１．１４倍、燃料棒配列数ｎを１２としたものが最も有利な燃料であることが判った。なお、ここで取り上げた燃料集合体は、前記条件１から条件５及びその他の条件を定めたものであるが、他の燃料集合体に対する１２×１２燃料集合体の優位性はこれらの条件に限定されたものではない。

また燃料棒格子配列１２×１２集合体装荷炉心は図７にあるように、制御棒の配列をＣ格子配列としたものである。１２×１２集合体装荷炉心で制御棒の配列をＣ格子配列にした場合、冷温時の未臨界性を確保した上で、燃料を大型化したことに伴う原子炉停止余裕の低下を制御棒１本当たりの制御棒価値を増大させることで解決でき、従来ＢＷＲ炉心の技術を流用できる。

また、部分長燃料棒を燃料集合体の最外周部に配置した燃料棒格子配列１２×１２集合体の構成を図２７に示す。この燃料集合体により大型燃料集合体炉心の停止余裕として１％dk以上を確保することができる。

本発明の燃料として成立性がある燃料集合体の構成の範囲を示す線図（横軸：燃料棒配列数ｎ、縦軸：燃料格子サイズ（規格値））である。 本発明の比較対象とした従来の１０×１０燃料集合体の燃料棒配列構成を示す模式図である。 本発明の実施例における燃料棒配列数ｎ＝１２の場合の燃料集合体の燃料棒配列構成を示す模式図である。 本発明の実施例における燃料棒配列数ｎ＝１４の場合の燃料集合体の燃料棒配列構成を示す模式図である。 本発明の実施例における燃料棒配列数ｎ＝１６の場合の燃料集合体の燃料棒配列構成を示す模式図である。 図２に示した燃料集合体を装荷してなる炉心の構成を示す模式図である。 図３に示した燃料集合体を装荷してなる炉心の構成を示す模式図である。 図４に示した燃料集合体を装荷してなる炉心の構成を示す模式図である。 図５に示した燃料集合体を装荷してなる炉心の構成を示す模式図である。 図２に示した燃料集合体の濃縮度分布を示す核設計図である。 図３に示した燃料集合体の濃縮度分布を示す核設計図である。 図４に示した燃料集合体の濃縮度分布を示す核設計図である。 図５に示した燃料集合体の濃縮度分布を示す核設計図である。 図６に示した炉心の燃料集合体装荷パターンを示す設計図である。 図７に示した炉心の燃料集合体装荷パターンを示す設計図である。 図８に示した炉心の燃料集合体装荷パターンを示す設計図である。 図９に示した炉心の燃料集合体装荷パターンを示す設計図である。 比較対象および実施例の各燃料集合体からなる平衡炉心の解析による最も厳しくなる燃焼度点における最大選出力密度を示す棒グラフである。 比較対象および実施例の各燃料集合体からなる平衡炉心の解析による最も厳しくなる燃焼度点における最大選出力密度の内訳のうち局所ピーキング係数を示す棒グラフである。 比較対象および実施例の各燃料集合体からなる平衡炉心の解析による最も厳しくなる燃焼度点における最大選出力密度の内訳のうちグロスピーキング係数を示す棒グラフである。 比較対象および実施例の各燃料集合体からなる平衡炉心の解析による平均取出燃焼度を示す棒グラフである。 比較対象および実施例の各燃料集合体からなる平衡炉心の解析による原子炉停止余裕を示す棒グラフである。 比較対象および実施例の各燃料集合体からなる平衡炉心の解析による冷温時実効増倍率（サイクル末期）原子炉停止余裕を示す線図である。 Ｋ格子配列制御棒の制御範囲の概念を表す模式図であり、（ａ）はＫ格子配列ではない比較例、（ｂ）はＫ格子配列の場合を示す。 本実施例における各燃料集合体の加工コストのＡＢＷＲに対する相対値を示す棒グラフである。 本実施例における各燃料集合体の燃料サイクルコストのＡＢＷＲに対する相対値を示す棒グラフである。 本実施例における外周部に部分長燃料棒を配した１２×１２配列の燃料集合体の濃縮度分布を示す核設計図である。

Claims (3)

1. 複数本の燃料棒をｎ行ｎ列で正方格子状に束ねてチャンネルボックス内に格納してなる燃料集合体が、予め定められた集合体数分、格子状に配列装荷される沸騰水型原子炉炉心において、
   前記燃料集合体が配列される炉心の燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．１２〜１．１４倍であるとき、前記燃料棒配列数ｎ＝１２であり、
   前記燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．１８〜１．２３倍であるとき、前記燃料棒配列数ｎ＝１３であり、
   前記燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．２３〜１．３３倍であるとき、前記燃料棒配列数ｎ＝１４であり、
   前記燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．２９〜１．４２倍であるとき、前記燃料棒配列数ｎ＝１５であり、
   前記燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．３３〜１．５１倍であるとき、前記燃料棒配列数ｎ＝１６であることを特徴とする請求項２に記載の沸騰水型原子炉炉心。
2. 前記燃料格子サイズＬが１５５ｍｍの約１．１２〜１．１４倍であり、前記燃料棒配列数ｎ＝１２である燃料集合体が格子状に配列装荷される沸騰水型原子炉炉心であって、制御棒を該燃料集合体４体につき１本の割合で配置したことを特徴とする沸騰水型原子炉炉心。
3. 前記燃料集合体の最外周部に部分長燃料棒を配置したことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の沸騰水型原子炉炉心。
   

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