JP2009198516A - 沸騰水型軽水炉炉心及び燃料集合体 - Google Patents

Abstract

【課題】熱的余裕や安全性を現在運転中のＢＷＲと同程度に保ちつつ、（１）炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減でき、（２）運転中のプルトニウム生産量を増加させ、燃料集合体の寿命を延長して燃料サイクルコスト低減でき、（３）プラントの連続運転期間を増加させプラント利用率を向上させ発電コスト低減できる炉心，燃料集合体を提供する。
【解決手段】炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３以上である。燃料集合体は、燃料集合体平均濃縮度が３ｗｔ％〜８ｗｔ％の低濃縮ウランの酸化物または燃料集合体平均核分裂性プルトニウム富化度が２ｗｔ％以上６ｗｔ％未満である混合酸化物を含んでいる。この燃料集合体が装荷されたバーナー型ＢＷＲ炉心では、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌである。
【選択図】 図１

Description

本発明は、沸騰水型軽水炉（ＢＷＲ）炉心及び炉心を構成する燃料集合体に関する。

軽水を中性子減速材兼冷却材として用いる軽水炉炉心は、多数の燃料集合体、そこを流れる軽水，燃料集合体間に出入りする制御棒等で構成されている。従来のＢＷＲ炉心に装荷されている燃料集合体並びに制御棒構成は、特許文献１の第８図に示されているように、ＢＷＲ燃料集合体はチャンネルボックスに囲まれており、その内側領域にウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドを封入した燃料棒が正方格子状に配列されている。ＡＢＷＲ炉心では燃料棒内にウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドが封入された部分の垂直方向の長さ（本発明では燃料有効長と略記する。なお燃料集合体が燃料棒長さの異なる燃料棒で構成されている場合には、燃料集合体内での最大値を燃料有効長とする。）は約３.７ｍであり、８７２体の燃料集合体と２０５本の十字型制御棒で構成されている。

軽水炉は水が中性子の減速と燃料棒の冷却を兼ねているため、できるだけ燃料棒と水を均等に配置するのが良いとされ、現在運転中のＰＷＲではほぼ燃料棒と水は均質に配置されている。一方、直接サイクルであるＢＷＲでは炉心中に蒸気が存在し二相流状態になり、蒸気相の炉心横方向のクロスフローをなくすためチャンネルボックスが設けられ十字型制御棒をチャンネルボックス間のすきまに挿入する構造になっている。さらに近年の高燃焼度燃料では濃縮度の増加に対応したＨ／ＨＭ（水素対重金属原子数比、なお重金属とはウラン，プルトニウム、及びＮｐ，Ａｍ，Ｃｍ等のマイナーアクチニドを示す。）４〜５を確保するため、燃料集合体中央部に水ロッドが設けられており一見非均質に見える。しかしながら、これらの非均質性はチャンネルボックスと十字型制御棒という構造からやむをえず生じたもので、できるだけ均質化をめざすという基本的な考え方はＰＷＲと同じである。その結果、二相流で十分な減速効果を得るために燃料集合体格子ピッチ約１５５mmのＡＢＷＲ炉心では炉心の貴重な空間の４０％以上が二相流で占められており、肝心の燃料物質領域の体積割合（本発明では燃料ペレット領域の体積割合を示す）はわずか２０％である。また更なる使用済燃料体発生量の低減と燃料経済性向上の観点からは取出燃焼度の大幅増大が望まれているが、中性子減速と除熱という軽水の二つの機能を同時に達成できる構成にとらわれており高濃縮度化に伴う炉停止余裕の減少，反応度係数の改善のためにＨ／ＨＭをさらに大きくする設計が検討されている。一方、特許文献２及び特許文献３には、チャンネルボックス内外の減速材分布を変更した設計が示されているが、いずれもＨ／ＨＭ範囲の前提を４〜５とした公知例であり、燃料を積極的に増加させる検討は実施されてこなかった。

すなわち従来のＢＷＲ炉心燃料設計は、中性子減速と除熱という軽水の二つの機能を同時に達成する構成にとらわれたものであり、軽水の機能を徹底的に分離する設計概念、さらにその結果燃料経済性，熱的余裕を損なうことなく単位体積あたりの燃料装荷量を大幅に増大できることを示した炉心設計は検討されてこなかった。

特開平３−２７３１８９号公報の第８図 特開平７−１６７９８８号公報 特開昭６３−２３１２９３号公報

本発明の第１の目的は、熱的余裕や安全性を現在運転中のＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する炉心，燃料集合体を提供することである。

本発明の第２の目的は、熱的余裕や安全性を現在運転中のＢＷＲと同程度に保ちつつ、運転中のプルトニウム生産量を増加させ、燃料集合体の寿命を延長して燃料サイクルコスト低減に寄与する炉心，燃料集合体を提供することである。

本発明の第３の目的は、熱的余裕や安全性を現在運転中のＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させプラント利用率を向上させ発電コスト低減に寄与する炉心，燃料集合体を提供することである。

本発明の第４の目的は、熱的余裕や安全性を現在運転中のＢＷＲと同程度に保ちつつ、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性の改善に寄与する炉心，燃料集合体を提供することである。

炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３以上のＢＷＲ炉心の場合、以下の第１〜２０の発明で上記目的が達成される。すなわち、上記第１，２，３の目的を達成する第１の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌであることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。単位体積あたりの燃料装荷量を増大することで炉心の高さを低減でき発電所の建設コストを低減できる。また、燃料集合体チャンネルボックス内部の水対燃料体積比が小さくなり、ウラン２３８からプルトニウムへの転換を増大させることが可能となり、燃料集合体の寿命を延長して燃料サイクルコストを低減できるとともに、プラントの連続運転期間を増加させプラント利用率を向上させることが可能となる。

上記第１，２，３の目的を達成する第２の発明は、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合が１８〜３９％以下であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。二相流冷却水の体積割合を減少することで、その領域に燃料を装荷することができ単位体積あたりの燃料装荷量を増大できる。その結果第１の発明と同等の目的が達成できる。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第３の発明は、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等の未飽和及び飽和水の体積割合が２６〜３８％であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。チャンネルボックス外側や水ロッド水内の体積割合を増大することで、中性子減速効果を従来より促進でき単位体積あたりの燃料装荷量を増大できる。その結果第１の発明と同等の目的が達成できる。さらに、中性子減速効果の向上により冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減できる。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第４の発明は、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス内側の制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中の未飽和及び飽和水の体積割合が６〜９％であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。水ロッド内の体積割合を増大することで、中性子減速効果を損なうことなく単位体積あたりの燃料装荷量を増大できる。その結果第１の発明と同等の目的が達成できる。さらに、中性子減速効果の向上により冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減できる。

上記第１，２，３の目的を達成する第５の発明は、炉心領域における燃料物質領域の体積割合が２３〜３７％であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３の目的を達成する第６の発明は、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積対燃料物質領域の体積割合の比が０.５〜１.８であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１の目的を達成する第７の発明は、出力密度が６３〜１４０ｋＷ／ｌであることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。出力密度を増大することで、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コストを低減できる。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第８の発明は、燃料集合体チャンネルボックス間の平均間隙が１７〜４０mmであることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。チャンネルボックス間の平均間隙を増大することで中性子減速効果を向上することができ、第３の発明と同等の目的が達成できる。

上記第１，２，３の目的を達成する第９の発明は、燃料棒間の間隙が正方格子配列の場合０.７〜２.６mm、三角格子配列の場合０.７〜３.６mmであることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。燃料棒間隙を減少することでより多くの燃料を装荷することができ、第１の発明と同等の目的が達成できる。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第１０の発明は、燃料集合体チャンネルボックス外幅対平均燃料集合体格子幅の比が０.８０〜０.８９であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。燃料集合体チャンネルボックス外幅対平均燃料集合体格子幅を従来より減少することで中性子減速効果を向上することができ、第３の発明と同等の目的が達成できる。

上記第１の目的を達成する第１１の発明は、燃料有効長が１.０ｍ〜３.０ｍであることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第１２の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌであり、制御棒を燃料集合体チャンネルボックス間隙に挿入する方式のＢＷＲ炉心で、かつ制御棒が挿入される側のチャンネルボックス平均間隙が、制御棒が挿入されない側のチャンネルボックス平均間隙よりも大きいことを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第１３の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌであり、断面積が燃料棒単位格子セルの断面積より大きな１本以上の水ロッドを有する燃料集合体で構成されたことを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第１４の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌであり、四角形の燃料集合体と、燃料集合体４体に１体の割合で燃料集合体間に挿入される十字型制御棒で構成されるＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第１５の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌであり、四角形の燃料集合体と、燃料集合体１体当たり少なくとも１本以上挿入される丸形制御棒で構成されるＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第１６の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌであり、六角形の燃料集合体と、燃料集合体間に挿入されるＹ字型制御棒で構成されるＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第１７の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌであり、六角形の燃料集合体と、燃料集合体１体当たり少なくとも１本以上挿入される丸形又は六角形制御棒で構成されるＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第１８の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌであり、燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，水ロッドの中等の所に、運転中に引き抜き可能な水排除板，水排除棒の少なくとも一方を設けることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第１９の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌであり、制御棒先端部に脱着可能で運転中に炉心から引き抜き可能な水排除板を設けることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第２０の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.１〜３.４kg／ｌであり、制御棒先端部に脱着可能で運転中に炉心から引き抜き可能な丸形又は六角形の水排除棒を設けることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

またＢＷＲ炉心に装荷される燃料集合体の場合、以下の第２１〜３２の発明で上記目的が達成される。

すなわち、上記第１，２，３の目的を達成する第２１の発明は、チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.８〜４.５kg／ｌであることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第２２の発明は、チャンネルボックス内領域における制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合が２４〜４９％であることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第２３の発明は、炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３以上の炉心に装荷される燃料集合体において、チャンネルボックス内領域における制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合が２４〜５２％であることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第２４の発明は、チャンネルボックス内領域における制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中の未飽和及び飽和水の体積割合が９〜１２％であることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第２５の発明は、炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３以上の炉心に装荷される燃料集合体において、チャンネルボックス内領域における制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中の未飽和及び飽和水の体積割合が８〜１２％であることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１，２，３の目的を達成する第２６の発明は、チャンネルボックス内領域における燃料物質領域の体積割合が３０〜４９％であることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１，２，３の目的を達成する第２７の発明は、チャンネルボックス内領域における制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合対燃料物質領域の体積割合の比が０.５〜１.６であることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１，２，３の目的を達成する第２８の発明は、炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３以上の炉心に装荷される燃料集合体において、チャンネルボックス内領域における制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合対燃料物質領域の体積割合の比が０.５〜１.８であることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１，２，３の目的を達成する第２９の発明は、燃料棒間の間隙が正方格子配列の場合０.７〜２.３mm、三角格子配列の場合０.７〜３.３mmであることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第３０の発明は、炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３以上の炉心に装荷される燃料集合体において、燃料棒間の間隙が正方格子配列の場合０.７〜２.６mm、三角格子配列の場合０.７〜３.６mmであることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１の目的を達成する第３１の発明は、燃料有効長が１.０ｍ〜３.０ｍであることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第３２の発明は、チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.８〜４.５kg／ｌであり、断面積が燃料棒単位格子セルの断面積より大きな１本以上の水ロッドを設けることを特徴とするＢＷＲ燃料集合体を提供する。

さらに、炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３未満のＢＷＲ炉心の場合、以下の第３３〜４７の発明で上記目的が達成される。

すなわち、上記第１，２，３の目的を達成する第３３の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.３〜３.４kg／ｌであることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３の目的を達成する第３４の発明は、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合が１８〜３９％であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第３５の発明は、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等の未飽和及び飽和水の体積割合が２３〜３８％であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第３６の発明は、ロッドの中の未飽和及び飽和水の体積割合が７〜９％であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３の目的を達成する第３７の発明は、炉心領域における燃料物質領域の体積割合が２５〜３７％であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３の目的を達成する第３８の発明は、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積対燃料物質領域の体積割合の比が０.５〜１.６であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１の目的を達成する第３９の発明は、出力密度が６３〜１４０ｋＷ／ｌであることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第４０の発明は、燃料集合体チャンネルボックス間の平均間隙が１９〜４０mmであることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３の目的を達成する第４１の発明は、燃料棒間の間隙が正方格子配列の場合０.７〜２.３mmであることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第４２の発明は、燃料集合体チャンネルボックス外幅対平均燃料集合体格子幅の比が０.８２〜０.９１であることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１の目的を達成する第４３の発明は、燃料有効長が１.０ｍ〜３.０ｍであることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第４４の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.３〜３.４kg／ｌであり、制御棒を燃料集合体チャンネルボックス間隙に挿入する方式のＢＷＲ炉心で、かつ制御棒が挿入される側のチャンネルボックス平均間隙が、制御棒が挿入されない側のチャンネルボックス平均間隙よりも大きいことを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第４５の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.３〜３.４kg／ｌであり、断面積が燃料棒単位格子セルの断面積より大きな１本以上の水ロッドを有する燃料集合体で構成されたことを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第４６の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.３〜３.４kg／ｌであり、四角形の燃料集合体と、燃料集合体２体に１体の割合で燃料集合体間に挿入される十字型制御棒で構成されるＢＷＲ炉心を提供する。

上記第１，２，３，４の目的を達成する第４７の発明は、炉心領域の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの平均重量が未燃焼時の値に換算して２.３〜３.４kg／ｌであり、四角形の燃料集合体と、燃料集合体２体に１体の割合で燃料集合体間に挿入される十字型制御棒で構成され、制御棒先端部に脱着可能で運転中に炉心から引き抜き可能な水排除板を設けることを特徴とするＢＷＲ炉心を提供する。

本願発明者等の検討によれば、以下のことが判明している。なお、説明にあたっては、熱出力３９２６ＭＷ（電気出力１３５６ＭＷ），燃料集合体８７２体，制御棒２０５本のＡＢＷＲ炉心（炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比＝８７２／２０５＝４.２５)を対象に高燃焼度８×８格子燃料集合体（燃料集合体１体当たりの燃料棒本数は６０本）が装荷された場合を例にとる。しかしながら、本発明の効果は例に示す燃料集合体の燃料棒格子配列，形状（四角形燃料集合体），燃料集合体及び炉心の大きさに限定されるものではなく、六角形燃料集合体等の他の形状や、様々な大きさの燃料集合体及び炉心に適用しても同様の効果が得られる。出力，炉心冷却方式に関しても限定されるものではなく小型炉から大型炉，強制循環から自然循環まで同様の効果が得られる。燃料集合体のウラン濃縮度あるいは核分裂性プルトニウム富化度分布の軸方向構成に関しても一様分布に限定されるものではなく、燃料集合体軸方向に分布を有する燃料集合体，燃料領域の上下端に劣化ウラン，天然ウラン，低濃縮ウラン等からなるブランケット領域を有する燃料集合体を採用しても同様の効果が得られる。さらに、燃料集合体が燃料棒長さが異なる燃料棒から構成された場合であっても同様である。また本発明はバーナー型の熱中性子軽水炉を前提としており、ウラン濃縮度が３ｗｔ％から８ｗｔ％の低濃縮ウランの酸化物燃料または、核分裂性Ｐｕ富化度が２ｗｔ％以上６ｗｔ％未満の混合酸化物燃料を装荷したＢＷＲ炉心、あるいは定格出力の５０％以上で運転されている時の炉心平均の実効的な水対燃料体積比［（Ｖｍ／Ｖｆ)eff］が１以上のＢＷＲ炉心を対象としている。なお実効的な水対燃料(本発明では燃料ペレットを示す)体積比とは、炉心内で蒸気ボイドが発生することを考慮して、幾何学的な水対燃料体積比［（Ｖｍ／Ｖｆ)geo］を拡張したものであり、蒸気ボイドが発生することでの水素密度の減少割合をＦとすると両者には、
（Ｖｍ／Ｖｆ)eff＝Ｆ×（Ｖｍ／Ｖｆ)geo
の関係がある。またＦは炉心平均ボイド率［Ｖ（％）］を用いて次の関係式で表わされる。

Ｆ＝（１００−Ｖ）／１００＋ｆ×Ｖ／１００
ここで、ｆは飽和水密度に対する飽和蒸気密度の比である。

近年、原子力発電所に対しても経済性向上の要求が増大しており、特に建設コストの低減が望まれている。建設コスト低減の観点からは、できるだけ燃料有効長を低減し、原子炉建屋高さを低くし、フロア階数を削減することが望ましい。燃料有効長の低減は、圧力容器高さ，下部ドライウェル高さ，燃料貯蔵プール，燃料移送スペースの減少により原子炉建屋高さ低減に５〜６倍の大きさで寄与する。ＡＢＷＲにおいて原子炉建屋高さを６〜７ｍ程度低くできれば、原子炉建屋を１階層低くすることが可能となり、建設コストの大幅な低減となる。ＡＢＷＲの燃料有効長は３.７ｍであるから、上記目標を達成するためには燃料有効長を２.３ｍ以下にする必要がある。しかしながら、単純に燃料有効長を短くしていくと、炉心の熱出力（Ｗ）を炉心内の燃料棒総本数と燃料有効長の積（cm）で割った単位長さ当たりの平均熱出力（以下、平均線出力密度と略記する）（Ｗ／cm）が増大し、燃料の除熱性能が損なわれる恐れがある。ＡＢＷＲと同等以上の熱的余裕を確保するためには、平均線出力密度をＡＢＷＲ以下になるように設計する必要がある。ＡＢＷＲと同程度の平均線出力密度を維持しつつ、燃料有効長を３.７ｍから２.３ｍ以下に低減するためには、ＡＢＷＲより炉心の燃料棒総本数を増やす必要がある。燃料棒総本数を増やす方法としては、
（１）炉心に装荷する燃料集合体数を増やす。
（２）燃料集合体１体当たりの燃料棒本数を増やす。
の２つが考えられる。前者を実施すると、炉心の大きさ、すなわち炉心外接半径が大きくなるので、原子炉圧力容器の径が増大し発電所の建設コストが増大する。従って、できるだけ（２）の方法を採用することが望ましい。

しかしながら、従来の軽水炉炉心設計では水が中性子の減速と燃料棒の冷却を兼ねているため、できるだけ燃料棒と水を均等に配置するのが良いとされてきた。現在運転中のＰＷＲではほぼ燃料棒と水は均質に配置されている。一方、直接サイクルであるＢＷＲでは炉心中に蒸気が存在し二相流状態になり、蒸気相の炉心横方向のクロスフローをなくすためチャンネルボックスが設けられ十字型制御棒をチャンネルボックス間のすきまに挿入する構造になっていたり、高燃焼度用燃料については燃料集合体中央部に水ロッドが設けられており一見非均質に見えるが、これらの非均質性はチャンネルボックスと十字型制御棒という構造からやむをえず生じたもので、できるだけ均質化をめざすという基本的な考え方はＰＷＲと同じである。その結果、二相流で十分な減速効果を得るために燃料集合体格子ピッチ約１５５mmのＡＢＷＲ炉心では炉心の貴重な空間の４０％以上が二相流で占められており、肝心の燃料物質領域の体積割合（以下、本発明では燃料ペレット領域の体積割合を示す）はわずか２０％で、炉心の単位体積に含まれるウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの重量（以下、重金属重量密度と略記する）を積極的に増大する検討は実施されなかった。

本願発明者等はこの点に着目し、燃料集合体格子を燃料棒を冷却する稠密燃料棒格子領域と中性子を減速する飽和水（なおここでの飽和水はサブクール水を含む）領域の二領域に非均質化すること、すなわちチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水を燃料棒冷却に最低限必要な量に限定し、未飽和及び飽和水領域を増大し燃料集合体格子の中央部と周辺部に集中して十分な減速効果を得るようにし、飽和水領域に蓄積されたよく減速された中性子を拡散により燃料棒格子領域に送り込む構成を考案した。これにより、燃料有効長×燃料集合体体数×（燃料集合体格子水平断面積）で定義される炉心領域の単位体積に含まれる炉心装荷時の重金属重量密度を実施例において詳細に説明するように１０％以上増大することを可能とした。なお、燃料集合体格子水平断面積とは、以下のとおりである。

四角形の燃料集合体と、燃料集合体４体に１体の割合で燃料集合体間に挿入される十字型制御棒とを含む炉心の場合には、「隣接する４本の十字型制御棒の中心点を頂点とする正方形（図２（ａ）参照）の面積を４で除した値」である。四角形の燃料集合体と、燃料集合体２体に１体の割合で燃料集合体間に挿入される十字型制御棒とを含む炉心の場合には、「隣接する４本の十字型制御棒の中心点を頂点とする正方形（図２（ｂ）参照）の面積を２で除した値」である。六角形の燃料集合体と、燃料集合体間に挿入されるＹ字型制御棒とを含む炉心の場合には、「隣接する３本のＹ字型制御棒の中心点を頂点とする正三角形（図２（ｃ）参照）の面積を１.５で除した値」である。四角形の燃料集合体と、燃料集合体チャンネルボックス内に挿入される丸型制御棒とを含む炉心の場合には、「隣接する４体の燃料集合体の中心点を頂点とする正方形（図２（ｄ）参照）の面積」である。六角形の燃料集合体と、燃料集合体チャンネルボックス内に挿入される丸型又は六角制御棒とを含む炉心の場合には、「隣接する３体の燃料集合体の中心点を頂点とする正三角形（図２（ｅ）参照）の面積に２.０を乗じた値」である。

図３に、燃料棒外径、及び炉心の単位体積に含まれる重金属重量密度とをパラメータとして、ＡＢＷＲと同じ平均線出力密度とするのに必要な燃料有効長を示す。燃料棒が細くなるほど、少ない重金属重量密度で燃料有効長を低くすることが出来る。なぜならば、燃料棒外径が細くなれば燃料棒１本当たりのウラン，プルトニウム，マイナーアクチニドの重金属重量を減らすことが出来るため、同じ重金属重量密度であっても燃料棒総本数を増やすことが出来るからである。現行ＢＷＲにおいて使用実績のある最小の燃料棒外径は約１０mmであり、このとき平均線出力密度を増大することなく原子炉建屋を１階層低くできる燃料有効長２.３ｍ以下とするためには重金属重量密度をＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより増大し２.１kg／ｌ以上にする必要があるが、本願発明により熱的余裕を損なうことなく達成可能である。また重金属重量密度２.１kg／ｌ以上で燃料有効長を３ｍまで延長することにより、短尺炉心による利点を維持しつつ燃料装荷量を増加できる。これによりプラントの連続運転期間を増加させプラント利用率を向上させること、あるいは燃料体交換体数の削減による燃料経済性の向上効果が得られる。

さらに、現行ＰＷＲにおいて使用されている燃料棒外径９.５mmの燃料棒を用い、燃料棒間隙を燃料集合体の製作や熱的余裕の確保などの点からの必要最小値である０.７mmとして三角格子に配列すると、平均線出力密度を増大することなく燃料有効長を１.３ｍまで減少（出力密度を１４０ｋＷ／ｌまで増大）できる。この場合、重金属重量密度は３.３kg／ｌとなり、原子炉建屋を１階層低くできる燃料有効長２.３ｍの炉心では連続運転期間や燃料経済性をＡＢＷＲとほぼ同等にすることも可能である。一方、燃料棒間隙０.７mmで燃料棒外径を９.５mmより太くすると、燃料有効長の低減効果は減少するが重金属重量密度を３.４kg／ｌまで増大できる。重金属重量密度２.１〜３.４kg／ｌで燃料有効長を１.０ｍまで短尺にすれば原子炉建屋を２階層低くすることが可能である。さらに、前述（１）の炉心に装荷する燃料集合体数を増やす方法を併用することで、連続運転期間や燃料経済性を向上することが可能となる。

重金属重量密度を２.１〜３.４kg／ｌ（これは(燃料有効長)×(チャンネルボックス内水平断面積)で定義されるチャンネルボックス内領域の単位体積あたりに含まれる炉心装荷時の重金属重量密度２.８〜４.５kg／ｌに相当）にする際に問題となるのが、原子炉が安全に停止する能力があるかどうかを示す指標として設けられた設計基準である炉停止余裕の減少である。しかしながら、本発明では増大した未飽和及び飽和水領域を燃料集合体格子の中央部と周辺部に集中して配置しており、実効的な水対燃料体積比を増大させることなく冷温時の反応度上昇を抑制できる構成となっている。図４に重金属重量密度２.１kg／ｌと３.４kg／ｌの場合の、冷温時反応度上昇と隣接する燃料集合体の対面するチャンネルボックス間距離の平均の関係を示す。なお隣接する燃料集合体の対面するチャンネルボックス間距離の平均は図５に示すように、四角形燃料集合体からなる炉心の場合４方向のチャンネルボックス間距離（ａ，ｂ，ｃ，ｄ）の平均値、また六角形燃料集合体からなる炉心の場合６方向のチャンネルボックス間距離（ｅ，ｆ，ｇ，ｈ，ｉ，ｊ）の平均値を意味する。隣接する燃料集合体の対面するチャンネルボックス間距離の平均をＡＢＷＲの約１６mmよりも広い１７〜４０mmとすることで、燃料集合体平均濃縮度が８ｗｔ％の高燃焼度燃料集合体においても冷温時反応度上昇をＡＢＷＲ以下にすることが可能となる。特に、飽和水の層の厚さが１９mmを超えると中性子の減速が急激に進むので、制御棒挿入のために設けられたギャップ水の幅を制御棒に必要な量より厚く、同時に燃料集合体の中央部の水ロッド領域を大きくする。燃料集合体の外と中央部で中性子を減速させ、減速された熱中性子を拡散により燃料棒格子に供給する考え方を採用することにより、燃料棒格子の二相流を中性子減速の役割から開放し、燃料棒格子の二相流を燃料棒冷却の役割に限ることが可能となる。その結果、炉心領域の４０％以上を占めていた二相流の体積割合を１８〜３９％（チャンネルボックス内領域に対しては２４〜５２％）に減らすことができ、ギャップ水や水ロッドの体積割合を少し増加させても、核分裂エネルギー発生の主役である燃料物質領域の体積割合を２３〜３７％（チャンネルボックス内領域に対しては３０〜４９％）に大幅に増加させることができる。チャンネルボックス間の平均間隙増大効果は燃料集合体の形状や大きさによらず得られる一般的な知見であるが、従来のＢＷＲ炉心燃料設計では、中性子減速と除熱という軽水の二つの機能を同時に達成する構成にとらわれたため着目されてこなかった。軽水の機能を徹底的に分離する設計概念に基づく本発明ではその効果を有効に活用することが出来た。このとき炉心領域における未飽和及び飽和水領域の体積割合は２６〜３８％、炉心領域における制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中の未飽和及び飽和水領域の体積割合は４％以上、特に６〜９％（チャンネルボックス内領域に対しては５％以上、特に８〜１２％）、炉心領域並びにチャンネルボックス内領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積対燃料物質領域の体積割合の比は０.５〜１.８、燃料集合体チャンネルボックス外幅対平均燃料集合体格子幅の比は０.８０〜０.８９である。なお本発明では、平均燃料集合体格子幅を燃料集合体格子セル面積と等面積の正方形、あるいは正六角形とした場合の対辺間隔で定義する。また、燃料棒間隙は燃料集合体の製作や熱的余裕の確保などの点からの必要最小値である０.７以上とし、正方格子の場合の最大値を２.６mm（三角格子の場合には燃料棒格子セルでの重金属重量密度が正方格子と同等となる３.６mm）とする。さらに、燃料集合体の内側に、燃料棒よりも太くかつ飽和水を内包する大型水ロッドを１本以上設置すれば、燃料集合体チャンネルボックスの外側と内部に未飽和及び飽和水領域を集中して設けることが出来る。これにより十分な中性子減速効果を得ることができ、冷温時反応度上昇を更に小さく抑えることが可能となる。

一方、このように広いチャンネルボックス間間隙を確保すると、燃料棒を除熱するための二相流軽水領域の面積がＡＢＷＲよりも少なくなって、燃料除熱性能に影響が出ることが懸念される。しかし本願発明者らが考案した軽水増殖ＢＷＲ（特願平８−２１８９０号公報）において示されているように、燃料棒の単位出力あたりの流量をＡＢＷＲのそれと同程度にすることで同等の除熱性能が得られることが知られている。本発明では、燃料領域を増加させているため二相流領域割合は減少するが、炉心有効長が低減でき圧力損失を増大することなく除熱に必要な冷却材を流すことができ、出力密度を５０ｋＷ／ｌ以上、特に６３〜１４０ｋＷ／ｌと増大することができる。

さらに、炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３より小さい大型燃料集合体で構成される炉心では、炉停止性能が向上するため炉心領域の単位体積に含まれる炉心装荷時の重金属重量密度を、実施例において詳細に説明するようにＡＢＷＲより２０％以上増大（２.３〜３.４kg／ｌに）することができる。このとき炉心領域における燃料物質領域の体積割合は２５〜３７％（チャンネルボックス内領域に対しては３０〜４９％）、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流の体積割合は１８〜３９％（チャンネルボックス内領域に対しては２４〜４９％）、未飽和及び飽和水領域の体積割合は２３〜３８％、制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中の未飽和及び飽和水領域の体積割合は４％以上、特に７〜９％（チャンネルボックス内領域に対しては５％以上、特に９〜１２％）、炉心領域並びにチャンネルボックス内領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積対燃料物質領域の体積割合の比は０.５〜１.６である。また、炉停止性能が向上するため平均燃料集合体格子幅を大きくすることが可能であり、燃料集合体チャンネルボックス外幅対平均燃料集合体格子幅の比は０.８２〜０.９１となる。燃料棒間隙は燃料集合体の製作や熱的余裕の確保などの点からの必要最小値である０.７以上とし、正方格子の場合の最大値を２.３mm（三角格子の場合には燃料棒格子セルでの重金属重量密度が正方格子と同等となる３.３mm）とする。

以上より、熱的余裕や安全性を現在運転中のＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減でき、本発明の第１の目的が達成される。

また、以下の２つの作用により、前記第２の目的が達成される。

チャンネルボックスを従来のＡＢＷＲよりも小さくし、かつ重金属重量密度を従来のＡＢＷＲよりも大きくした本発明の燃料集合体では、チャンネルボックス内領域の単位体積あたりの重金属重量密度をＡＢＷＲの約２.６kg／ｌに対して、２.８〜４.５kg／ｌと大きくできる。このため、燃料集合体チャンネルボックス内部の水対燃料体積比が小さくなり、ウラン２３８からプルトニウムへの転換量を増大出来る構成となっている。一方、プルトニウム生成量を増大するためには、従来のＡＢＷＲよりも広いチャンネルボックス間間隙に存在する飽和水が問題となる。そこで、この飽和水を排除するための水排除棒、さらには制御棒上端に設置されたフォロアをチャンネルボックス間間隙等の飽和水領域に挿入することで、ウラン２３８からプルトニウムへの転換を増大させることが可能となり、同じウラン濃縮度の燃料を使用する時には、従来の燃料集合体に比べて高い燃焼度を実現することが出来る。これが第１の作用である。さらに、水排除棒を挿入することで水対燃料体積比を自在に調整できるので、可燃性毒物を用いることなく燃焼初期の余剰反応度の制御が可能となる。これにより、従来は可燃性毒物に吸収されていた中性子を、プルトニウムの生成に転用できるので、更に高い燃焼度を実現することが出来る。これが第２の作用である。

また、本発明の構成をＡＢＷＲ以前の既存炉炉心あるいはＡＢＷＲ炉心に適用した場合、すなわち燃料棒１本あたりの出力を変えず燃料有効長を２.３ｍから３.７ｍに増大した時には、炉心外接半径及び高さは従来のまま（出力密度は従来の５０ｋＷ／ｌ）で燃料重量密度の大きな炉心を実現することが出来る。この場合、燃料棒１本あたりの出力を一定として燃料有効長を増大しているため平均線出力密度が低減し、除熱に必要な炉心流量を大幅に低減しても熱的余裕が維持できる。その結果、本発明の第３の目的である、プラントの連続運転期間を増加させプラント利用率を向上させることが可能となる。

また本発明は、燃料集合体格子を燃料棒を冷却する稠密格子領域と中性子の減速領域の二領域に非均質化し、飽和水領域を増大し燃料集合体格子の中央部と周辺部に集中することで中性子減速効果を向上している。その結果、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値が低減でき本発明の第４の目的である、炉停止性能，過渡・安定性特性の改善が可能となる。

本発明によれば、熱的余裕や安全性を現在運転中のＢＷＲと同程度に保ちつつ、（１）炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する、（２）運転中のプルトニウム生産量を増加させ、燃料集合体の寿命を延長して燃料サイクルコスト低減に寄与する、（３）プラントの連続運転期間を増加させプラント利用率を向上させ発電コスト低減に寄与する、（４）冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性の改善に寄与する炉心が構築できる。

本発明の第１の実施例における燃料集合体の横断面図である。 燃料集合体格子の水平断面積の定義を示す説明であり、（ａ）は四角形の燃料集合体４体の間に１体の割合で十字型制御棒が挿入される炉心における燃料集合体格子の水平断面積を示す説明図であり、（ｂ）は四角形の燃料集合体２体に１体の割合で十字型制御棒が挿入される炉心における燃料集合体格子の水平断面積を示す説明図であり、（ｃ）は六角形の燃料集合体間にＹ字型制御棒が挿入される炉心における燃料集合体格子の水平断面積を示す説明図であり、（ｄ）は四角形の燃料集合体内に挿入される丸型制御棒が挿入される炉心における燃料集合体格子の水平断面積を示す説明図であり、（ｅ）は六角形の燃料集合体内に挿入される丸型又は六角制御棒が挿入される炉心における燃料集合体格子の水平断面積を示す説明図である。 平均線出力密度一定のときの重金属密度と燃料有効長の関係を表した特性図である。 冷温時反応度上昇と燃料集合体チャンネルボックス間距離の関係を表した特性図である。 チャンネルボックス間距離を示しており、（ａ）は四角形の燃料集合体を装荷した炉心におけるチャンネルボックス間距離を示す説明図であり、（ｂ）は六角形の燃料集合体を装荷した炉心におけるチャンネルボックス間距離を示す説明図である。 図１の燃料集合体が装荷されて構成された炉心の１／４横断面図である。 本発明の第２の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第３の実施例における炉心を示しており、（ａ）は炉心の横断面図であり、（ｂ）は（ａ）の炉心に装荷される燃料集合体の横断面図である。 本発明の第３の実施例における他の炉心を示しており、（ａ）は炉心の横断面図であり、（ｂ）は（ａ）の炉心に装荷される燃料集合体の横断面図である。 本発明の第４の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第５の実施例における炉心の１／４横断面図である。 図１１の炉心に装荷される燃料集合体の横断面図である。 本発明の第６の実施例における炉心の１／４横断面図である。 図１３の炉心に装荷される燃料集合体格子の横断面図である。 本発明の第７の実施例における炉心の１／４横断面図である。 図１５の炉心に装荷される燃料集合体の横断面図である。 本発明の第８の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第９の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第１０の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第１１の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第１２の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第１５の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第１７の実施例における炉心の１／４横断面図である。 図２３の炉心に装荷される燃料集合体の横断面図である。 本発明の第２０の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第２１の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第２２の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第２４の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第２５の実施例における炉心の１／４横断面図である。 図２９の炉心に装荷される燃料集合体の横断面図である。 本発明の第２６の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第２７の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第２９の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第３０の実施例における燃料集合体の横断面図である。 本発明の第３１の実施例における燃料集合体格子の水平断面図である。 （ａ）は図３５に示す燃料集合体格子を装荷した炉心の一部の平面図、（ｂ）は（ａ）のＡ−Ａ′断面図である。 本発明の第３２の実施例における炉心の１／４水平断面図である。 図３７に示す炉心に装荷された燃料集合体格子の一実施例の水平断面図である。 図３７に示す炉心に装荷された燃料集合体格子の一実施例の水平断面図である。 図３７に示す炉心に装荷された燃料集合体格子の一実施例の水平断面図である。 図３７に示す炉心に装荷された燃料集合体格子の一実施例の水平断面図である。 図３７に示す炉心に装荷された燃料集合体格子の一実施例の水平断面図である。 図３７に示す炉心に装荷された燃料集合体格子の一実施例の水平断面図である。

以下、本発明の実施例を図面を用いて詳細に説明する。

（第１の実施例）
本発明の第１の実施例を図１及び図６により説明する。図６に、本実施例の電気出力１３５６ＭＷｅの水平断面を示す。７２０体の燃料集合体５と、燃料集合体３体に１体の割合で２２３体のＹ字型制御棒４が示されている。図１に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド３を内包する正六角形状のチャンネルボックス１，チャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス１の外側に配置されるＹ字型制御棒４から構成される。燃料集合体格子は正六角形状をしており、チャンネルボックス間距離は２２.５mmである。チャンネルボックス１内には外径９.５mmの燃料棒２が燃料棒間隙１.８mmで三角格子状に配置され、燃料棒列９列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列３列分、すなわち燃料棒単位格子セル１９個分の領域に水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は１９８本である。Ｙ字型制御棒４の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されており、翼の間隔はそれぞれ１２０度である。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。このような燃料配置を採用することにより、ペレット最高濃縮度５ｗｔ％の制約下で、局所出力ピーキングを過度に増大させることなく燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度を４.８７ｗｔ％まで高めることが可能となる。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図６の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は１９４cm、出力密度は８３ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２７％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２６％、燃料物質の体積割合は３１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.８kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８９である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３６％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.８kg／ｌである。

次に、本実施例の作用を説明する。

本実施例では、六角形燃料集合体に沸騰水型軽水炉及び加圧水型軽水炉において使用実績のある外径９.５mmの燃料棒を間隙１.８mmの三角格子状に稠密配置し、燃料棒総本数を増やして単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約４７％増大した２.８kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.８ｍ低い１.９４ｍの軽水炉が実現する。その結果、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径をＡＢＷＲとほぼ同じ２.９ｍとした軽水炉において、ＡＢＷＲと比較して燃料有効長を約１.８ｍ低減することが可能となり、原子炉建屋高さを約１０ｍ低くできる。また、本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.５mmとすることにより冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上とすることができる。中性子減速効果を向上することでボイド係数は−６.０×１０^-4Δｋ／ｋ％voidとなり、ＡＢＷＲのボイド係数−８.０×１０^-4Δｋ／ｋ／％voidと比較して絶対値が小さい軽水炉が実現できる。また、本実施例では、外径９.５mmの燃料棒を燃料棒間隙１.８mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲ（炉心に装荷されている全燃料集合体が９×９格子燃料集合体の場合）の１７２Ｗ／cmより約１７％低い１４２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。さらに、熱的余裕や安全性を現在運転中のＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

さらに、本実施例において燃料有効長を３８１cmに増大すると、原子炉建屋高さはＡＢＷＲと同等となるが、連続運転期間１３ケ月におけるサイクル毎の取り替え体数が６５体となり、取り出し燃焼度６５Ｇｄ／ｔで燃料平均燃焼日数４４２３日の超長寿命炉心とすることができる。また、燃料有効長を３８１cmに増大し、サイクル毎の取り替え体数を３１３体とすることで、取り出し燃焼度４８Ｇｄ／ｔ、連続運転期間４６ヶ月の超長期運転サイクルとすることができる。

本実施例では、電気出力１３５６ＭＷｅの炉心についての構成，作用，効果を述べているが、出力規模はこれに限定されるものではない。燃料集合体の体数を変更することで、他の出力規模にも適用できる。以下の実施例も同様である。

本実施例では、燃料物質として軽水炉で使用されている低濃縮ウラン燃料を用いた場合についての構成，作用，効果を述べている。しかし、低濃縮ウラン燃料のかわりに、使用済み燃料を再処理して得られるプルトニウムを、軽水炉で使用される濃縮ウラン製造時にその残渣として発生する劣化ウランもしくは使用済み燃料から回収される減損ウランもしくは低濃縮ウランもしくは天然ウランに富化した混合酸化物燃料や、低除染再処理時に同伴するマイナーアクチニドを含む再処理プルトニウムを、劣化ウランもしくは減損ウランもしくは低濃縮ウランもしくは天然ウランに富化した混合酸化物燃料でも同等の効果が得られる。以下の実施例も同様である。

本実施例では、ウラン濃縮度あるいは核分裂性プルトニウム富化度を燃料集合体軸方向に一様に配置した場合についての構成，作用，効果を述べた。しかしながら、ウラン濃縮度あるいは核分裂性プルトニウム富化度の燃料集合体軸方向分布はこれに限定されるものではない。燃料集合体軸方向に異なるウラン濃縮度分布あるいは核分裂性プルトニウム富化度分布を持つ燃料集合体、あるいは燃料領域の上下端に劣化ウランもしくは減損ウランもしくは天然ウランからなるブランケット領域を持つ燃料集合体を採用しても本実施例と同様の効果が得られる。また、複数の燃料有効長を持つ燃料棒から構成される燃料集合体を採用しても同様の効果が得られる。以下の実施例も同様である。

（第２の実施例）
本発明の第２の実施例を以下に説明する。本実施例は、実施例１の構成をベースに、高濃縮度燃料を用い高燃焼度化を達成しプラント利用率を増大したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心は実施例１の図６と同じ構成で、７２０体の燃料集合体と、燃料集合体３体に１体の割合で２２３体のＹ字型制御棒を配置している。図７に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒８，９，１０と水ロッド３を内包する正六角形状のチャンネルボックス１とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス１の外側に配置されるＹ字型制御棒４から構成される。燃料集合体格子は正六角形状をしており、チャンネルボックス間距離は３９.０mmである。チャンネルボックス１内には外径９.５mmの燃料棒２が燃料棒間隙１.８mmで三角格子状に配置され、燃料棒列９列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列３列分、すなわち燃料棒単位格子セル１９個分の領域に水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は１９８本である。Ｙ字型制御棒４の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されており、翼の間隔はそれぞれ１２０度である。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒９にはウラン濃縮度６.５ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒８にはウラン濃縮度７.５ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒９以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒１０には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度７.５ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は７.４７ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度７.４７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図６と同じ構成の炉心に装荷したときの炉心外接半径は３.２ｍ、燃料有効長は１９４cm、出力密度は７１ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２３％、水ロッド中の水の体積割合は４％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３７％、燃料物質の体積割合は２６％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.４kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８２である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３６％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.８kg／ｌである。

本実施例では、燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度を実施例１の４.８７ｗｔ％から７.４７ｗｔ％として取り出し燃焼度を増加させることにより、実施例１と比較してプラント利用率が増大した軽水炉が実現する。

本実施例では、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約２６％増大した２.４kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.８ｍ低い１.９４ｍの軽水炉が実現する。また、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い３９.０mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができる。また、本実施例においても実施例１と同様に、外径９.５mmの燃料棒を燃料棒間隙１.８mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１７％低い１４２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。さらに、熱的余裕や安全性を現在運転中のＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第３の実施例）
本発明の第３の実施例を図８，図９により説明する。本実施例は、実施例１，２と異なり燃料集合体格子水平断面が正六角形でない場合に適用したものである。電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心は実施例１と同様に７２０体の燃料集合体と、燃料集合体３体に１体の割合で２２３体のＹ字型制御棒から構成されている。

図８に燃料集合体６体の配置とその中の１体の燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド３を内包する正六角形状のチャンネルボックス１とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス１の外側に配置されるＹ字型制御棒４から構成される。図８の燃料集合体格子は、チャンネルボックス１の六辺と燃料集合体格子との間隙をｋ，ｍ，ｎ，ｐ，ｑ，ｒとしたとき、Ｙ字型制御棒４が挿入される側の間隙ｋ，ｍとチャンネルボックス１をはさんで反対側の間隙ｐ，ｑが残りの２つの間隙ｎ，ｒより長い縦長の六角形状をしており、チャンネルボックス１の中心と燃料集合体格子の中心は同一である。間隙ｋとｍとｐとｑは等しく、また、間隙ｎとｒは等しい。Ｙ字型制御棒４が挿入される側の２辺のチャンネルボックス間距離は２４.１mm（ｋの二倍）、残りの４辺のチャンネルボックス間距離は２１.６mm（ｋ＋ｎ）であり、チャンネルボックス間の平均距離は２２.４mmである。チャンネルボックス１内には外径９.５mmの燃料棒２が燃料棒間隙１.８mmで三角格子状に配置され、燃料棒列９列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列３列分、すなわち燃料棒単位格子セル１９個分の領域に水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は１９８本である。Ｙ字型制御棒４の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されており、翼の間隔はそれぞれ１２０度である。

本実施例のもう一つの燃料集合体構成として、図９に燃料集合体６体の配置とその中の１体の燃料集合体格子の断面を示す。図９の燃料集合体格子は、Ｙ字型制御棒４が挿入される側の間隙ｋ，ｍが残りの４つ間隙ｎ，ｐ，ｑ，ｒより長い縦長の六角形状をしている。間隙ｋとｍは等しく、また、間隙ｎとｐとｑとｒは等しい。Ｙ字型制御棒４が挿入される側の２辺のチャンネルボックス間距離は２９.１mm（ｋの二倍）、残りの４辺のチャンネルボックス間距離は１９.１mm（ｎの二倍）であり、チャンネルボックス間の平均距離は２２.４mmである。チャンネルボックス１及びチャンネルボックス１内の燃料棒２，６，７と水ロッド３の形状，配置は図８と同一である。

この燃料集合体を図６の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は１９４cm、出力密度は８３ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２７％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２６％、燃料物質の体積割合は３１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.８kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と縦長の六角形状燃料集合体の３つの格子幅を平均して得られる平均の燃料集合体格子幅の比は０.８９である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３６％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.８kg／ｌである。燃料集合体内の燃料物質配置は、実施例１と同じであり、燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。

本実施例においても実施例１と同様に、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約４７％増大した２.８kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.８ｍ低い１.９４ｍの軽水炉が実現する。また、チャンネルボックス間の平均距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.４mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えるとともに、ボイド係数が−６.０×１０^-4Δｋ／ｋ％voidとＡＢＷＲより絶対値が小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例においても実施例１と同様に、外径９.５mmの燃料棒を燃料棒間隙１.８mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１７％低い１４２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。さらに、熱的余裕や安全性を現在運転中のＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第４の実施例）
本発明の第４の実施例を図１０により説明する。本実施例は、実施例１の構成をベースに、低濃縮ウラン燃料のかわりに、濃縮ウラン製造時にその残渣として発生する劣化ウランに使用済み燃料を再処理して得られるプルトニウムを富化した混合酸化物燃料を採用したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面の断面図は実施例１の図６と同じである。図１０に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子内のチャンネルボックス１，燃料棒１２，１３，１４，水ロッド３，Ｙ字型制御棒４の配置，形状，大きさは実施例１と同じである。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒１３には核分裂性Ｐｕ富化度５.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒１２には核分裂性Ｐｕ富化度５.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒１３以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒１４には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加した核分裂性Ｐｕ富化度５.９ｗｔ％に燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。本実施例では燃料集合体横断面平均核分裂性Ｐｕ富化度５.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。本実施例の炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は１９４cm、出力密度は８３ｋＷ／ｌ、炉心領域の単位体積に含まれるウランとプルトニウムの合計重量は２.８kg／ｌである。また、チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウランとプルトニウムの合計重量は３.８kg／ｌである。

本実施例では、炉心領域の単位体積に含まれるウランとプルトニウムの合計重量を２.８kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.８ｍ低い１.９４ｍの軽水炉が実現する。また、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.５mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上とすることができる。また、本実施例においても実施例１と同様に、外径９.５mmの燃料棒を燃料棒間隙１.８mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１７％低い１４２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。

（第５の実施例）
本発明の第５の実施例を図１１，図１２により説明する。本実施例は、実施例１の構成をベースに、チャンネルボックス間間隙に配置されたＹ字型制御棒のかわりに、燃料集合体中心部に太径丸棒制御棒を配置したものである。

図１１に、本実施例の電気出力１３５６ＭＷｅの水平断面を示す。７２０体の燃料集合体５と、燃料集合体３体に挿入される太径丸棒制御棒を１つの制御棒駆動機構で作動させる２２３基の制御棒駆動機構１５が示されている。図１２に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド３と太径丸棒制御棒１６を内包する正六角形状のチャンネルボックス１とチャンネルボックス間のギャップ領域から構成される。チャンネルボックス間距離は２２.５mmである。チャンネルボックス１内には外径９.５mmの燃料棒２が燃料棒間隙１.８mmで三角格子状に配置され、燃料棒列９列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列３列分、すなわち、燃料棒単位格子セル１９個分の領域に、制御棒挿入時に太径丸棒制御棒１６が入る水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は１９８本である。太径丸棒制御棒１６はＢ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒で構成されている。この燃料集合体を図１１の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は１９４cm、出力密度は８３ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２７％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２６％、燃料物質の体積割合は３１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.８kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８９である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３６％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.８kg／ｌである。燃料集合体内の燃料物質配置は、実施例１と同じであり、燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。

本実施例では、燃料集合体に配置された水ロッドをガイドチューブとして利用する太径丸棒制御棒を採用している。制御棒を太径化することにより、制御棒の機械的強度が増し、制御棒の挿入及び引き抜き時の曲がりや座屈を抑制することができる。また、燃料集合体あたりの吸収棒の本数を減らすことにより、制御棒の製造性が容易となり、製造コストが低減できる。

本実施例においても実施例１と同様に、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約４７％増大した２.８kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.８ｍ低い１.９４ｍの軽水炉が実現する。また、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.５mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えるとともに、ボイド係数が−６.０×１０^-4Δｋ／ｋ％voidとＡＢＷＲより絶対値が小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例においても実施例１と同様に、外径９.５mmの燃料棒を燃料棒間隙１.８mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１７％低い１４２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。さらに、熱的余裕や安全性を現在運転中のＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第６の実施例）
本発明の第６の実施例を図１３，図１４により説明する。本実施例は、実施例５の構成をベースに、燃料の装荷量を増大したものである。

図１３に、本実施例の電気出力１３５６ＭＷｅの水平断面を示す。５０４体の燃料集合体５と、燃料集合体３体に挿入される太径丸棒制御棒を１つの制御棒駆動機構で作動させる１５７基の制御棒駆動機構１５が示されている。図１４に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド３と太径丸棒制御棒１６を内包する正六角形状のチャンネルボックス１，チャンネルボックス間のギャップ領域から構成される。チャンネルボックス間距離は２２.５mmである。チャンネルボックス１内には外径９.５mmの燃料棒２が燃料棒間隙１.７mmで三角格子状に配置され、燃料棒列１１列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列４列分、すなわち、燃料棒単位格子セル３７個分の領域に、制御棒挿入時に太径丸棒制御棒１６が入る水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は２９４本である。太径丸棒制御棒１６はＢ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒で構成されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８８ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８８ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図１３の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は１９４cm、出力密度は８５ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２６％、水ロッド中の水の体積割合は７％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２５％、燃料物質の体積割合は３２％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８０である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.０kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.９０である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３３％、水ロッド中の水の体積割合は９％、燃料物質の体積割合は４２％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８０である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.９kg／ｌである。

本実施例においても実施例５と同様に、燃料集合体に配置された水ロッドをガイドチューブとして利用する太径丸棒制御棒を採用している。制御棒を太径化することにより、制御棒の機械的強度が増し、制御棒の挿入及び引き抜き時の曲がりや座屈を抑制することができる。また、燃料集合体あたりの吸収棒の本数を減らすことにより、制御棒の製造性が容易となり、製造コストが低減できる。

本実施例では、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量を３.０kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.８ｍ低い１.９４ｍの軽水炉が実現する。

本実施例では、燃料集合体１体当たりの燃料棒本数を増やして燃料集合体を大型化することにより、炉心に装荷する燃料集合体数を実施例５の７２０体から５０４体に減らした。

本実施例では、燃料集合体の大型化とともに制御棒の占める領域を、実施例５の燃料棒単位格子セル１９個分から３７個分に増加することにより、制御棒価値を実施例５とほぼ同等とすることが可能となり、また、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.５mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えるとともに、ボイド係数をＡＢＷＲより絶対値が小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、外径９.５mmの燃料棒を燃料棒間隙１.７mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約２０％低い１３７Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。さらに、熱的余裕や安全性を現在運転中のＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第７の実施例）
本発明の第７の実施例を図１５，図１６により説明する。本実施例は、実施例１の構成をベースに、燃料の装荷量を増大したものである。

図１５に、本実施例の電気出力１３５６ＭＷｅの水平断面を示す。４２６体の燃料集合体５と、燃料集合体３体に１体の割合で１２４体のＹ字型制御棒４が示されている。図１６に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド３を内包する正六角形状のチャンネルボックス１，チャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス１の外側に配置されるＹ字型制御棒４から構成される。チャンネルボックス間距離は２６.８mmである。チャンネルボックス１内には外径９.６mmの燃料棒２が燃料棒間隙１.４mmで三角格子状に配置され、燃料棒列１２列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列４列分、すなわち、燃料棒単位格子セル３７個分の領域に水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は３６０本である。Ｙ字型制御棒４の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されており、翼の間隔はそれぞれ１２０度である。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８９ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８９ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図１５の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は１９４cm、出力密度は８５ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２３％、水ロッド中の水の体積割合は６％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２６％、燃料物質の体積割合は３４％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.６９である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.２kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８９である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３１％、水ロッド中の水の体積割合は８％、燃料物質の体積割合は４５％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.６９である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は４.１kg／ｌである。

本実施例では、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量を３.２kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.８ｍ低い１.９４ｍの軽水炉が実現する。

本実施例では、燃料集合体１体当たりの燃料棒本数を増やして燃料集合体を大型化することにより、炉心に装荷する燃料集合体数を実施例１の７２０体から４２６体に減らした。本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２６.８mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えるとともに、ボイド係数をＡＢＷＲより絶対値が小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、外径９.６mmの燃料棒を燃料棒間隙１.４mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約２３％低い１３２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第８の実施例）
本発明の第８の実施例を図１７により説明する。本実施例は、実施例７の構成をベースに、自然循環炉心としたものである。

本実施例は電気出力５１８ＭＷｅで、炉心の水平断面の断面図は実施例７の図１５と同じである。図１７に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド３を内包する正六角形状のチャンネルボックス１，チャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス１の外側に配置されるＹ字型制御棒４から構成される。チャンネルボックス間距離は２７.４mmである。チャンネルボックス１内には外径１４.５mmの燃料棒２が燃料棒間隙１.３mmで三角格子状に配置され、燃料棒列８列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列３列分、すなわち、燃料棒単位格子セル１９個分の領域に水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は１５０本である。Ｙ字型制御棒４の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されており、翼の間隔はそれぞれ１２０度である。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８６ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８６ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図１５の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は１３１cm、出力密度は５３ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は１８％、水ロッド中の水の体積割合は７％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２８％、燃料物質の体積割合は３６％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.５０である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.３kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８９である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２４％、水ロッド中の水の体積割合は９％、燃料物質の体積割合は４８％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.５０である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は４.５kg／ｌである。

本実施例では、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量を３.３kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約２.４ｍ低い１.３１ｍの軽水炉が実現する。

本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２７.４mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上とすることができる。また、本実施例では、電気出力を５１８ＭＷｅとすることでＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

本実施例では、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量を３.３kg／ｌとして燃料有効長を１.３１ｍと短尺にするとともに、電気出力を５１８ＭＷｅとして出力密度を小さくすることにより熱的余裕をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ炉心流量を低減することができる。

以上の理由により、炉心の圧力損失を低減でき、自然循環運転が可能な軽水炉が実現できる。

（第９の実施例）
本発明の第９の実施例を図１８により説明する。本実施例は、実施例１の構成をベースに、燃料集合体の寿命を延長して燃料サイクルコストを低減したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例１の図６と同じである。

図１８に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６と水ロッド３と水排除棒１７を内包する正六角形状のチャンネルボックス１，チャンネルボックス間のギャップ領域、チャンネルボックス１の外側に配置されるＹ字型制御棒４と水排除板１８から構成される。チャンネルボックス間距離は２２.５mmである。チャンネルボックス１内には外径９.５mmの燃料棒２が燃料棒間隙１.８mmで三角格子状に配置され、燃料棒列９列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列３列分、すなわち、燃料棒単位格子セル１９個分の領域に、運転中に引き抜き可能な水排除棒１７が入る水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は１９８本である。チャンネルボックス１の６辺中２辺にはＹ字型制御棒４が配置されている。Ｙ字型制御棒４の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されており、翼の間隔はそれぞれ１２０度である。Ｙ字型制御棒４の先端部には、脱着可能で運転中に引き抜き可能な水排除板を有している。また、チャンネルボックス１の６辺中４辺に面するチャンネルボックス間のギャップ領域には、運転中に引き抜き可能な水排除板１８が配置されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置する。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８７ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図６の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は１９４cm、出力密度は８３ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２７％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２６％、燃料物質の体積割合は３１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.８kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８９である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３６％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.８kg／ｌである。

本実施例では、チャンネルボックス間距離と水ロッド内に存在する飽和水を水排除棒や水排除板で排除することにより、ウラン２３８からプルトニウムへの転換を増大させた軽水炉が実現できる。さらに、水排除棒の挿入，引き抜きにより水対燃料体積比を自由に調整できるので、可燃性毒物を用いる必要がなく燃料サイクルコスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。

本実施例においても実施例１と同様に、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約４７％増大した２.８kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.８ｍ低い１.９４ｍの軽水炉が実現する。また、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.５mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができる。また、本実施例においても実施例１と同様に、外径９.５mmの燃料棒を燃料棒間隙１.８mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１７％低い１４２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。

（第１０の実施例）
本発明の第１０の実施例を図１９により説明する。本実施例は、実施例５の構成をベースに、燃料集合体の寿命を延長して燃料サイクルコストを低減したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例５の図１１と同じである。

図１８に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６と水ロッド３と太径丸棒制御棒１６を内包する正六角形状のチャンネルボックス１とチャンネルボックス間のギャップ領域、チャンネルボックス１の外側に配置される水排除板１８から構成される。チャンネルボックス間距離は２２.５mmである。チャンネルボックス１内には外径９.５mmの燃料棒２が燃料棒間隙１.８mmで三角格子状に配置され、燃料棒列９列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列３列分、すなわち、燃料棒単位格子セル１９個分の領域に、制御棒挿入時に太径丸棒制御棒１６が入る水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は１９８本である。太径丸棒制御棒１６はＢ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒で構成されている。太径丸棒制御棒１６の先端には、脱着可能で運転中に引き抜き可能な水排除棒を有している。また、チャンネルボックス間のギャップ領域には、運転中に引き抜き可能な水排除板１８が配置されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置する。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８７ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図１１の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は１９４cm、出力密度は８３ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２７％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２６％、燃料物質の体積割合は３１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.８kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８９である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３６％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８８である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.８kg／ｌである。

本実施例においても実施例１と同様に、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約４７％増大した２.８kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.８ｍ低い１.９４ｍの軽水炉が実現する。また、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.５mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができる。また、本実施例においても実施例１と同様に、外径９.５mmの燃料棒を燃料棒間隙１.８mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１７％低い１４２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。

本実施例においても実施例５と同様に、燃料集合体に配置された水ロッドをガイドチューブとして利用する太径丸棒制御棒を採用している。制御棒を太径化することにより、制御棒の機械的強度が増し、制御棒の挿入及び引き抜き時の曲がりや座屈を抑制することができる。また、燃料集合体あたりの吸収棒の本数を減らすことにより、制御棒の製造性が容易となり、製造コストが低減できる。

本実施例においても実施例９と同様に、チャンネルボックス間距離と水ロッド内に存在する飽和水を水排除棒や水排除板で排除することにより、ウラン２３８からプルトニウムへの転換を増大させた軽水炉が実現できる。さらに、水排除棒の挿入，引き抜きにより水対燃料体積比を自由に調整できるので、可燃性毒物を用いる必要がなく燃料サイクルコスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。

（第１１の実施例）
本発明の第１１の実施例を図２０により説明する。本実施例は、実施例３と同様に燃料集合体格子水平断面が正六角形でない場合に適用したものである。電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心は実施例１と同様に７２０体の燃料集合体と、燃料集合体３体に１体の割合で２２３体のＹ字型制御棒から構成されている。

図２０に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド３を内包する正六角形状のチャンネルボックス１とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス１の外側に配置されるＹ字型制御棒４から構成される。図２０の燃料集合体格子は、チャンネルボックス１の六辺と燃料集合体格子との間隙をｋ，ｍ，ｎ，ｐ，ｑ，ｒとしたとき、Ｙ字型制御棒４が挿入される側の間隙ｋ，ｍとチャンネルボックス１をはさんで反対側の間隙ｐ，ｑが残りの２つの間隙ｎ，ｒより長い縦長の六角形状をしており、チャンネルボックス１の中心と燃料集合体格子の中心は同一である。間隙ｋとｍとｐとｑは等しく、また、間隙ｎとｒは等しい。Ｙ字型制御棒４が挿入される側の２辺のチャンネルボックス間距離は２０.８mm（ｋの二倍）、残りの４辺のチャンネルボックス間距離は１８.３mm（ｋ＋ｎ）であり、チャンネルボックス間の平均距離は１９.１mmである。チャンネルボックス１内には外径１１.２mmの燃料棒２が燃料棒間隙３.７mmで三角格子状に配置され、燃料棒列７列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中央部には、燃料棒列２列分、すなわち燃料棒単位格子セル７個分の領域に水ロッド３が２本配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は１１３本である。Ｙ字型制御棒４の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されており、翼の間隔はそれぞれ１２０度である。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８５ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８５ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図８の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は２６６cm、出力密度は６１ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３８％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２４％、燃料物質の体積割合は２４％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.６１である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.２kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と縦長の六角形状燃料集合体の３つの格子幅を平均して得られる平均の燃料集合体格子幅の比は０.９０である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は５０％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は３１％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.６１である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.９kg／ｌである。

本実施例では、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約１６％増大した２.２kg／ｌとすることにより、燃料有効長がABWRの３.７ｍより約１.０ｍ低い２.６６ｍの軽水炉が実現する。また、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い１９.１mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えるとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、燃料有効長をＡＢＷＲの３.７ｍより低い２.６６ｍに短尺化することにより、炉心流量を増加させてＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により本実施例では、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第１２の実施例）
本発明の第１２の実施例を図２１により説明する。本実施例は、燃料集合体・炉心を大型化し、炉心の高さを実施例１よりさらに低減したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心は実施例１の図６と同様に７２０体の燃料集合体と、燃料集合体３体に１体の割合で２２３体のＹ字型制御棒から構成されている。

図２１に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド３３を内包する正六角形状のチャンネルボックス１とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス１の外側に配置されるＹ字型制御棒４から構成される。チャンネルボックス間距離は２７.４mmである。チャンネルボックス１内には外径１０.０mmの燃料棒２が燃料棒間隙１.８mmで三角格子状に配置され、燃料棒列１０列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列４列分、すなわち燃料棒単位格子セル３７個分の領域に水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は２３４本である。Ｙ字型制御棒４の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されており、翼の間隔はそれぞれ１２０度である。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８８ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８８ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を炉心に装荷したときの炉心外接半径は３.４ｍ、燃料有効長は１５０cm、出力密度は７９ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２５％、水ロッド中の水の体積割合は８％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３０％、燃料物質の体積割合は２９％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８４である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.７kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と平均の燃料集合体格子幅の比は０.８８である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３３％、水ロッド中の水の体積割合は１１％、燃料物質の体積割合は４０％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.８４である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.７kg／ｌである。

本実施例では、六角形燃料集合体に、外径１０.０mmの燃料棒を、間隙１.８mmの三角格子状に稠密配置し、燃料棒総本数を増やして炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約４２％増大した２.７kg／ｌとするとともに、燃料集合体格子を大型化して、炉心外接半径を３.４ｍとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約２.０ｍ低い１.５ｍの軽水炉が実現する。燃料有効長を１.５ｍとすることにより、原子炉建屋を２階層低くすることができる。

本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２７.４mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上とすることができる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅとした軽水炉において、冷温時反応度上昇を抑えるとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、外径１０.０mmの燃料棒を燃料棒間隙１.８mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１０％低い１５５Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅとした軽水炉において、熱的余裕をＡＢＷＲと同程度に保つことが可能となる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第１３の実施例）
本発明の第１３の実施例を以下に説明する。本実施例は、燃料集合体・炉心を大型化し、炉心の高さを実施例１よりさらに低減したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心は実施例１の図６と同様に７２０体の燃料集合体と、燃料集合体３体に１体の割合で２２３体のＹ字型制御棒から構成されている。燃料集合体格子内のチャンネルボックス，燃料棒，水ロッド，Ｙ字型制御棒の配置，形状は、実施例１２の図２１と同じであるが、本実施例では、燃料棒外径は１２.３mm、燃料棒間隙は１.３mmである。この燃料集合体を炉心に装荷したときの炉心外接半径は３.８ｍ、燃料有効長は１１０cm、出力密度は８５ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は１９％、水ロッド中の水の体積割合は８％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２９％、燃料物質の体積割合は３５％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.５５である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.２kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と平均の燃料集合体格子幅の比は０.８９である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２５％、水ロッド中の水の体積割合は１１％、燃料物質の体積割合は４６％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.５５である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は４.２kg／ｌである。燃料集合体内の燃料物質配置は、実施例１２と同じであり、燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８８ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。

本実施例では、六角形燃料集合体に、外径１２.３mmの燃料棒を、間隙１.３mmの三角格子状に稠密配置し、燃料棒総本数を増やして炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約６８％増大した３.２kg／ｌとするとともに、燃料集合体格子を大型化して、炉心外接半径を３.８ｍとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約２.６ｍ低い１.１ｍの軽水炉が実現する。燃料有効長を１.１ｍとすることにより、原子炉建屋を３階層低くすることができる。

本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２７.４mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上とすることができる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅとした軽水炉において、冷温時反応度上昇を抑えるとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、燃料有効長をＡＢＷＲの３.７ｍより低い１.１ｍに短尺化することにより、炉心流量を増加させてＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅとした軽水炉において、熱的余裕をＡＢＷＲと同程度に保つことが可能となる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第１４の実施例）
本発明の第１４の実施例を以下に説明する。本実施例は、燃料集合体・炉心を大型化し、炉心の高さを実施例１よりさらに低減したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心は実施例１の図６と同様に７２０体の燃料集合体と、燃料集合体３体に１体の割合で２２３体のＹ字型制御棒から構成されている。

燃料集合体格子内のチャンネルボックス，燃料棒，水ロッド，Ｙ字型制御棒の配置，形状は、実施例１２の図２１と同じであるが、本実施例のチャンネルボックス間距離は３２.０mm、燃料棒外径は９.３mm、燃料棒間隙は１.３mmである。この燃料集合体を炉心に装荷したときの炉心外接半径は３.２ｍ、燃料有効長は１００cm、出力密度は１３７ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２０％、水ロッド中の水の体積割合は８％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３５％、燃料物質の体積割合は２９％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.６８である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.７kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と平均の燃料集合体格子幅の比は０.８５である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２９％、水ロッド中の水の体積割合は１１％、燃料物質の体積割合は４３％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.６８である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は４.０kg／ｌである。燃料集合体内の燃料物質配置は、実施例１２と同じであり、燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８８ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。

本実施例では、六角形燃料集合体に、外径９.３mmの燃料棒を、間隙１.３mmの三角格子状に稠密配置し、燃料棒総本数を増やして炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより４２％増大した２.７kg／ｌとするとともに、燃料集合体格子を大型化して、炉心外接半径を約３.２ｍとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約２.７ｍ低い１.０ｍの軽水炉が実現する。燃料有効長を１.０ｍとすることにより、原子炉建屋を３階層低くすることができる。また、本実施例では、燃料有効長をＡＢＷＲの３.７ｍより低い１.０ｍに短尺化することにより、炉心流量を増加させてＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅとした軽水炉において、熱的余裕をＡＢＷＲと同程度に保つことが可能となる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第１５の実施例）
本発明の第１５の実施例を図２２により説明する。本実施例は、燃料有効長を実施例１よりも長くして高燃焼度化によるプラント利用率向上を実現したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例１の図６と同じである。図２２に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド３を内包する正六角形状のチャンネルボックス１とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス１の外側に配置されるＹ字型制御棒４から構成される。チャンネルボックス間距離は２７.４mmである。チャンネルボックス１内には外径１０.２mmの燃料棒２が燃料棒間隙２.２mmで三角格子状に配置され、燃料棒列８列の正六角形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒列３列分、すなわち燃料棒単位格子セル１９個分の領域に水ロッド３が配置されている。チャンネルボックス１内の燃料棒の本数は１５０本である。Ｙ字型制御棒４の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されており、翼の間隔はそれぞれ１２０度である。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８６ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８６ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図６の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は２２３cm、出力密度は７２ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２７％、水ロッド中の水の体積割合は６％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３２％、燃料物質の体積割合は２７％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.０１である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.５kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と平均の燃料集合体格子幅の比は０.８６である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３９％、水ロッド中の水の体積割合は８％、燃料物質の体積割合は３８％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.０１である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.５kg／ｌである。

本実施例では、六角形燃料集合体に、外径１０.２mmの燃料棒を、間隙２.２mmの三角格子状に稠密配置し、燃料棒総本数を増やして炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約３２％増大した２.５ｇ／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.５ｍ低い２.２３ｍの軽水炉が実現できる。

本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２７.４mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、外径１０.２mmの燃料棒を燃料棒間隙２.２mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約５％低い１６３Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例により熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

本実施例では、炉心高さを実施例１より長くすることにより実施例１より高燃焼度化が可能となり、プラント利用率が向上できる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。

（第１６の実施例）
本発明の第１６の実施例を以下に説明する。本実施例は燃料有効長を実施例１５よりさらに長くして高燃焼度化によるプラント利用率向上を実現したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例１の図６と同じであり、燃料集合体格子は実施例１５の図２２と同じである。

本実施例では、六角形燃料集合体に、外径１０.２mmの燃料棒を、間隙２.２mmの三角格子状に稠密配置し、燃料棒総本数を増やして炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量をＡＢＷＲの１.９kg／ｌより約３２％増大した２.５ｇ／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約０.９ｍ低い２.８５ｍの軽水炉が実現できる。

本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２７.４mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、外径１０.２mmの燃料棒を燃料棒間隙２.２mmの三角格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約２６％低い１２８Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

本実施例では、炉心高さを実施例１５より長くすることにより実施例１５より高燃焼度化が可能となり、プラント利用率が向上できる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。

（第１７の実施例）
本発明の第１７の実施例を図２３，図２４により説明する。本実施例は、本発明の構成をＡＢＷＲ炉心に適用した例であるが、ＡＢＷＲ炉心以前の既存炉炉心に適用しても同様の効果が得られる。

図２３に、本実施例の電気出力１３５６ＭＷｅの水平断面を示す。８７２体の燃料集合体１９と、燃料集合体４体に１体の割合で２０５体の十字型制御棒２０が示されている。図２４に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド２２を内包するチャンネルボックス２１とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス２１の外側に配置される十字型制御棒２０から構成される。チャンネルボックス間距離は２１.８mmである。チャンネルボックス２１内には外径１０.２mmの燃料棒２が燃料棒ピッチ１１.５mmで正方格子状に配置され、燃料棒列１１列の正方形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒単位格子セル１３個分の領域に水ロッド２２が配置されている。チャンネルボックス２１内の燃料棒の本数は１０８本である。十字型制御棒２０の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックスに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８７ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２３の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.７ｍ、燃料有効長は３７１cmであり、ＡＢＷＲと同一である。出力密度は５１ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２６％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３１％、燃料物質の体積割合は２７％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９５である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.５kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８６である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３８％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４０％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９５である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.７kg／ｌである。

本実施例では、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に、外径１０.２mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.５mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約３２％増大した２.５kg／ｌの軽水炉が実現する。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、取り出し燃焼度５５Ｇｄ／ｔで連続運転期間２７ヶ月とすることができる。本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２１.８mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に外径１０.２mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１１.５mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約３５％低い１１２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、熱的余裕をＡＢＷＲと同程度に保つことが可能となる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第１８の実施例）
本発明の第１８の実施例を以下に説明する。本実施例は、実施例１７の更なる変形例であり、本実施例をＡＢＷＲ炉心以前の既存のＢＷＲ炉心に適用しても同様の効果が得られる。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例１７の図２３と同じである。本実施例における、燃料集合体格子内のチャンネルボックス，燃料棒，水ロッド，十字型制御棒の配置，形状は、実施例１７の図２４と同じであるが、本実施例では、燃料棒外径は９.４mmである。燃料集合体内の燃料物質配置は、実施例１７と同じであり、燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８７ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２３の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.７ｍ、燃料有効長は３７１cmであり、ＡＢＷＲと同一である。出力密度は５１ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３２％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３１％、燃料物質の体積割合は２３％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.４１である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.１kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８６である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は４７％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は３３％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.４１である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.１kg／ｌである。

本実施例では、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に、外径９.４mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.５mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約１１％増大した２.１kg／ｌの軽水炉が実現する。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、取り出し燃焼度５５Ｇｄ／ｔで連続運転期間を約２年とすることができる。

本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２１.８mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。

また、本実施例では、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に外径９.４mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１１.５mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約３５％低い１１２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、熱的余裕をＡＢＷＲと同程度に保つことが可能となる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第１９の実施例）
本発明の第１９の実施例を以下に説明する。本実施例は、実施例１７の更なる変形例であり、本実施例をＡＢＷＲ炉心以前の既存のＢＷＲ炉心に適用しても同様の効果が得られる。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例１７の図２３と同じである。本実施例における、燃料集合体格子内のチャンネルボックス，燃料棒，水ロッド，十字型制御棒の配置，形状は、実施例１７の図２４と同じであるが、本実施例では、燃料棒外径は９.５mmである。燃料集合体内の燃料物質配置は、実施例１７と同じであり、燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８７ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２３の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.７ｍ、燃料有効長は３７１cmであり、ＡＢＷＲと同一である。出力密度は５１ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３１％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３１％、燃料物質の体積割合は２３％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.３６である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.１４kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８６である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は４６％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は３４％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.３６である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.１４kg／ｌである。

本実施例では、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に、外径９.５mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.５mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約１３％増大した２.１４kg／ｌの軽水炉が実現する。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、取り出し燃焼度５５Ｇｄ／ｔで連続運転期間を約２年とすることができる。

本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２１.８mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に外径９.５mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１１.５mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約３５％低い１１２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、熱的余裕をＡＢＷＲと同程度に保つことが可能となる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第２０の実施例）
本発明の第２０の実施例を図２５により説明する。本実施例は、実施例１７をベースに平均線出力密度をより低減したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例１７の図２３と同じである。図２５に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド２３を内包するチャンネルボックス２１とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス２１の外側に配置される十字型制御棒２０から構成される。チャンネルボックス間距離は２１.８mmである。チャンネルボックス２１内には外径９.３mmの燃料棒２が燃料棒ピッチ１０.６mmで正方格子状に配置され、燃料棒列１２列の正方形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒単位格子セル１２個分の領域に水ロッド２３が配置されている。チャンネルボックス２１内の燃料棒の本数は１３２本である。十字型制御棒２０の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックスに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８７ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２３の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.７ｍ、燃料有効長は３７１cmであり、ＡＢＷＲと同一である。出力密度は５１ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２７％、水ロッド中の水の体積割合は４％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３０％、燃料物質の体積割合は２７％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９８である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.５kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８６である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３９％、水ロッド中の水の体積割合は６％、燃料物質の体積割合は４０％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９８である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.７kg／ｌである。

本実施例では、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に、外径９.３mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１０.６mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約３２％増大した２.５kg／ｌの軽水炉が実現する。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、取り出し燃焼度５５Ｇｄ／ｔで連続運転期間２７ヶ月とすることができる。

本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２１.８mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に外径９.３mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１０.６mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約４７％低い９２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、熱的余裕をＡＢＷＲと同程度に保つことが可能となる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第２１の実施例）
本発明の第２１の実施例を図２６により説明する。本実施例は、実施例１７の構成をベースに、チャンネルボックス間間隙に配置された十字型制御棒のかわりに、燃料集合体中心部に太径丸棒制御棒を配置したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例１７の図２３と同じである。図２６に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド２２と太径丸棒制御棒１６を内包するチャンネルボックス２１とチャンネルボックス間のギャップ領域から構成される。チャンネルボックス間距離は２１.８mmである。チャンネルボックス２１内には外径１０.２mmの燃料棒２が燃料棒ピッチ１１.５mmで正方格子状に配置され、燃料棒列１１列の正方形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒単位格子セル１３個分の領域に、制御棒挿入時に太径丸棒制御棒１６が入る水ロッド２２が配置されている。チャンネルボックス２１内の燃料棒の本数は１０８本である。太径丸棒制御棒１６はＢ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒で構成されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックスに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８７ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２３の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.７ｍ、燃料有効長は３７１cmであり、ＡＢＷＲと同一である。出力密度は５１ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２６％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３１％、燃料物質の体積割合は２７％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９５である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.５kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８６である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３８％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４０％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９５である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.７kg／ｌである。

本実施例では、燃料集合体に配置された水ロッドをガイドチューブとして利用する太径丸棒制御棒を採用している。制御棒を太径化することにより、制御棒の機械的強度が増し、制御棒の挿入及び引き抜き時の曲がりや座屈を抑制することができる。また、燃料集合体あたりの吸収棒の本数を減らすことにより、制御棒の製造性が容易となり、製造コストが低減できる。

本実施例においても実施例１７と同様に、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に、外径１０.２mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.５mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約３２％増大した２.５kg／ｌの軽水炉が実現する。以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、取り出し燃焼度５５Ｇｄ／ｔで連続運転期間２７ヶ月とすることができる。本実施例においても実施例１７と同様に、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２１.８mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、実施例１７と同様にＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に外径１０.２mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１１.５mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約３５％低い１１２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第２２の実施例）
本発明の第２２の実施例を図２７により説明する。本実施例は、実施例２０の構成をベースに、チャンネルボックス間間隙に配置された十字型制御棒のかわりに、燃料集合体中心部に太径丸棒制御棒を配置したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例１７の図２３と同じである。図２７に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド２３と太径丸棒制御棒１６を内包するチャンネルボックス２１とチャンネルボックス間のギャップ領域から構成される。チャンネルボックス間距離は２１.８mmである。チャンネルボックス２１内には外径９.３mmの燃料棒２が燃料棒ピッチ１０.６mmで正方格子状に配置され、燃料棒列１２列の正方形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒単位格子セル１２個分の領域に、制御棒挿入時に太径丸棒制御棒１６が入る水ロッド２３が配置されている。チャンネルボックス２１内の燃料棒の本数は１３２本である。太径丸棒制御棒１６はＢ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒で構成されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックスに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８７ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２３の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.７ｍ、燃料有効長は３７１cmであり、ＡＢＷＲと同一である。出力密度は５１ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２７％、水ロッド中の水の体積割合は４％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３０％、燃料物質の体積割合は２７％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９８である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.５kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８６である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３９％、水ロッド中の水の体積割合は６％、燃料物質の体積割合は４０％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９８である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.７kg／ｌである。

本実施例では、燃料集合体に配置された水ロッドをガイドチューブとして利用する太径丸棒制御棒を採用している。制御棒を太径化することにより、制御棒の機械的強度が増し、制御棒の挿入及び引き抜き時の曲がりや座屈を抑制することができる。また、燃料集合体あたりの吸収棒の本数を減らすことにより、制御棒の製造性が容易となり、製造コストが低減できる。

本実施例においても実施例２０と同様に、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に、外径９.３mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１０.６mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約３２％増大した２.５kg／ｌの軽水炉が実現する。

以上より本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、取り出し燃焼度５５Ｇｄ／ｔで連続運転期間２７ヶ月とすることができる。本実施例においても実施例１７と同様に、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２１.８mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、実施例２０と同様にＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に外径９.３mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１０.６mmの正方
格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約４７％低い９２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第２３の実施例）
本発明の第２３の実施例を以下に説明する。本実施例は燃料有効長を実施例１７より短尺にしたものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例１７の図２３と同じであり、燃料集合体格子は実施例１７の図２２と同じである。

本実施例では、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に、外径１０.２mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.５mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約３２％増大した２.５kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.４ｍ低い２.３６ｍの軽水炉が実現できる。チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２１.８mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、燃料有効長をＡＢＷＲの３.７ｍより低い２.３６ｍに短尺化することにより、炉心流量を増加させてＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上より、本実施例では、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第２４の実施例）
本発明の第２４の実施例を図２８により説明する。本実施例は、実施例２３の構成をベースに、燃料集合体の寿命を延長して燃料サイクルコストを低減したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例１７の図２３と同じである。図２８に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６と水ロッド２２と水排除棒１７を内包するチャンネルボックス２１とチャンネルボックス間のギャップ領域，チャンネルボックス２１の外側に配置される十字型制御棒２０，水排除板１８から構成される。チャンネルボックス間距離は２１.８mmである。チャンネルボックス２１内には外径１０.２mmの燃料棒２が燃料棒ピッチ１１.５mmで正方格子状に配置され、燃料棒列１１列の正方形燃料集合体を形成している。燃料集合体中心部には、燃料棒単位格子セル１３個分の領域に運転中に引き抜き可能な水排除棒１７が入る水ロッド２２が配置されている。チャンネルボックス２１内の燃料棒の本数は１０８本である。十字型制御棒２０の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されている。また、十字型制御棒２０の先端部には、脱着可能で運転中に引き抜き可能な水排除板を有している。チャンネルボックス２１の十字型制御棒２０が配置されないギャップ領域には、運転中に引き抜き可能な水排除板１８が配置されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置する。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８７ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８７ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２３の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.７ｍ、燃料有効長は２３６cmである。出力密度は７９ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２６％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３１％、燃料物質の体積割合は２７％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９５である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.５kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８６である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３８％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４０％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９５である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.７kg／ｌである。

本実施例においても実施例２３と同様に、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に、外径１０.２mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.５mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約３２％増大した２.５kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.４ｍ低い２.３６ｍの軽水炉が実現できる。チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２１.８mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、燃料有効長をＡＢＷＲの３.７ｍより低い２.３６ｍに短尺化することにより、炉心流量を増加させてＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上より、本実施例では、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

さらに本実施例では、チャンネルボックス間距離と水ロッド内に存在する飽和水を水排除棒や水排除板で排除することにより、ウラン２３８からプルトニウムへの転換を増大させた軽水炉が実現できる。また水排除棒の挿入，引き抜きにより水対燃料体積比を自由に調整できるので可燃性毒物を用いる必要がなく、燃料集合体の寿命を延長して燃料サイクルコスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。

（第２５の実施例）
本発明の第２５の実施例を図２９，図３０により説明する。

図２９に、本実施例の電気出力１３５６ＭＷｅの水平断面を示す。４２４体の燃料集合体１９と、燃料集合体２体に１体の割合で１９７体の十字型制御棒２０が示されている。

図３０に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７、仕切板で内部を４領域に分割されたチャンネルボックス２４とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス２４の外側に配置される十字型制御棒２０から構成される。チャンネルボックス間距離は２２.５mmである。チャンネルボックス２４内の４つの領域には、外径１０.０mmの燃料棒２が燃料棒ピッチ１１.３mmで９列の正方格子状に配置されている。燃料集合体中心部には、仕切り板で区切られた水ロッド２５が配置されている。チャンネルボックス２４内の燃料棒の本数は３００本である。十字型制御棒２０の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８９ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８９ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２９の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は２１７cm、出力密度は７９ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２９％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２４％、燃料物質の体積割合は３２％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９２である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.９kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.９０である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３７％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４０％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９２である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.７kg／ｌである。

本実施例では、外径１０.０mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.３mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより５３％増大した２.９kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.５ｍ低い２.１７ｍの軽水炉が実現する。チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.５mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、外径１０.０mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１１.３mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１７％低い１４２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上より、本実施例では熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第２６の実施例）
本発明の第２６の実施例を以下に説明する。本実施例は、実施例２５の構成をベースに高濃縮度燃料を用い高燃焼度化を達成しプラント利用率を増大したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心は実施例２５の図２９と同じ構成で、４２４体の燃料集合体と、燃料集合体２体に１体の割合で１９７体の十字型制御棒を配置している。

図３１に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒８，９，１０、仕切板で内部を４領域に分割されたチャンネルボックス２４とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス２４の外側に配置される十字型制御棒２０から構成される。チャンネルボックス間距離は３９.０mmである。チャンネルボックス２４内の４つの領域には、外径１０.０mmの燃料棒８が燃料棒ピッチ１１.３mmで９列の正方格子状に配置されている。燃料集合体中心部には、仕切り板で区切られた水ロッド２５が配置されている。チャンネルボックス２４内の燃料棒の本数は３００本である。十字型制御棒２０の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒９にはウラン濃縮度６.５ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒８にはウラン濃縮度７.５ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒９以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒１０には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度７.５ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は７.４９ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度７.４９ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を炉心に装荷したときの燃料有効長は２１７cm、出力密度は６９ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２５％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は３４％、燃料物質の体積割合は２７％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９２である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.５kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８４である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３７％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４０％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９２である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.７kg／ｌである。

本実施例では、燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度を実施例２５の４.８９ｗｔ％から７.４９ｗｔ％として取り出し燃焼度を増加させることにより、実施例２５と比較してプラント利用率が増大した軽水炉が実現する。

本実施例では、外径１０.０mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.３mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約３２％増大した２.５kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.５ｍ低い２.１７ｍの軽水炉が実現する。チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い３９.０mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例においても実施例２５と同様に、外径１０.０mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１１.３mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１７％低い１４２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。以上より、本実施例では熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第２７の実施例）
本発明の第２７の実施例を図３２により説明する。本実施例は、実施例２５の構成をベースに、燃料集合体の寿命を延長して燃料サイクルコストを低減したものである。

本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例２５の図２９と同じである。

図３２に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，水排除棒１７，仕切板で内部を４領域に分割されたチャンネルボックス２４，チャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス２４の外側に配置される十字型制御棒２０から構成される。チャンネルボックス間距離は２２.５mmである。チャンネルボックス２４内の４つの領域には、外径１０.０mmの燃料棒２が燃料棒ピッチ１１.３mmで９列の正方格子状に配置されている。燃料集合体中心部には、仕切り板で区切られ、運転中に引き抜き可能な水排除棒１７が入る水ロッド２５が配置されている。チャンネルボックス２４内の燃料棒の本数は３００本である。十字型制御棒２０の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されている。また、十字型制御棒２０の先端部には、脱着可能で運転中に引き抜き可能な水排除板を有している。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置する。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８９ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８９ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２８の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は２１７cm、出力密度は７９ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２９％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２４％、燃料物質の体積割合は３２％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９２である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.９kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.９０である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３７％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は４０％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９２である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.７kg／ｌである。

本実施例においても実施例２５と同様に、外径１０.０mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.３mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより５３％増大した２.９kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.５ｍ低い２.１７ｍの軽水炉が実現する。また、実施例２５と同様に、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.５mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にすることができる。また、本実施例においても実施例２５と同様に、外径１０.０mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１１.３mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１７％低い１４２Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上より、本実施例では熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。さらに、本実施例では、チャンネルボックス間距離と水ロッド内に存在する飽和水を水排除棒や水排除板で排除することにより、ウラン２３８からプルトニウムへの転換を増大させた軽水炉が実現できる。さらに水排除棒の挿入，引き抜きにより水対燃料体積比を自由に調整できるので可燃性毒物を用いる必要がなく、燃料集合体の寿命を延長して燃料サイクルコスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。

（第２８の実施例）
本発明の第２８の実施例を以下に説明する。本実施例は燃料有効長を実施例２５より長くして高燃焼度化によるプラント利用率向上を実現したものである。本実施例は、電気出力１３５６ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例２５の図２９と同じであり、燃料集合体格子は実施例２５の図３０と同じである。本実施例では燃料有効長をＡＢＷＲと同一の３７１cmとした。本実施例では、外径１０.０mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.３mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約５３％増大した２.９kg／ｌの軽水炉が実現する。以上より、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、取り出し燃焼度５０Ｇｄ／ｔで連続運転期間３０ヶ月とすることができる。また、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２１.８mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、外径１０.０mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１１.３mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約５２％低い８３Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上より、本実施例では熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第２９の実施例）
本発明の第２９の実施例を図３３により説明する。本実施例は、実施例２５をベースとして電気出力を増大したものである。

本実施例は、電気出力１７００ＭＷｅで、炉心の水平断面は実施例２５の図２９と同じである。図３３に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７、仕切板で内部を４領域に分割されたチャンネルボックス２４とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス２４の外側に配置される十字型制御棒２０から構成される。チャンネルボックス間距離は２２.５mmである。チャンネルボックス２４内の４つの領域には、外径１０.１mmの燃料棒２が燃料棒ピッチ１２.５mmで８列の正方格子状に配置されている。燃料集合体中心部には、仕切り板で区切られた水ロッド２５が配置されている。チャンネルボックス２４内の燃料棒の本数は２３２本である。十字型制御棒２０の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８８ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８８ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２９の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は３７１cmである。出力密度は５８ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３７％、水ロッド中の水の体積割合は７％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２５％、燃料物質の体積割合は２５％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.４８である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.３kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.９０である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は４７％、水ロッド中の水の体積割合は８％、燃料物質の体積割合は３２％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.４８である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.９kg／ｌである。

本実施例では、外径１０.１mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１２.５mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約２１％増大した２.３kg／ｌの軽水炉が実現する。その結果、電気出力１７００ＭＷｅ、燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、取り出し燃焼度５５Ｇｄ／ｔで連続運転期間２０ヶ月とすることができる。本実施例では、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.５mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、外径１０.１mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１２.５mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約２１％低い１３６Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上より、本実施例では熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第３０の実施例）
本発明の第３０の実施例を図３４により説明する。電気出力１３５６ＭＷｅの本実施例は実施例２５の変形例であり、炉心の水平断面は実施例２５の図２９と同じである。

図３４に燃料集合体格子の断面を示す。燃料集合体格子は燃料棒２，６，７、仕切板で内部を４領域に分割されたチャンネルボックス２４とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス２４の外側に配置される十字型制御棒２０から構成される。チャンネルボックス間距離は２２.５mmである。チャンネルボックス２４内の４つの領域には、外径１０.０mmの燃料棒２が燃料棒ピッチ１１.３mmで９列の正方格子状に配置されている。燃料集合体中心部には、仕切り板で区切られた水ロッド２６が配置されている。チャンネルボックス２４内の燃料棒の本数は２８８本である。十字型制御棒２０の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。また、コーナー部燃料棒６以外でも燃焼初期に出力が大きくなる傾向があるチャンネルボックス及び水ロッドに隣接している燃料棒７には４.５ｗｔ％の可燃性毒物を添加したウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置することで燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８９ｗｔ％である。本実施例では燃料集合体横断面平均ウラン濃縮度４.８９ｗｔ％の燃料物質を燃料集合体軸方向に一様に配置している。この燃料集合体を図２９の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.９ｍ、燃料有効長は２１７cmである。出力密度は７９ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は２８％、水ロッド中の水の体積割合は８％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２７％、燃料物質の体積割合は３０％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９２である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.８kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.９０である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３５％、水ロッド中の水の体積割合は１０％、燃料物質の体積割合は３９％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は０.９２である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.６kg／ｌである。

本実施例では、外径１０.０mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１１.３mmの正方格子状に配置することにより、単位体積に含まれるウラン重量を炉心平均でＡＢＷＲの約１.９kg／ｌより約４７％増大した２.８kg／ｌとすることにより、燃料有効長がＡＢＷＲの３.７ｍより約１.５ｍ低い２.１７ｍの軽水炉が実現する。実施例２５と同様に、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い２２.５mmとすることにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、本実施例では、外径１０.０mmの燃料棒を燃料棒ピッチ１１.３mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約１４％低い１４８Ｗ／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上より、本実施例では熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、炉心の高さを大幅に低減し発電所の建設コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第３１の実施例）
本発明の第３１の実施例を図３５及び図３６により説明する。本実施例は、実施例２０の燃料集合体に部分長燃料部棒を採用した場合である。燃料集合体図３５の燃料集合体格子は燃料棒２，６，７と水ロッド２３を内包するチャンネルボックス２１とチャンネルボックス間のギャップ領域とチャンネルボックス２１の外側に配置される十字型制御棒２０から構成される。チャンネルボックス間距離は１９.２mmである。チャンネルボックス間距離は従来燃料集合体より増大しており、炉心上部格子板との間隙を従来と同等にするため、図３６に示したように燃料集合体上端部のチャンネルバック外幅がそれ以外より大きくなっている。このようなチャンネルボックスの構成は本実施例に限定されるものでなく、他の実施例においても適用可能である。チャンネルボックス２１内には外径９.３mmの燃料棒２が燃料棒ピッチ１０.８mmで正方格子状に配置され、燃料棒列１２列の正方形燃料集合体を形成している。燃料棒３０は部分長燃料棒である。燃料集合体中心部には、燃料棒単位格子セル１２個分の領域に水ロッド２３が配置されている。チャンネルボックス２１内の燃料棒の本数は部分長燃料棒の有る下部断面は１３２本、部分長燃料棒の無い上部断面は１１６本である。十字型制御棒２０の翼には、Ｂ₄Ｃが充填されたステンレス管の吸収棒が配置されている。燃焼初期に局所的に燃料棒出力が大きくなるコーナー部燃料棒６にはウラン濃縮度４.０ｗｔ％の燃料物質を、その他の燃料棒２にはウラン濃縮度４.９ｗｔ％の燃料物質を配置してある。燃料集合体横断面平均のウラン濃縮度は４.８７ｗｔ％である。この燃料集合体を図２３の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.７ｍ、燃料有効長は３８１cmである。出力密度は４９ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３２％、水ロッド中の水の体積割合は４％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２８％、燃料物質の体積割合は２６％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.２２である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.４kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８８である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は４４％、水ロッド中の水の体積割合は６％、燃料物質の体積割合は３６％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.２２である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.３kg／ｌである。

図３５の燃料集合体を採用し、サイクル毎の取り替え体数を１０８体とすることで、取り出し燃焼度６３Ｇｄ／ｔで燃料平均燃焼日数３０１７日の超長寿命炉心とすることができる。また、チャンネルボックス間距離をＡＢＷＲの１６mmより広い１９.２mmとしつつ、部分長燃料棒を採用することにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＡＢＷＲより小さい軽水炉を実現できる。また、ＡＢＷＲ炉心の燃料集合体格子に外径９.３mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１０.８mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＡＢＷＲの１７２Ｗ／cmより約４５％低い９５／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＡＢＷＲと同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＡＢＷＲと同じ１３５６ＭＷｅ、炉心外接半径及び燃料有効長がＡＢＷＲと同一の軽水炉において、熱的余裕をＡＢＷＲと同程度に保つことが可能となる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＡＢＷＲと同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

（第３２の実施例）
本発明の第３２の実施例を図３７〜図４３により説明する。本実施例は、本発明の構成をＢＷＲ／５炉心に適用した例である。

図３７に、本実施例の電気出力１１００ＭＷｅの水平断面を示す。７６４体の燃料集合体１９と、燃料集合体４体に１体の割合で１８５体の十字型制御棒２０が示されている。燃料集合体格子内のチャンネルボックス，燃料棒，水ロッド，十字型制御棒，部分長燃料棒の配置，形状は、実施例３１の図３５と同じであるが、本実施例では、チャンネルボックス間距離は１６.７mmである。この燃料集合体を図３７の炉心に装荷したときの炉心外接半径は２.６ｍ、燃料有効長は３８１cmである。出力密度は４９ｋＷ／ｌである。炉心領域における、チャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は３２％、水ロッド中の水の体積割合は５％、チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップと水ロッド中の水の体積割合は２６％、燃料物質の体積割合は２７％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.１９である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２.４kg／ｌである。チャンネルボックスの外幅と燃料集合体格子幅の比は０.８９である。チャンネルボックス内領域における、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合は４３％、水ロッド中の水の体積割合は７％、燃料物質の体積割合は３６％、二相流冷却水の体積割合と燃料物質の体積割合の比は１.１９である。チャンネルボックス内領域の単位体積に含まれるウラン重量は３.３kg／ｌである。

本実施例の燃料集合体を採用し、サイクル毎の取り替え体数を１８８体とすることで、取り出し燃焼度５６Ｇｄ／ｔで連続運転期間２３ヶ月とすることができる。あるいはサイクル毎の取り替え体数を３３６体とすることで、取り出し燃焼度４９Ｇｄ／ｔで連損区運転期間３５ヶ月とすることができる。また、チャンネルボックス間距離をＢＷＲ／５の１３mmより広い１６.７mmとしつつ、部分長燃料棒を採用することにより、冷温時反応度上昇を抑えることができ、炉停止余裕を１.０％Δｋ以上にするとともに、ボイド係数の絶対値がＢＷＲ／５より小さい軽水炉を実現できる。また、ＢＷＲ／５炉心の燃料集合体格子に外径９.３mmの燃料棒を、燃料棒ピッチ１０.８mmの正方格子状に配置し、燃料棒総本数を増やして平均線出力密度をＢＷＲ／５の１６４Ｗ／cmより約４４％低い９２／cmとすることにより、ＭＣＰＲ１.３以上を確保することができ、ＢＷＲ／５と同程度の除熱性能を確保できる。

以上の理由により、本実施例では、出力をＢＷＲ／５と同じ１１００ＭＷｅ、炉心外接半径がＢＷＲ／５と同一の軽水炉において、熱的余裕をＢＷＲ／５と同程度に保つことが可能となる。従って、本実施例により、熱的余裕や安全性をＢＷＲ／５と同程度に保ちつつ、プラントの連続運転期間を増加させることによりプラント利用率が向上し発電コスト低減に寄与する軽水炉を実現できる。また、冷温時の反応度上昇，ボイド係数の絶対値を低減して高燃焼度時に課題となる炉停止性能，過渡・安定性特性を改善できる。

本実施例では、燃料集合体内の水ロッドの形状を十字型形状としているが、これに限定されるものではない。図３８から図４０に示したような菱形，正方形あるいは円形の水ロッドであってもかまわない。これは実施例２０，２２，３１でも同様である。また燃料棒列数が１１列の実施例１７〜１９，２１，２３，２４においても水ロッドが菱形に限定されるものではなく、図４１から図４３に示したような水ロッドであってもかまわない。

１，２１，２４…チャンネルボックス、２，８，１２…燃料棒、３，２２，２３，２５，２６…水ロッド、４…Ｙ字型制御棒、５，１１，１９…燃料集合体、６，９，１３…コーナー部燃料棒、７，１０，１４…可燃性毒物添加燃料棒、１５…制御棒駆動機構、１６…太径丸棒制御棒、１７…水排除棒、１８…水排除板、２０…十字型制御棒、２７…十字型制御棒の中心、２８…Ｙ字型制御棒の中心、２９…燃料集合体の中心。

Claims (23)

1. 炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３以上の炉心に装荷され、かつ平均濃縮度が３ｗｔ％〜８ｗｔ％の低濃縮ウランの酸化物または平均核分裂性プルトニウム富化度が２ｗｔ％以上６ｗｔ％未満である混合酸化物を燃料とする燃料集合体において、チャンネルボックス内領域における制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合が２４〜５２％であることを特徴とする沸騰水型軽水炉燃料集合体。
2. 炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３以上の炉心に装荷され、かつ平均濃縮度が３ｗｔ％〜８ｗｔ％の低濃縮ウランの酸化物または平均核分裂性プルトニウム富化度が２ｗｔ％以上６ｗｔ％未満である混合酸化物を燃料とする燃料集合体において、チャンネルボックス内領域における制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中の未飽和及び飽和水の体積割合が８〜１２％であることを特徴とする沸騰水型軽水炉燃料集合体。
3. 炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３以上の炉心に装荷され、かつ平均濃縮度が３ｗｔ％〜８ｗｔ％の低濃縮ウランの酸化物または平均核分裂性プルトニウム富化度が２ｗｔ％以上６ｗｔ％未満である混合酸化物を燃料とする燃料集合体において、チャンネルボックス内領域における制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合対燃料物質領域の体積割合の比が０.５〜１.６であることを特徴とする沸騰水型軽水炉燃料集合体。
4. 炉心に装荷されている燃料集合体体数の制御棒駆動機構基数に対する比が３以上の炉心に装荷され、かつ平均濃縮度が３ｗｔ％〜８ｗｔ％の低濃縮ウランの酸化物または平均核分裂性プルトニウム富化度が２ｗｔ％以上６ｗｔ％未満である混合酸化物を燃料とする燃料集合体において、燃料棒間の間隙が正方格子配列の場合０.７〜２.６mm、三角格子配列の場合０.７〜３.６mmであることを特徴とする沸騰水型軽水炉燃料集合体。
5. 請求項１乃至４の何れかにおいて、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積割合が１８〜３９％であることを特徴とするＢＷＲ炉心。
6. 請求項１乃至４の何れかにおいて、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等の未飽和及び飽和水の体積割合が２６〜３８％であることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
7. 請求項１乃至４の何れかにおいて、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス内部の制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中の未飽和及び飽和水の体積割合が４〜９％であることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
8. 請求項１乃至４の何れかにおいて、炉心領域における燃料物質領域の体積割合が２３〜３７％であることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
9. 請求項１乃至４の何れかにおいて、炉心領域における燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，制御棒挿入用のガイド棒の中，水ロッドの中等を除くチャンネルボックス内の燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流冷却水の体積対燃料物質領域の体積割合の比が０.５〜１.８であることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
10. 請求項１乃至４の何れかにおいて、出力密度が５０〜１４０ｋＷ／ｌであることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
11. 請求項１乃至４の何れかにおいて、隣接する燃料集合体の対面するチャンネルボックス間距離の平均が１７〜４０mmであることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
12. 請求項１乃至４の何れかにおいて、燃料棒間の間隙が正方格子配列の場合０.７〜２.６mm、三角格子配列の場合０.７〜３.６mmであることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
13. 請求項１乃至４の何れかにおいて、燃料集合体チャンネルボックス外幅対平均燃料集合体格子幅の比が０.８０〜０.８９であることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
14. 請求項１乃至４の何れかにおいて、燃料有効長が１.０ｍ〜３.０ｍであることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
15. 請求項１乃至４の何れかにおいて、制御棒を燃料集合体チャンネルボックス間隙に挿入する方式の沸騰水型軽水炉炉心であり、かつ制御棒が挿入される側のチャンネルボックス平均間隙が、制御棒が挿入されない側のチャンネルボックス平均間隙よりも大きいことを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
16. 請求項１乃至４の何れかにおいて、断面積が燃料棒単位格子セルの断面積より大きな１本以上の水ロッドを有する燃料集合体で構成されたことを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
17. 請求項５〜１６の何れかにおいて、四角形の燃料集合体と、燃料集合体４体に１体の割合で燃料集合体間に挿入される十字型制御棒で構成される沸騰水型軽水炉炉心。
18. 請求項５〜１６の何れかにおいて、四角形の燃料集合体と、燃料集合体１体当たり少なくとも１本以上挿入される丸形制御棒で構成される沸騰水型軽水炉炉心。
19. 請求項５〜１６の何れかにおいて、六角形の燃料集合体と、燃料集合体間に挿入されるＹ字型制御棒で構成される沸騰水型軽水炉炉心。
20. 請求項５〜１６の何れかにおいて、六角形の燃料集合体と、燃料集合体１体当たり少なくとも１本以上挿入される丸形又は六角形制御棒で構成される沸騰水型軽水炉炉心。
21. 請求項１７〜２０の何れかにおいて、燃料集合体チャンネルボックス外側のチャンネルボックス間のギャップ，水ロッドの中等の所に、運転中に引き抜き可能な水排除板，水排除棒の少なくとも一方を設けることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
22. 請求項１７，１９の何れかにおいて、制御棒先端部に脱着可能で運転中に炉心から引き抜き可能な水排除板を設けることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
23. 請求項１８，２０において、制御棒先端部に脱着可能で運転中に炉心から引き抜き可能な丸形又は六角形の水排除棒を設けることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。

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