JP2016008890A

JP2016008890A - 高速炉用燃料集合体および高速炉炉心

Info

Publication number: JP2016008890A
Application number: JP2014129682A
Authority: JP
Inventors: 光明山岡; Mitsuaki Yamaoka; 保幸森木; Yasuyuki Moriki
Original assignee: Toshiba Corp
Current assignee: Toshiba Corp
Priority date: 2014-06-24
Filing date: 2014-06-24
Publication date: 2016-01-18

Abstract

【課題】ＭＡ燃焼率を高く保ちながら、ナトリウムボイド反応度の増大を抑制する高速炉用燃料集合体を提供する。【解決手段】高速炉用燃料集合体は、ラッパ管１４と、ラッパ管１４内の空間を中心領域１０ａと環状領域１０ｂとに分割する隔壁１３と、両端が閉止され長手方向に延びる筒状の第１被覆管にマイナーアクチニドおよび媒体物質の混合物を内包し、それぞれ中心領域に互いに並列に配される複数の第１燃料棒１１と、両端が閉止され長手方向に延びる筒状の第２被覆管にプルトニウムおよびウランの混合物を内包し、それぞれ前記環状領域に互いに並列に配される複数の第２燃料棒１２を有する。通常運転時において、中心領域１０ａ内の複数の第１燃料棒１１の出力の中心領域１０ａの流量に対する比が、環状領域１０ｂ内の複数の第２燃料棒１２の出力の環状領域１０ｂの流量に対する比よりも大きくなるように形成されている。【選択図】図１

Description

本発明の実施形態は、高速炉用燃料集合体およびこれを有する高速炉炉心に関する。

原子炉の運転により発生する使用済燃料には核分裂生成物のほかに、ネプツニウム、アメリシウム、キュリウムなどのマイナーアクチニド核種（ＭＡ）が含まれている。これらは高レベル廃棄物の長期的な毒性や発熱の大きな要因となるため、リサイクルによる燃焼・消滅が検討されている。そのための原子炉としては、中性子のエネルギーが高く、ＭＡ核種の核分裂反応と中性子捕獲反応の比を大きくでき、中性子捕獲反応による新たなＭＡ核種の生成を小さくすることができる高速炉の利用が有利である。

ＭＡを装荷した高速炉の燃料集合体の従来例として、代表的なものを図１２に示す。このＭＡ均質炉心用燃料集合体１１０は、互いに平行に配列されて一方向に延びたＭＡ均質燃料棒１１１およびこれらを収納するラッパ管１４を有する。ＭＡ均質燃料棒１１１内のＰｕＯ_２とＵＯ_２の混合物からなる炉心燃料のすべてにＭＡ核種が約４％添加されている。このＭＡ均質炉心用燃料集合体１１０を装荷した炉心をＭＡ均質装荷炉心と呼んでいる。

図１３は、ＭＡを装荷した高速炉の従来の炉心内配置の例を模式的に示す水平断面図である。図１３に示すＭＡ非均質炉心１２０は、内側炉心燃料集合体１２１、外側炉心燃料集合体１２２、ブランケット燃料集合体１２３、ＭＡ装荷燃料集合体１２４、および制御棒集合体１２５等により構成されている。ここで、内側炉心燃料集合体１２１は六角形で表示し、外側炉心燃料集合体１２２は六角形に斜線、ブランケット燃料集合体１２３は六角形の中にＢ、ＭＡ装荷燃料集合体１２４は黒色、制御棒集合体１２５は六角形の中にＣを加えて表示している。

内側炉心燃料集合体１２１、外側炉心燃料集合体１２２、およびブランケット燃料集合体１２３はＭＡを添加しない従来の燃料を用いており、ＭＡを装荷した特別な集合体であるＭＡ装荷燃料集合体１２４を炉内の一部に分散して配置している。このＭＡ装荷燃料集合体１２４では、プルトニウムとウランの混合物をベースとして、ＭＡ酸化物を全燃料に添加している。燃料集合体の形状は図１２と同様である。これをＭＡ非均質装荷炉心あるいはＭＡ非均質炉心と呼んでいる。ＭＡ非均質炉心の有利な点は、全燃料集合体にＭＡを添加するわけではないため、放射線や発熱の増加といったＭＡ核種への対策を全燃料サイクル工程に施すことなく、一部のＭＡ装荷集合体専用の工程に限定できることである。

ＭＡ非均質装荷炉心のＭＡ装荷燃料集合体１２４におけるＭＡ装荷割合を２０％とすると、全燃料集合体２４０体に占める４２体のＭＡ装荷燃料集合体１２４の割合である約１８％にこの割合を乗ずると、炉心全体で平均したＭＡ装荷割合は４％となる。したがって、ＭＡ均質装荷炉心とほぼ同じ装荷量となるように設定することができる。

高速炉は中性子の平均エネルギーが高く、ＭＡの燃焼・消滅の観点からは有利な特性を有している。Ｎｐ２３７やＡｍ２４１等の主要ＭＡ核種の核特性上の特徴として、低エネルギー領域において中性子捕獲反応率が大きいが、低エネルギーでは核分裂はほとんど起こらず高速エネルギーでの閾値反応であることが知られている。これは低エネルギーにおける核分裂が起こりやすいＵ２３５やＰｕ２３９とは異なる性質である。このような特徴から、核分裂によるＭＡの燃焼・消滅には軽水炉よりも高速炉が適している。

たとえば、濃縮ウランやウラン・プルトニウム混合燃料からなる燃料物質と、劣化ウラン等の燃料親物質との少なくともどちらか一方に、ＭＡを含有させ、２種類の燃料を用いることにより、混合燃料の融点の低下の回避、ＭＡの消滅効率の向上等を図る技術が知られている（特許文献１）。

特開平０４−９３６９４号公報

しかしながら、高速炉はＭＡ装荷により正のナトリウムボイド反応度がさらに増加して炉心安全特性が厳しくなる。すなわち、高速炉の炉心に装荷したＭＡ核種は、冷却材であるナトリウムのボイド生成による中性子スペクトルの高速側へのシフトにより、中性子捕獲反応が減少し、核分裂ごとの発生中性子数が増大するために、ＭＡを装荷しない炉心に比べて、正のナトリウムボイド反応度がさらに大きくなる。

この影響を少なくするにはＭＡ装荷割合を小さくするか、径ブランケットなど炉心特性への影響が少ない領域へ装荷することが考えられる。しかしながら、前者の場合にはＭＡ燃焼の絶対量が減少し、後者の場合にはＭＡの燃焼率が大幅に低下する。

炉心平均のＭＡ装荷量が同一である場合、ＭＡ均質装荷炉心であってもＭＡ非均質装荷炉心であっても、ナトリウムボイド反応度の増加もおおよそ同様である。しかしながら、ＭＡ非均質装荷炉心は、ＭＡ核種と従来の燃料核種との出力分布やその燃焼変化の違いから炉心内に集合体単位で大きな出力分布や燃焼変化の乱れが生じる。したがって、燃料サイクルの観点から有利な点もあるＭＡ非均質装荷炉心においては、ナトリウムボイド反応度の増加に加えてさらに炉心の出力分布特性が悪化する。

ナトリウムボイド反応度や出力分布への影響を小さくするために、炉心周囲の径ブランケット部へＭＡを装荷する非均質装荷の方法も提案されているが、この方法では径ブランケットにおける中性子束が低いためにＭＡ燃焼率が大きく低下する。このため、燃焼量や燃焼率を高く保ったまま、ナトリウムボイド反応度への影響を低減することが望まれている。

そこで、本発明の実施形態は、ＭＡ燃焼率を高く保ちながら、ナトリウムボイド反応度の増大を抑制することを目的とする。

上述の目的を達成するため、本実施形態に係る高速炉用燃料集合体は、一端に入口開口が形成されるとともに該入口開口の反対側の端部に出口開口が形成され長手方向に延びる筒状のラッパ管と、前記ラッパ管内に長手方向に沿って収納されて、前記ラッパ管内の空間を径方向に中心領域と前記中心領域の半径方向外側の環状領域とに分割する隔壁と、両端が閉止され長手方向に延びる筒状の第１被覆管にマイナーアクチニドおよび媒体物質の混合物を内包し、それぞれ前記中心領域に互いに並列に配される複数の第１燃料棒と、両端が閉止され長手方向に延びる筒状の第２被覆管にプルトニウムおよびウランの混合物を内包し、それぞれ前記環状領域に互いに並列に配される複数の第２燃料棒と、を備え、高速炉の通常運転時において、前記中心領域内の前記複数の第１燃料棒の出力の前記中心領域の流量に対する比が、前記環状領域内の前記複数の第２燃料棒の出力の前記環状領域の流量に対する比よりも大きくなるように形成されている、ことを特徴とする。

また、本実施形態は、高速炉用燃料集合体を有する高速炉炉心であって、前記高速炉用燃料集合体は、一端に入口開口が形成されるとともに該入口開口の反対側の端部に出口開口が形成され長手方向に延びる筒状のラッパ管と、前記ラッパ管内に長手方向に沿って収納されて、前記ラッパ管内の空間を径方向に中心領域と前記中心領域の半径方向外側の環状領域とに分割する隔壁と、両端が閉止され長手方向に延びる筒状の第１被覆管にマイナーアクチニドおよび媒体物質の混合物を内包し、それぞれ前記中心領域に互いに並列に配される複数の第１燃料棒と、両端が閉止され長手方向に延びる筒状の第２被覆管にプルトニウムおよびウランの混合物を内包し、それぞれ前記環状領域に互いに並列に配される複数の第２燃料棒と、を備え、高速炉の通常運転時において、前記中心領域内の前記複数の第１燃料棒の出力の前記中心領域の流量に対する比が、前記環状領域内の前記複数の第２燃料棒の出力の前記環状領域の流量に対する比よりも、大きくなるように形成されている、ことを特徴とする。

本発明の実施形態によれば、ＭＡ燃焼率を高く保ちながら、ナトリウムボイド反応度の増大を抑制することができる。

第１の実施形態に係る高速炉用燃料集合体の構成を示す平断面図である。高速炉用燃料集合体の立断面図である。高速炉用燃料集合体におけるナトリウムボイド反応度、ＭＡ燃焼率、出力ピーキング係数のＭＡ装荷燃料領域の面積割合に対する関係を示すグラフである。高速炉用燃料集合体の従来例との仕様の比較図である。高速炉炉心の特性等の従来例との比較図である。高速炉用燃料集合体の効果を説明するための、出力流量比がＭＡ燃料と炉心燃料とで同一の場合の冷却材最高温度との関係を示す対応図であり、（ａ）は通常運転時、（ｂ）は流量低下時を示す。高速炉用燃料集合体の効果を説明するための、出力流量比が、炉心燃料がＭＡ燃料の１．２倍の場合の冷却材最高温度との関係を示す対応図であり、（ａ）は通常運転時、（ｂ）は流量低下時を示す。第２の実施形態に係る燃料集合体の平断面図である。第３の実施形態に係る燃料集合体の平断面図である。第４の実施形態に係る燃料集合体の平断面図である。第５の実施形態に係る燃料集合体の平断面図である。ＭＡを装荷した高速炉の燃料集合体の従来例を示す平断面図である。ＭＡを装荷した高速炉の従来の炉心内配置の例を模式的に示す水平断面図である。

以下、図面を参照して、本発明の実施形態に係る高速炉用燃料集合体および高速炉炉心について説明する。ここで、互いに同一または類似の部分には、共通の符号を付して、重複説明は省略する。

［第１の実施形態］
図１は、第１の実施形態に係る高速炉用燃料集合体の構成を示す平断面図である。ここで、説明をわかりやすくするために、断面図の方向は、高速炉用燃料集合体が炉心に装荷されている向きにある場合としている。以下、同様である。高速炉用燃料集合体１０は、第１燃料棒１１、第２燃料棒１２、隔壁１３、およびラッパ管１４を有する。ラッパ管１４は、長手方向と直交する断面が正六角形の筒状であり、両端は開口されそれぞれ入口開口、出口開口となっている。ラッパ管１４内には、隔壁１３が長手方向に沿って収納されており、この隔壁１３によって、中央を含む中心領域１０ａと、中心領域１０ａの半径方向外側の環状領域１０ｂとに区分される。隔壁１３の両端は開放され、それぞれ開口となっている。

中心領域１０ａには複数の第１燃料棒１１が互いに並列に配されている。また、環状領域１０ｂには複数の第２燃料棒１２が互いに並列に配されている。第１燃料棒１１および第２燃料棒１２は、それぞれ互いに平行に三角配列（千鳥配列）に配されている。ここで、第１燃料棒１１は、両端が閉止され長手方向に延びる第１被覆管の中にネプツニウムおよびアメリシウムなどのＭＡの酸化物と劣化ウランの酸化物の混合物である燃料を収納する。また、第２燃料棒１２は、第１被覆管と同様に両端が閉止されて長手方向に延びる第２被覆管の中にプルトニウムとウランの混合酸化物燃料を収納する。

後述するように、第１燃料棒１１の配されている中心領域と、第２燃料棒１２が配されている環状領域１０ｂとでは、出力流量比、すなわち、それぞれの出力の相対値と、冷却材であるナトリウムの流量の相対値の比が異なっている。具体的には、中心領域１０ａでの出力流量比が、環状領域１０ｂでの出力流量比より小さくなるように設定されている。

なお、中心領域１０ａと環状領域１０ｂに異なる冷却材流量を流すためには、隔壁１３を設けるだけでなく、例えば、さらに、燃料要素の間隙を小さくすることにより、圧力損失を増加させ、流動抵抗を増すことでもよい。

図２は、高速炉用燃料集合体の立断面図である。ラッパ管１４の下部には、冷却材が流入するエントランスノズル１５に接続されている。ラッパ管１４内には、下部に円筒状の下部遮へい体１６、上部に上部遮へい体１７が設けられている。また、ラッパ管１４内には、ラッパ管１４の内壁に固定され、第１燃料棒１１、第２燃料棒１２、および隔壁１３を支持する支持部材１８が設けられている。

図３は、高速炉用燃料集合体におけるナトリウムボイド反応度、ＭＡ燃焼率、出力ピーキング係数のＭＡ装荷燃料領域の面積割合に対する関係を示すグラフである。すなわち、横軸は、高速炉用燃料集合体１０の横断面でのラッパ管１４内の面積に対するＭＡ装荷領域すなわち中心領域１０ａの面積の割合である。また、縦軸は、ＭＡ均質装荷の場合を１として規格化されている。曲線ＡがＭＡ燃焼率を、曲線Ｂがナトリウムボイド反応度を、曲線Ｃが出力ピーキング係数を示す。出力ピーキング係数とは、ある燃料集合体内の最大出力を持つ燃料棒の線出力（＝最大線出力）を全燃料棒の平均線出力で割ったものであり、燃料集合体ごとの出力の平坦性を表すものである。

図３の曲線Ｃに示すように、ＭＡ装荷領域の面積割合を大きくすると、ナトリウムボイド反応度は低減する。一方、ＭＡ装荷領域の面積割合を大きくすると、出力ピーキング係数は増大する。また、ＭＡ装荷領域の面積割合の増加は、ＭＡ燃焼率にはほとんど影響がない。

燃料の安全性や健全性から、許容される最大の線出力が設定されるので、出力ピーキング係数が高いと集合体全体の出力が制限されることになる。よって、出力ピーキング係数は１に近いほど経済的である。従来知見から、出力ピーキング係数が１．５以下となる範囲、すなわち、図３からＭＡ装荷領域の割合を４０％以下とすることが望ましい。

一方、曲線Ｂに示すように、ナトリウムボイド反応度を有意に低減させる、たとえば、２０％程度減少させるためには、ＭＡ装荷領域の割合を１０％以上とすることが望ましい。

ＭＡ装荷燃料領域の割合を１０％ないし４０％とすることにより、出力ピーキング係数の増大を抑制しつつ、ナトリウムボイド反応度の低減をはかることができる。図１に示す本実施形態においては、ＭＡ装荷燃料領域の割合は約２３％であり、上記の最適な範囲内となっている。

図４は、高速炉用燃料集合体の従来例との仕様の比較図である。従来の高速炉用のＭＡ装荷燃料集合体の例と、本実施形態の第２燃料棒および第１燃料棒とについて、仕様の各項目を比較している。従来のＭＡ装荷燃料集合体の例と本実施形態の両者とも、燃料棒については、燃料棒の外径および燃料棒の被覆管の内径はそれぞれ１０ｍｍおよび９ｍｍ、燃料棒長さは１０００ｍｍと両者に違いはない。また、１集合体あたりの本数も、両者とも２７１本である。ただし、本実施形態については、第１燃料棒と第２燃料棒の合計本数である。

従来例においては、組成は、プルトニウム酸化物（ＰｕＯ_２）、ウラン酸化物（ＵＯ_２）およびＭＡの酸化物（ＭＡＯ_２と表記）であり、Ｐｕ富化度は、内側炉心用では１８ｗｔ％、外側炉心用では２４ｗｔ％である。ＭＡ割合は４ｗｔ％、劣化ウランのウラン濃縮度は０．２ｗｔ％である。ＭＡ組成は、Ｎｐ２３７、Ａｍ２４１、Ａｍ２４３、およびＣｍ２４４が、それぞれ３２ｗｔ％、６０ｗｔ％、７ｗｔ％、および１ｗｔ％である。

一方、本実施形態については、第２燃料棒、第１燃料棒の順に次のとおりである。まず、第２燃料棒は、１燃料集合体について２１０本、組成は、ＰｕＯ_２とＵＯ_２であり、Ｐｕ富化度は２０ｗｔ％、劣化ウランのＵ濃縮度は０．２ｗｔ％である。次に、第１燃料棒は、１燃料集合体について６１本、組成は、ＭＡＯ_２とＵＯ_２であり、ＭＡ割合は２０ｗｔ％、劣化ウランのＵ濃縮度は０．２ｗｔ％である。また、ＭＡ組成は、従来例と同様に、Ｎｐ２３７、Ａｍ２４１、Ａｍ２４３、およびＣｍ２４４が、それぞれ３２ｗｔ％、６０ｗｔ％、７ｗｔ％、および１ｗｔ％である。

ここで、ＭＡ組成については、軽水炉から取り出した使用済みのＵＯ_２燃料を４０年間冷却した場合の例の組成である。

図５は、高速炉炉心の特性等の従来例との比較図である。炉心出力１６００ＭＷｔｈ、電気出力６００ＭＷｅ、運転サイクル長さ１８ヶ月、燃料交換バッチ数４バッチ、燃料集合体数２４０体、制御棒本数３１体の場合について、従来例と本実施形態の場合を比較している。

従来例の場合は、ナトリウムボイド反応度が２．４％Δｋ／ｋｋ’、ＭＡ燃焼率１０％／年である。これに対して、本実施形態の場合は、ナトリウムボイド反応度が１．８％Δｋ／ｋｋ’、ＭＡ燃焼率９．５％／年である。図５に示すように、本実施形態におけるＭＡ燃焼率は１％低下しているが、従来例の１０％／年に対して９．５％／年とほぼ同じ燃焼率が得られている。また、本実施形態におけるナトリウムボイド反応度は従来例よりも２５％低減しており、ボイド発生時の正の反応度投入が減少する。

本実施形態におけるナトリウムボイド反応度が低減している理由は、前記のように流量が低下した場合にＭＡ装荷燃料すなわち第１燃料棒１１の配置されている中心領域１０ａでのボイド発生に時間遅れが生じるためである。これを以下に具体的に説明する。

図６は、高速炉用燃料集合体の効果を説明するための、出力流量比がＭＡ燃料と炉心燃料とで同一の場合の冷却材最高温度との関係を示す対応図であり、（ａ）は通常運転時、（ｂ）は流量低下時を示す。流量は７５％低減（通常時の２５％）の場合である。このケースにおいては、通常時も流量７５％低減時も冷却材最高温度は両方の燃料で同一の場合である。ここで、炉心燃料は第２燃料棒１２、ＭＡ装荷燃料は第１燃料棒１１であり、冷却材最高温度は、それぞれの配されている環状領域１０ｂおよび中心領域１０ａ内のナトリウムの時間的なピーク値である。

具体的には、炉心燃料の出力（相対値）が１、流量（相対値）が１に対して、ＭＡ装荷燃料の出力（相対値）が０．３３３３、流量（相対値）も０．３３３３の場合、すなわち、出力（相対値）の対流量（相対値）比がいずれの燃料の場合で同じ場合のケースである。この場合は、図６に示すように、冷却材最高温度は、いずれの燃料の場合でも、通常時は５００℃、流量低下時は９５０℃である。

図７は、同様に、高速炉用燃料集合体の効果を説明するための、出力流量比が、炉心燃料がＭＡ燃料の１．２倍の場合、すなわちＭＡ燃料が炉心燃料の１／１．２＝０．８３３倍の場合の冷却材最高温度との関係を示す対応図である。（ａ）は通常運転時、（ｂ）は流量低下時を示す。流量は図６の場合と同様に７５％低減の場合である。

具体的には、炉心燃料の出力（相対値）が１、流量（相対値）が１に対して、ＭＡ装荷燃料の出力（相対値）が通常運転時は０．３３３３、流量（相対値）は０．４の場合である。この場合は、図７（ａ）に示すように、通常時の冷却材最高温度は、炉心燃料の場合は５００℃、ＭＡ燃料の場合は４７５℃である。また、図７（ｂ）に示すように、流量低下時には、炉心燃料の出力（相対値）が１、流量（相対値）が０．２５に対して、ＭＡ装荷燃料の出力（相対値）が０．３３３３、流量（相対値）は０．１となり、出力の対流量比は、炉心燃料の場合は４、ＭＡ装荷燃料の場合は３．３３３である。冷却材最高温度は、炉心燃料の場合は９５０℃、ＭＡ装荷燃料の場合は８５０℃である。

すなわち、炉心燃料では、９５０℃すなわちほぼ冷却材が沸騰する温度に至るが、ＭＡ装荷燃料では冷却材沸騰までに１００℃の余裕があり、冷却材ボイド化が遅れることとなる。なお、上記冷却材温度評価では流量低下割合が初期流量の大きさに関わらず同一であること、流量が低下しても出力が一定であること（実際には原子炉の温度が変化することにより出力が変動する）など簡易化した評価であるが、これらを考慮しても傾向には大きな違いがない。

本実施形態におけるＭＡ装荷燃料すなわち第１燃料棒１１の燃料組成は、図４に示すようにＰｕＯ_２が含まれておらず、核分裂断面積が小さいＭＡと劣化ウランを有するＭＡＯ_２とＵＯ_２が装荷されている。よって、ＰｕＯ_２が装荷された炉心燃料要素すなわち第２燃料棒１２に比べて燃料要素の出力が小さい。

炉心燃料の熱設計においては、運転中の炉心燃料の健全性を保つため、寿命中の被覆管最高温度を規定の温度以下に保つ必要がある。そのため、燃料の出力に合わせて冷却材流量が設定される。すなわち、燃料の出力と冷却材流量の比は炉心内でほぼ一定と設定される。これにより被覆管最高温度だけでなく、冷却材最高温度もほぼ均一化される。

本実施形態に係る高速炉用燃料集合体１０においても、出力の異なる炉心燃料すなわち第２燃料棒１２とＭＡ装荷燃料すなわち第１燃料棒１１の間で、出力と冷却材流量の比をほぼ均一とするために、隔壁１３で冷却材の流路を分離して、炉心燃料よりもＭＡ装荷燃料の冷却材流量を低減することで被覆管最高温度や冷却材最高温度をおおむね均一化している。

しかしながら、従来のように、第１燃料棒１１と第２燃料棒１２とについて、被覆管最高温度やその周囲の冷却材最高温度をほぼ完全に均一化する設計においては、冷却材流量が減少する事故において、第１燃料棒１１の装荷される中心領域１０ａと第２燃料棒１２の装荷される環状領域１０ｂそれぞれの冷却材温度が増大して、ほぼ同時に沸騰が発生するため、大きなナトリウムボイド反応度が投入される。

一方、本実施形態においては、ＭＡ装荷燃料すなわち第１燃料棒１１の配されている中心領域１０ａにおける出力と冷却材流量の比を、炉心燃料すなわち第２燃料棒１２の配されている環状領域１０ｂにおける出力と冷却材流量の比よりも小さく設定している。このため、冷却材最高温度は、ＭＡ装荷燃料すなわち第１燃料棒１１の配されている中心領域１０ａの方が低くなり、冷却材流量低下時には、炉心燃料すなわち第２燃料棒１２の配されている環状領域１０ｂよりも冷却材温度の上昇が緩やかになり、ナトリウムのボイド化が時間的に遅れることとなる。

この結果、初期に投入されるナトリウムボイド反応度を小さく抑えることができ、事故進展の速度を抑えることとなり、最終的な事故の影響や規模を低減することができる。

以上のように、本実施形態によれば、高レベル廃棄物の長期的な毒性や発熱の要因となるマイナーアクチニドの燃焼や消滅のための高速炉用燃料集合体において、ＭＡ装荷によるナトリウムボイド反応度の増大を抑制して安全性を高め、また、ＭＡ燃焼率を高めることができる。

また、燃料サイクル工程においては、炉心に装荷する燃料要素全体にＭＡを装荷することなく、一部の燃料要素に装荷を限定しつつ、ＭＡ燃焼量を増大できる。このため、燃料サイクル工程全体への影響を抑制することができる。

さらに、プルトニウム燃焼用の燃料集合体にも適用すれば、同様な効果を得ることが可能である。

［第２の実施形態］
図８は、第２の実施形態に係る燃料集合体の平断面図である。本実施形態は、第１の実施形態の変形であり、第１の実施形態における第１燃料棒１１を、第１燃料棒である太径燃料棒１１ａに置き換えている。ＭＡ装荷燃料すなわち太径燃料棒１１ａの外径および太径燃料棒１１ａの被覆管の内径がそれぞれ１２ｍｍおよび１１ｍｍであり、炉心燃料すなわち第２燃料棒１２の外径（１０ｍｍ）および第２燃料棒１２の被覆管の内径（９ｍｍ）よりも大きくなっていることである。なお、図８では明示していないが、太径燃料棒１１ａのそれぞれにはたとえばワイヤスペーサが巻かれており、太径燃料棒１１ａ相互間の冷却材通過用の間隙が確保されている。

これはＭＡ装荷燃料すなわち太径燃料棒１１ａが、炉心燃料すなわち第２燃料棒１２よりも発熱密度が小さいため、同一の燃料最高温度とするための燃料直径を大きくできることによる。詳細にはＭＡ装荷によって燃料の融点がやや低下するというマイナスの効果に対して、発熱密度が小さいというプラスの効果の方が勝っている。

以上のように構成された本実施形態においては、ＭＡ装荷の中心領域１０ａの面積割合が同一であっても、ＭＡの装荷量を増大させて、ＭＡ燃焼量を増大させることができる。

［第３の実施形態］
図９は、第３の実施形態に係る燃料集合体の平断面図である。本実施形態は、第１の実施形態の変形であり、第１の実施形態における第１燃料棒１１を、本第３の実施形態では第１燃料棒１１ｂに置き換えている。第１の実施形態におけるＭＡ装荷燃料である第１燃料棒１１に収納されているのは、ＭＡの酸化物と劣化ウランの酸化物とからなる燃料である。これに対して本第３の実施形態におけるＭＡ装荷燃料である第１燃料棒１１ｂに収納されているのは、ＭＡの酸化物と酸化トリウムの混合物である。

ＭＡの酸化物の重量割合は約２０％である。トリウムは劣化ウランと同様に中性子捕獲により核分裂性物質を生成する。しかしながら、劣化ウランからはプルトニウム２３９が生成されるのに対して、トリウムから生成されるのはウラン２３３であってプルトニウムは生成されない。

よって、本第３の実施形態では、高速炉用燃料集合体１０全体として、ＭＡを燃焼させるとともに、プルトニウムの生成を抑制しながら、ナトリウムボイド反応度の増加をも抑制することができる。

［第４の実施形態］
図１０は、第４の実施形態に係る燃料集合体の平断面図である。本実施形態は、第１の実施形態の変形であり、第１の実施形態における第１燃料棒１１を、本第４の実施形態では第１燃料棒１１ｃに置き換えている。第１の実施形態におけるＭＡ装荷燃料である第１燃料棒１１に収納されているのは、ＭＡの酸化物と劣化ウランの酸化物とからなる燃料である。これに対して本第４の実施形態におけるＭＡ装荷燃料である第１燃料棒１１ｃに収納されているのは、ＭＡの酸化物とマグネシア（ＭｇＯ）の混合物である。

本実施形態におけるＭＡ装荷燃料である第１燃料棒１１ｃでは、ウランもトリウムも装荷されていないため、プルトニウムやＵ２３３などの核分裂性物質が生成しないという特徴を有する。このＭＡ装荷燃料においてもナトリウムボイド反応度の増大を抑制しながら、ＭＡ燃焼率を高めることができる。また、燃料集合体全体として核分裂性物質の生成が低減されて、核不拡散性を高めることができる。

［第５の実施形態］
図１１は、第５の実施形態に係る燃料集合体の平断面図である。本実施形態は、第１の実施形態の変形であり、第１の実施形態における第１燃料棒１１を、本第５の実施形態では第１燃料棒１１ｄに置き換えている。第１の実施形態におけるＭＡ装荷燃料である第１燃料棒１１に収納されているのは、ＭＡの酸化物と劣化ウランの酸化物とからなる燃料である。これに対して本第５の実施形態におけるＭＡ装荷燃料である第１燃料棒１１ｄに収納されているのは、プルトニウムとマイナーアクチニドを含む酸化物とマグネシアの混合物である。

この燃料要素では、プルトニウムやＵ２３３などの核分裂性物質が生成せず、また、プルトニウムを実質的に減少させることができる特徴を持つ。すなわち、本実施形態における高速炉用燃料集合体１０は、ＭＡ燃焼すなわちＭＡ消滅用のみでなく、プルトニウムの燃焼・消滅用の燃料集合体といえる。

本実施形態における高速炉用燃料集合体１０においても、ナトリウムボイド反応度の増大を抑制しながら、ＭＡの燃焼率を高めることができる。また、燃料集合体全体として核分裂性物質の生成が低減されて、核不拡散性を高めることができる。

なお、本実施形態における第１燃料棒１１ｄのプルトニウムとマイナーアクチニドを含む酸化物の代わりに、プルトニウムのみを含む酸化物としたプルトニウム燃焼用の燃料集合体においても、同様の効果を得ることができる。

［その他の実施形態］
以上、本発明のいくつかの実施形態を説明したが、これらの実施形態は、例として提示したものであり、発明の範囲を限定することは意図していない。たとえば、各実施形態においては、酸化物燃料の場合について示したが、金属燃料や窒化物燃料等、酸化物燃料以外の燃料においても、同様に適用して効果を得ることができる。また、図４および図５に示した仕様は、説明のための例であり、これらの仕様の場合には限定されない。

また、各実施形態の特徴を組み合わせてもよい。たとえば、第２の実施形態の特徴である第１燃料棒としての太径燃料棒１１ａが第２燃料棒１２より太径であるという点を、第３ないし第５の実施形態と組み合わせてもよい。

さらに、これらの実施形態は、その他の様々な形態で実施されることが可能であり、発明の要旨を逸脱しない範囲で、種々の省略、置き換え、変更を行うことができる。

これら実施形態やその変形は、発明の範囲や要旨に含まれると同様に、特許請求の範囲に記載された発明とその均等の範囲に含まれるものである。

１…炉心、１０…高速炉用燃料集合体、１０ａ…中心領域、１０ｂ…環状領域、１１…第１燃料棒、１１ａ…太径燃料棒（第１燃料棒）、１１ｂ、１１ｃ、１１ｄ…第１燃料棒、１２…第２燃料棒、１３…隔壁、１４…ラッパ管、１５…エントランスノズル、１６…下部遮へい体、１７…上部遮へい体、１８…支持部材、１１０…ＭＡ均質炉心用燃料集合体、１１１…ＭＡ均質燃料棒、１２０…ＭＡ非均質炉心、１２１…内側炉心燃料集合体、１２２…外側炉心燃料集合体、１２３…ブランケット燃料集合体、１２４…ＭＡ装荷燃料集合体、１２５…制御棒集合体

Claims

一端に入口開口が形成されるとともに該入口開口の反対側の端部に出口開口が形成され長手方向に延びる筒状のラッパ管と、
前記ラッパ管内に長手方向に沿って収納されて、前記ラッパ管内の空間を径方向に中心領域と前記中心領域の半径方向外側の環状領域とに分割する隔壁と、
両端が閉止され長手方向に延びる筒状の第１被覆管にマイナーアクチニドおよび媒体物質の混合物を内包し、それぞれ前記中心領域に互いに並列に配される複数の第１燃料棒と、
両端が閉止され長手方向に延びる筒状の第２被覆管にプルトニウムおよびウランの混合物を内包し、それぞれ前記環状領域に互いに並列に配される複数の第２燃料棒と、
を備え、
高速炉の通常運転時において、前記中心領域内の前記複数の第１燃料棒の出力の前記中心領域の流量に対する比が、前記環状領域内の前記複数の第２燃料棒の出力の前記環状領域の流量に対する比よりも大きくなるように形成されている、
ことを特徴とする高速炉用燃料集合体。
前記媒体物質は、劣化ウランを含むことを特徴とする請求項１に記載の高速炉用燃料集合体。
前記媒体物質は、トリウムを含むことを特徴とする請求項１または請求項２に記載の高速炉用燃料集合体。
前記媒体物質は、金属酸化物を含むことを特徴とする請求項１ないし請求項３のいずれか一項に記載の高速炉用燃料集合体。
前記第１燃料棒の直径が前記第２燃料棒の直径よりも大きいことを特徴とする請求項１ないし請求項４のいずれか一項に記載の高速炉用燃料集合体。
高速炉用燃料集合体を有する高速炉炉心であって、
前記高速炉用燃料集合体は、
一端に入口開口が形成されるとともに該入口開口の反対側の端部に出口開口が形成され長手方向に延びる筒状のラッパ管と、
前記ラッパ管内に長手方向に沿って収納されて、前記ラッパ管内の空間を径方向に中心領域と前記中心領域の半径方向外側の環状領域とに分割する隔壁と、
両端が閉止され長手方向に延びる筒状の第１被覆管にマイナーアクチニドおよび媒体物質の混合物を内包し、それぞれ前記中心領域に互いに並列に配される複数の第１燃料棒と、
両端が閉止され長手方向に延びる筒状の第２被覆管にプルトニウムおよびウランの混合物を内包し、それぞれ前記環状領域に互いに並列に配される複数の第２燃料棒と、
を備え、
高速炉の通常運転時において、前記中心領域内の前記複数の第１燃料棒の出力の前記中心領域の流量に対する比が、前記環状領域内の前記複数の第２燃料棒の出力の前記環状領域の流量に対する比よりも、大きくなるように形成されている、
ことを特徴とする高速炉炉心。