JP2510559B2 - 原子炉の炉心 - Google Patents
原子炉の炉心Info
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、原子炉の炉心に係り、特に、高濃縮度燃料
を装荷した炉心の炉停止余裕確保，安定性、さらには、
炉心軸方向の出力分布の平坦化に好適な沸騰水型原子炉
の炉心に関する。
を装荷した炉心の炉停止余裕確保，安定性、さらには、
炉心軸方向の出力分布の平坦化に好適な沸騰水型原子炉
の炉心に関する。
従来の沸騰水型原子炉の炉心の構成を第２図に示す。
炉心は、格子状に等間隔に配置された多数の燃料集合体
１、この燃料集合体１の相互間に挿入される制御棒２及
び炉内計装系３とからなる。また、第３図には、従来型
の８×８燃料集合体の横断面図を示す。燃料集合体は四
角筒のチヤンネルボツクス11と、このチヤンネルボツク
ス11の内部に収納された燃料バンドルからなる。燃料バ
ンドルは、正方格子状に規則正しく配列された複数本の
燃料棒６と中性子減速棒である水ロツド７とから構成さ
れる。一方、チヤンネルボツクス11の周囲には制御棒
２、あるいは、炉内計装系が挿入できるよう飽和水の領
域であるギヤツプ水８が満たされる。
炉心は、格子状に等間隔に配置された多数の燃料集合体
１、この燃料集合体１の相互間に挿入される制御棒２及
び炉内計装系３とからなる。また、第３図には、従来型
の８×８燃料集合体の横断面図を示す。燃料集合体は四
角筒のチヤンネルボツクス11と、このチヤンネルボツク
ス11の内部に収納された燃料バンドルからなる。燃料バ
ンドルは、正方格子状に規則正しく配列された複数本の
燃料棒６と中性子減速棒である水ロツド７とから構成さ
れる。一方、チヤンネルボツクス11の周囲には制御棒
２、あるいは、炉内計装系が挿入できるよう飽和水の領
域であるギヤツプ水８が満たされる。
炉心下部から上部に流れる冷却材は、燃料集合体の下
部タイプレートの孔から燃料棒の相互間に流入し、加熱
されて二相流となつて上部タイプレートの孔から流出し
ていく。その結果、炉心軸方向にボイド率の分布が生
じ、炉心上部と下部とで中性子減速効果が異なり、軸方
向出力分布が歪む特性がある。
部タイプレートの孔から燃料棒の相互間に流入し、加熱
されて二相流となつて上部タイプレートの孔から流出し
ていく。その結果、炉心軸方向にボイド率の分布が生
じ、炉心上部と下部とで中性子減速効果が異なり、軸方
向出力分布が歪む特性がある。
さらに、現在の軽水冷却型原子炉ではウラン資源を有
効に活用する方法として、燃料集合体の平均濃縮度を高
め、取り出し燃焼度を増大することが考えられている。
しかし、高濃縮度燃料で集合体を構成すると、核分裂性
物質に対する冷却材量が相対的に減少するため、中性子
の平均エネルギが上昇し、ボイド係数の絶対値が増大
し、制御棒価値が減少する。これらは、原子炉の安定性
を悪くし、核分裂性物質の有効利用の面からも好ましく
ない。また、ボイド係数の増大に対応して冷温停止時に
発生する反応度が増加し、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
ある炉停止余裕が減少する。
効に活用する方法として、燃料集合体の平均濃縮度を高
め、取り出し燃焼度を増大することが考えられている。
しかし、高濃縮度燃料で集合体を構成すると、核分裂性
物質に対する冷却材量が相対的に減少するため、中性子
の平均エネルギが上昇し、ボイド係数の絶対値が増大
し、制御棒価値が減少する。これらは、原子炉の安定性
を悪くし、核分裂性物質の有効利用の面からも好ましく
ない。また、ボイド係数の増大に対応して冷温停止時に
発生する反応度が増加し、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
ある炉停止余裕が減少する。
軸方向出力分布の対応は、特公昭58−29878号公報に
記載のように、上部の濃縮度を下部より高くする方法が
ある。また、炉停止余裕に対する対策は、原子力学会昭
和61年秋の分科会F4（p320）に記載のように、中性子吸
収部の翼長を長くできる大型燃料体を用いる方法があ
る。
記載のように、上部の濃縮度を下部より高くする方法が
ある。また、炉停止余裕に対する対策は、原子力学会昭
和61年秋の分科会F4（p320）に記載のように、中性子吸
収部の翼長を長くできる大型燃料体を用いる方法があ
る。
また、ボイド係数及び冷温停止時に発生する反応度を
減少する対策は、特開昭58−135989号公報に記載のよう
に、燃料装荷量を減らす方法がある。
減少する対策は、特開昭58−135989号公報に記載のよう
に、燃料装荷量を減らす方法がある。
上記従来技術は、軸方向出力分布の平坦化、炉停止余
裕の確保のいずれかには効果があるが、その両方を同時
に解決することはできなかつた。さらに、長翼制御棒を
用いる方法は、中性子平均エネルギが増大したことに伴
う、冷温時の反濃度上昇幅の増大についての考慮がされ
ておらず、ボイド係数（絶対値）も増大した。
裕の確保のいずれかには効果があるが、その両方を同時
に解決することはできなかつた。さらに、長翼制御棒を
用いる方法は、中性子平均エネルギが増大したことに伴
う、冷温時の反濃度上昇幅の増大についての考慮がされ
ておらず、ボイド係数（絶対値）も増大した。
一方、燃料装荷量を減らす方法は、減速材である軽水
の空間分布について考慮されておらず、冷温時の反応度
上昇幅を減少するのには大幅な装荷量の減少が必要であ
つた。これは燃料経済性を損うことになる。
の空間分布について考慮されておらず、冷温時の反応度
上昇幅を減少するのには大幅な装荷量の減少が必要であ
つた。これは燃料経済性を損うことになる。
本発明の目的は、炉内構造物を変更することなしに、
炉停止余裕を確保し、軸方向出力分布を平坦化しつつ、
平均取り出し燃焼度を増大できる原子炉の炉心を提供す
ることにある。
炉停止余裕を確保し、軸方向出力分布を平坦化しつつ、
平均取り出し燃焼度を増大できる原子炉の炉心を提供す
ることにある。
上記目的を達成するために、本発明は、複数の燃料棒
とこれを取り囲むチャンネルボックスとを有する燃料集
合体を複数装荷した原子炉の炉心において、前記燃料集
合体は等間隔に配置され、前記燃料集合体の未燃焼時の
核燃料物質に対する核分裂性物質の重量割合が４％以上
であり、前記炉心の最外周部を除き且つ該炉心の燃料有
効長の上・下両端部を除いた中央部の80％の領域で、炉
心軸方向に垂直な横断面での前記チャンネルボックスの
外部に存在する冷却材領域の断面積の、前記チャンネル
ボックスの内部に存在する全燃料棒内の燃料ペレットの
断面積の合計に対する比が、1.0以上であるようにした
ものである。
とこれを取り囲むチャンネルボックスとを有する燃料集
合体を複数装荷した原子炉の炉心において、前記燃料集
合体は等間隔に配置され、前記燃料集合体の未燃焼時の
核燃料物質に対する核分裂性物質の重量割合が４％以上
であり、前記炉心の最外周部を除き且つ該炉心の燃料有
効長の上・下両端部を除いた中央部の80％の領域で、炉
心軸方向に垂直な横断面での前記チャンネルボックスの
外部に存在する冷却材領域の断面積の、前記チャンネル
ボックスの内部に存在する全燃料棒内の燃料ペレットの
断面積の合計に対する比が、1.0以上であるようにした
ものである。
尚、ここでいう冷却材領域とは第１図に示す斜線の領
域で、隣接する四体の燃料集合体の中心点を結んだ直線
Ａで囲まれた領域のうち、チヤンネルボツクス外部の部
分を示す。また、燃料ペレツト断面積とは、直線Ａで囲
まれた領域に存在する燃料ペレツトの総断面積を示す。
域で、隣接する四体の燃料集合体の中心点を結んだ直線
Ａで囲まれた領域のうち、チヤンネルボツクス外部の部
分を示す。また、燃料ペレツト断面積とは、直線Ａで囲
まれた領域に存在する燃料ペレツトの総断面積を示す。
本発明の炉心構造物の変更を行わないという前提は、
燃料集合体が装荷されら間隔Ｐ（以下燃料集合体ピツチ
と略記する）を変えないことにほかならない。現行、BW
Rの燃料集合体ピツチは、大半は６インチ（15.2cm）と
なつており、以下の説明も６インチを例にとつて行う
が、６インチ以外の場合も同様の効果が得られる。
燃料集合体が装荷されら間隔Ｐ（以下燃料集合体ピツチ
と略記する）を変えないことにほかならない。現行、BW
Rの燃料集合体ピツチは、大半は６インチ（15.2cm）と
なつており、以下の説明も６インチを例にとつて行う
が、６インチ以外の場合も同様の効果が得られる。
第４図，第５図は、第３図に示す現行の集合体で平均
濃縮度を増加した場合の、冷温時反応度上昇及び冷温時
制御棒価値の変化を示したものである。現在、BWRの代
表的な取替燃料は、濃縮度3w/o、平均取り出し燃焼度28
GWd/tである。平均取り出し燃焼度を1.5倍以上にするに
は、4w/o以上の濃縮度が必要となるが、冷温時の反応度
上昇が現行より約１％増大し、制御棒価値が約0.7％減
少する。その結果、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
停止余裕が約２％ΔKeff減少することが予想される。
濃縮度を増加した場合の、冷温時反応度上昇及び冷温時
制御棒価値の変化を示したものである。現在、BWRの代
表的な取替燃料は、濃縮度3w/o、平均取り出し燃焼度28
GWd/tである。平均取り出し燃焼度を1.5倍以上にするに
は、4w/o以上の濃縮度が必要となるが、冷温時の反応度
上昇が現行より約１％増大し、制御棒価値が約0.7％減
少する。その結果、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
停止余裕が約２％ΔKeff減少することが予想される。
この核特性を本質的に改善するには、減速材対燃料比
を増大し、中性子平均エネルギを減少することが知られ
ている。本発明は、チヤンネルボツクス外に存在する減
速材の効果に注目したものである。
を増大し、中性子平均エネルギを減少することが知られ
ている。本発明は、チヤンネルボツクス外に存在する減
速材の効果に注目したものである。
現行炉心にバツクフイツトすることを考えると、除熱
の面及び圧損による安全性の面からチヤンネルボツクス
内の冷却材流路面積は現行と同程度確保することが望ま
しい。冷却材流路面積を同じにして減速材対燃料比を増
大するには、 （１）燃料装荷量を減少し、チヤンネルボツクス内部の
飽和水領域（水ロツド領域）を増大する。
の面及び圧損による安全性の面からチヤンネルボツクス
内の冷却材流路面積は現行と同程度確保することが望ま
しい。冷却材流路面積を同じにして減速材対燃料比を増
大するには、 （１）燃料装荷量を減少し、チヤンネルボツクス内部の
飽和水領域（水ロツド領域）を増大する。
（２）燃料装荷量を減少し、チヤンネルボツクス外部の
飽和水領域（ギヤツプ水領域）を増大する。
飽和水領域（ギヤツプ水領域）を増大する。
の二つが考えられる。
第６図は、冷温時反応度上昇を減少する効果に対する
両者の比較を示している。（２）の方が約1.3倍の効果
がある。これは、水ロツド領域よりギヤツプ水領域の方
が減速材の集中度が高く、燃料に吸収される以前に効果
よく中性子の減速が行われるためである。また、その結
果、（２）の方法では、ギヤツプ水領域での熱中性子束
が増大し、制御棒価値も増大する。一方、（１）の方法
では、水ロツドを増加するに伴い、燃料棒本数を減少し
なければならず、（２）の方法に比較して熱的余裕が減
少することになる。
両者の比較を示している。（２）の方が約1.3倍の効果
がある。これは、水ロツド領域よりギヤツプ水領域の方
が減速材の集中度が高く、燃料に吸収される以前に効果
よく中性子の減速が行われるためである。また、その結
果、（２）の方法では、ギヤツプ水領域での熱中性子束
が増大し、制御棒価値も増大する。一方、（１）の方法
では、水ロツドを増加するに伴い、燃料棒本数を減少し
なければならず、（２）の方法に比較して熱的余裕が減
少することになる。
第７図，第８図は、本発明の効果を示したものであ
る。前述の現行燃料体 を基準にして燃料に対するギヤツプ水の量を増加する
と、本発明の効果が得られることが分かる。さらに、本
発明によれば、チヤンネルボツクス内のボイド率変化に
伴う減速材対燃料比の変化量が減少するため、炉心軸方
向の出力分布を平坦にする効果もある。
る。前述の現行燃料体 を基準にして燃料に対するギヤツプ水の量を増加する
と、本発明の効果が得られることが分かる。さらに、本
発明によれば、チヤンネルボツクス内のボイド率変化に
伴う減速材対燃料比の変化量が減少するため、炉心軸方
向の出力分布を平坦にする効果もある。
第７図，第８図による断面積比を1.0以上にすると、4
w/o以上の濃縮度の燃料集合体に対しても充分炉停止余
裕を確保できることが分かる。
w/o以上の濃縮度の燃料集合体に対しても充分炉停止余
裕を確保できることが分かる。
＜実施例１＞ 第１図は、本実施例の原子炉の炉心の構成を示す。本
炉心は、1100MWe級の沸騰水型原子炉のものであり、764
体の燃料集合体から構成されている。集合体ピツチは1
5.24cmで、取替燃料として第９図に示す平均濃縮度約6w
/oの集合体に本発明を適用した場合である。燃料ペレツ
トは、表１に示す21〜26を使用している。27は十字形水
ロツドで水ロツド領域断面積は約9cm2で、現行の3cmn2
より大きくしている。これは、ギヤツプ水領域の増大に
よる中性子束分布の歪みを解消し、熱的余裕及び燃料経
済性を向上する働きがある。
炉心は、1100MWe級の沸騰水型原子炉のものであり、764
体の燃料集合体から構成されている。集合体ピツチは1
5.24cmで、取替燃料として第９図に示す平均濃縮度約6w
/oの集合体に本発明を適用した場合である。燃料ペレツ
トは、表１に示す21〜26を使用している。27は十字形水
ロツドで水ロツド領域断面積は約9cm2で、現行の3cmn2
より大きくしている。これは、ギヤツプ水領域の増大に
よる中性子束分布の歪みを解消し、熱的余裕及び燃料経
済性を向上する働きがある。
本実施例では、燃料ペレツト外径を8.6mm、また、チ
ヤンネルボツクスの外巾を従来の13.8cmから13.6cmに減
少することにより、チヤンネルボツクス内に存在する全
燃料棒内のペレツトの横断面積の総和に対するギヤツプ
水領域断面積の比を1.11とした。その結果、濃縮度を6w
/oにしたことで増大した冷温時反応度上昇2.5％Δk/k、
減少した制御棒価値1.5％Δk/kを、冷温時反応度上昇を
3.5％Δk/k、減少し、制御棒価値を0.5％Δk/k増大する
ことで解消した。また、本実施例ではボイド反応度差も
現行と同程度にできるので、炉心軸方向出力分布も現行
濃縮度の場合と同程度に平坦にできる。そのため、現行
炉心の炉内構造物を何ら変更することなく現行取出燃焼
度を二倍以上延長できる高燃焼度炉心が実現できる。本
炉心の省ウラン効果は現行炉心に比べで約20％、また、
再処理量は、単位出力あたり約40％減少できる。
ヤンネルボツクスの外巾を従来の13.8cmから13.6cmに減
少することにより、チヤンネルボツクス内に存在する全
燃料棒内のペレツトの横断面積の総和に対するギヤツプ
水領域断面積の比を1.11とした。その結果、濃縮度を6w
/oにしたことで増大した冷温時反応度上昇2.5％Δk/k、
減少した制御棒価値1.5％Δk/kを、冷温時反応度上昇を
3.5％Δk/k、減少し、制御棒価値を0.5％Δk/k増大する
ことで解消した。また、本実施例ではボイド反応度差も
現行と同程度にできるので、炉心軸方向出力分布も現行
濃縮度の場合と同程度に平坦にできる。そのため、現行
炉心の炉内構造物を何ら変更することなく現行取出燃焼
度を二倍以上延長できる高燃焼度炉心が実現できる。本
炉心の省ウラン効果は現行炉心に比べで約20％、また、
再処理量は、単位出力あたり約40％減少できる。
＜実施例２＞ 本実施例は、集合体ピツチが15.5cmの炉心に本発明を
適用した場合である。取替燃料の濃縮度分布は実施例１
と同じとした。
適用した場合である。取替燃料の濃縮度分布は実施例１
と同じとした。
本実施例では、燃料ペレツト外径を8.76mmチヤンネル
ボツクス外巾を13.9cmにすることによりペレツト領域断
面積に対するギヤツプ水領域断面積比を1.04とした。本
実施例では、集合体ピツチが増大したことに伴に、制御
棒の翼長を長くできるので、実施例１と同等の効果が得
られる。
ボツクス外巾を13.9cmにすることによりペレツト領域断
面積に対するギヤツプ水領域断面積比を1.04とした。本
実施例では、集合体ピツチが増大したことに伴に、制御
棒の翼長を長くできるので、実施例１と同等の効果が得
られる。
本発明によれば、現行炉心の炉内構造物を変更するこ
となしに、濃縮度を４％以上に増加したことに伴う冷温
時の反応度上昇及び制御棒価値の減少を改善できるの
で、中性子平均エネルギーを減少して、炉停止余裕を確
保し、軸方向出力分布を平坦化しつつ、平均取り出し燃
焼度を増大できる。
となしに、濃縮度を４％以上に増加したことに伴う冷温
時の反応度上昇及び制御棒価値の減少を改善できるの
で、中性子平均エネルギーを減少して、炉停止余裕を確
保し、軸方向出力分布を平坦化しつつ、平均取り出し燃
焼度を増大できる。
第１図は、本発明の一実施例の炉心断面図、第２図は、
従来の炉心断面図、第３図は、燃焼集合体の横断面図、
第４図は、濃縮度と冷温時反応上昇の関係を示す線図、
第５図は、濃縮度と制御棒価値との関係を示す線図、第
６図ないし第８図は本発明の効果を示す線図、第９図
は、本発明の他実施例の断面図である。 １……燃料集合体、２……制御棒、３……炉内計装系、
６……燃料棒、７……水ロツド、10……ギヤツプ水領
域、11……チヤンネルボツクス。
従来の炉心断面図、第３図は、燃焼集合体の横断面図、
第４図は、濃縮度と冷温時反応上昇の関係を示す線図、
第５図は、濃縮度と制御棒価値との関係を示す線図、第
６図ないし第８図は本発明の効果を示す線図、第９図
は、本発明の他実施例の断面図である。 １……燃料集合体、２……制御棒、３……炉内計装系、
６……燃料棒、７……水ロツド、10……ギヤツプ水領
域、11……チヤンネルボツクス。
Claims (1)
- 【請求項１】複数の燃料棒とこれを取り囲むチャンネル
ボックスとを有する燃料集合体を複数装荷した原子炉の
炉心において、 前記燃料集合体は等間隔に配置され、 前記燃料集合体の未燃焼時の核燃料物質に対する核分裂
性物質の重量割合が４％以上であり、 前記炉心の最外周部を除き且つ該炉心の燃料有効長の上
・下両端部を除いた中央部の80％の領域で、炉心軸方向
に垂直な横断面での前記チャンネルボックスの外部に存
在する冷却材領域の断面積の、前記チャンネルボックス
の内部に存在する全燃料棒内の燃料ペレットの断面積の
合計に対する比が、1.0以上であることを特徴とする原
子炉の炉心。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP62063885A JP2510559B2 (ja) | 1987-03-20 | 1987-03-20 | 原子炉の炉心 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP62063885A JP2510559B2 (ja) | 1987-03-20 | 1987-03-20 | 原子炉の炉心 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS63231293A JPS63231293A (ja) | 1988-09-27 |
| JP2510559B2 true JP2510559B2 (ja) | 1996-06-26 |
Family
ID=13242188
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP62063885A Expired - Lifetime JP2510559B2 (ja) | 1987-03-20 | 1987-03-20 | 原子炉の炉心 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2510559B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP4984375B2 (ja) * | 2003-03-20 | 2012-07-25 | 株式会社日立製作所 | 沸騰水型軽水炉炉心 |
| EP2618333B1 (en) * | 2003-03-20 | 2015-05-13 | Hitachi, Ltd. | Boiling water reactor core |
Family Cites Families (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS58135989A (ja) * | 1982-02-08 | 1983-08-12 | 株式会社日立製作所 | 沸騰水型原子炉燃料集合体 |
| JPS6079288A (ja) * | 1983-10-07 | 1985-05-07 | 株式会社日立製作所 | 原子炉及びその原子炉内燃料の装荷方法 |
| JPH0631744B2 (ja) * | 1984-11-14 | 1994-04-27 | 株式会社日立製作所 | 沸騰水型原子炉 |
| JPH0644040B2 (ja) * | 1984-11-14 | 1994-06-08 | 松下電工株式会社 | 超音波式防犯装置 |
-
1987
- 1987-03-20 JP JP62063885A patent/JP2510559B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS63231293A (ja) | 1988-09-27 |
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