JP2563492B2

JP2563492B2 - 燃料集合体

Info

Publication number: JP2563492B2
Application number: JP63160409A
Authority: JP
Inventors: 英明宇津野; 淳一山下; 貴顕持田; 修横溝; 敏菅原; 通裕小沢
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1988-06-28
Filing date: 1988-06-28
Publication date: 1996-12-11
Anticipated expiration: 2011-12-11
Also published as: JPH0210191A

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕本発明は燃料集合体に係わり、特に核燃料物質の有効
活用に好適な沸騰水型原子炉の燃料集合体に関する。

〔従来の技術〕

従来の沸騰水型原子炉は、特開昭54−121389号公報に
記載されているように、中性子の減速を促進させるため
に冷却水のみが流れる管（以下、水ロッドと称する）を
有する燃料集合体を炉心内に装荷している。このような
水ロッドの使用は、従来の沸騰水型原子炉の運転条件下
では、ウラン原子に対する水素原子の数が多いほど反応
度が高くなるので、炉心に装架された核燃料物質の有効
活用を可能にする。

しかしながら、さらに核燃料物質の有効活用を図るた
めには、核燃料物質の燃焼に伴って炉心内の水素原子数
を変えた方がよい。

炉心内の水素原子数を核燃料物質の燃焼にに伴って変
えた場合の利点を以下に説明する。

第23図は、沸騰水型原子炉に用いられる代表的な燃料
集合体について横軸に燃焼度、縦軸に反応度の一つの指
標である無限増倍率をとって特性を示したものである。
２本の線はいずれも同一の燃料集合体であるが、破線は
燃料集合体内の冷却材流路における蒸気泡の体積率（ボ
イド率）を一定（ボイド率30％）にして燃焼させた場合
を、実線は最初高ボイド率（ボイド率50％）で運転して
途中でボイド率を下げた（ボイド率30％）場合を示す。
第23図より明らかなように、初めボイド率を高くして燃
焼させて後でボイド率を下げた方が、より高い燃焼度を
得ることができる。

これは、ボイド率が高く、ウラン原子数に対する水素
原子数の比が小さい、即ち水素原子数が小さい方が、中
性子の平均速度が大きく、ウラン238に吸収され易いた
めである。沸騰水型原子炉で用いられる核燃料物質中に
は、ウラン235とウラン238とが含まれており、ウラン23
5が核燃料物質全体の数％で大部分をウラン238が占めて
いる。このうち、中性子を吸収して核分裂を生じるのは
主にウラン235のみであり、ウラン238はほとんど核分裂
を生じない。従って、ウラン235が燃焼によって減少す
ると反応度は低下する。

しかし、ウラン238も核分裂によって生じる高エネル
ギの中性子を吸収するとプルトニウム239に変わる。プ
ルトニウム239は、ウラン235と同じく、減速された熱中
性子を吸収して核分裂を起こす。ボイド率が高い程、中
性子のエネルギが高くてウラン238からプルトニウム239
に転換される割合が大きく、ウラン235及びプルトニウ
ム239の核分裂が抑制される。従って、ボイド率が高い
程、ウラン235とプルトニウム239の総量の減少が遅い。

ただし、ボイド率が高いと、反応度の絶対値は低い。
このため、ボイド率が高いままでは、ボイド率が低い場
合に比べて反応度が臨界を維持できる最低レベルに早く
達してしまう。そこで、その時点でボイド率を下げる
と、中性子の減速効果が増し、高ボイド率一定で燃焼し
た場合に比べてウラン235及びプルトニウム239の核分裂
が増し、反応度はより高くなる。従って、臨界に必要な
最低反応度になるまで、核燃料物質に含まれる核分裂性
物質をより長く燃焼させることができる。

以上述べたことが、核分裂性物質の燃焼に伴ってボイ
ド率を変化させることにより核燃料物質の有効活用を図
る原理であって、スペクトルシフト運転と呼ばれる。

このようなスペクトルシフト運転のため、核燃料物質
の燃焼に伴って炉心内の水素原子数を変える方法として
は、従来、特開昭57−125390号公報及び特開昭57−1253
91号公報に記載のように、低速中性子吸収水押棒及びこ
の水押棒よりも反応度価値が大きいステンレス鋼にて構
成される中速中性子吸収水押棒を設け、これらの水押棒
の炉心内への挿入量を制御して炉心内の冷却水量を調節
する方法がある。即ち、水押棒が炉心内の水素原子数を
変える手段を構成し、水押棒の炉心内への挿入量を増す
と炉心内の冷却水量が減り、この挿入量を減らすと炉心
内の冷却水量が増加する。しかしながらこの方法は、種
類の異なる水押棒を新たに設け、駆動手段にて水押棒を
操作しなければならなく、構造，操作上複雑になる。

このような問題を解決するための静的な手段を用いた
燃料集合体が特開昭61−38589号公報に示されている。
この公報は、水素原子数を変える手段として燃料集合体
の水ロッド内にウラン235濃度の低い燃料棒を設置し、
この燃料棒のウラン235の消失後における水ロッド内の
ボイド量の変化を利用することを記載している。

また、水押棒のような新たな操作手段を設ける必要の
ない方法として、炉心を流れる冷却水流量を調節する方
法がある。燃料サイクル始めの炉心を流れる冷却水流量
を少なくし、燃料サイクル途中からその冷却水流量を増
やすものである。

しかしながら、構造の単純な水ロッド内に静的手段を
設ける方法及び炉心を流れる冷却水流量（炉心流量とい
う）を変えることによって炉心内の水素原子数を変更す
る方法は、いずれも、炉心のボイド率の変化幅があまり
大きくとれないという問題があり、実際の原子炉に適用
が困難である。

第24図は炉心流量に対する炉心平均ボイド率の依存性
を示すものである。炉心流量は、下限を熱的限界によっ
て制限され、上限を再循環ポンプ能力および流動振動に
よって制限されている。従って、沸騰水型原子炉が定格
の熱出力を出している状態では、定格の100％炉心流量
を中心に、ある狭い範囲でしかボイド率を変化させるこ
とができない。例えば、炉心流量を変化できる幅を80〜
120％までとすると、ボイド率の変化幅は約９％とな
る。

また特開昭61−38589号公報に示されたように水ロッ
ド内に燃焼に伴って発熱量の低下する発熱体（核燃料物
質）を置いた構造でも、水ロッド内のボイド率は高々30
％程度した変化しない。水ロッド内の水は冷却に寄与し
ないので、水ロッドの燃料集合体内に占める横断面積は
あまり大きくできない。仮りに燃料集合体内の冷却水流
路の３割を水ロッドの横断面積にあてたとしても、30％
のボイド率変化は燃料集合体全体にならすと９％（30％
×0.3）に相当する。また、発熱体として濃縮度の低い
燃料棒を用いているので、構造が複雑であり、製造が面
倒である。

より大きなボイド率変化幅を達成するには、水ロッド
内の流量を極端に大きく変化させるか、あるいは水ロッ
ド内の核燃料物質の発熱量をもっと大幅に変化させるか
すれば良いが、そのような大幅な流量、発熱量の変化を
可動部なしに行うことはできない。可動部をつけた場
合、信頼性に問題が生じ、また構造が複雑となる等の問
題がある。

このような背景から、単純な構造で燃料集合体内平均
ボイド率を大幅に変化させることを可能とするため、原
子力学会「昭63年会」（1988.4/4−4/6）発表No.F15
「大幅スペクトルシャフトBWR炉心概念（１）」、及び
特願昭61−217165号には、燃料集合体の下部に抵抗体を
設け、水ロッドに、前記抵抗体より下方の領域で開口し
た冷却材流入口を有する冷却材上昇流路と、前記冷却材
上昇流路に連絡され前記抵抗体よりも上方の領域に開口
した冷却材吐出口を有する冷却材下降流路とを設けるこ
とが提案された。

このように構成された燃料集合体においては、炉心を
通過する冷却材の流量が低下すると、水ロッドの冷却材
下降流路内に蒸気が充満され、その冷却材流量が増加す
ると冷却材下降流路内の蒸気量が著しく減少する。従っ
て、燃料集合体内平均ボイド率を大幅に変化させること
が可能となり、燃料サイクル末期での反応度増加が可能
となる。

即ち、冷却材流量が小さい運転サイクル前半では、水
ロッド冷却材下降流路内において冷却材が位置する炉心
下部で減速材密度が大きく、蒸気が位置する炉心上部で
減速材密度が小さくなる。従って、運転サイクル前半で
は主に炉心下部が燃焼し、炉心上部ではウラン238から
プルトニウム239への転換が図られ、運転サイクル後半
には、サイクル前半で転換された炉心上部のプルトニウ
ム239が主に燃焼に寄与するため、スペクトルシフト効
果による燃料の燃焼効率が高まる。

〔発明が解決しようとする課題〕

しかしながら、上記従来の燃料集合体では、運転サイ
クル後半でプルトニウム239が燃焼に寄与することによ
り、燃料棒の軸方向出力分布がプルトニウム239が位置
する燃料棒上部で高く歪む。このため運転サイクル後半
では炉心上部、特に頂部で線出力密度（kw/m）が高くな
り、線出力密度の制限値に対する余裕が小さくなるとい
う問題があった。線出力密度の観点からは、できるだけ
出力分布が平坦化していることが望ましい。

本発明の目的は、単純な構造で燃料集合体内の平均ボ
イド率を大幅に変化させることができると共に、運転サ
イクル後半においても出力分布を平坦化できる燃料集合
体を提供することである。

〔課題を解決するための手段〕

上記目的は、上記部タイプレートと、下部タイプレー
トと、上端部が前記上部タイプレートに保持され下端部
が前記下部タイプレートに保持され、内部に複数の燃料
ペレットを充填した複数の燃料棒と、前記燃料棒間に配
置された複数の水ロッドと、下部に配置された抵抗体と
を有し、前記水ロッドが、前記抵抗体より下方の領域で
開口した冷却材流入口を有する冷却材上昇流路と、前記
冷却材上昇流路に連絡され前記抵抗体よりも上方の領域
に開口した冷却材吐出口を有する冷却材下降流路とを備
えている燃料集合体において、前記水ロッドの上部に、
上端部分に開口を有する貯水部を設けたことを特徴とす
る燃料集合体によって達成される。

一般的に、前記水ロッドの貯水部は、下端が前記燃料
棒の燃料ペレット充填領域の上端とほぼ等しいか又はそ
れより下方に位置させる。

前記燃料棒が燃料有効部の長さを短くした燃料ペレッ
ト充填領域を有する燃料棒を含む場合は、前記水ロッド
の貯水部は、下端がこの燃料棒の燃料ペレット充填領域
の上端とほぼ等しいか又はそれより下方に位置させる。

前記燃料棒が、前記燃料ペレット充填領域で構成され
る燃料有効部の上端に天然ウランプランケット領域を有
している場合は、前記水ロッドの貯水部は、下端が前記
天然ウランブランケット領域の下端とほぼ等しいか又は
それより下方に位置させる。

前記上部タイプレートに保持される前記水ロッドの上
端部は、前記貯水部の上端に突設してもよい。

前記貯水部は上端を開口した水ロッド外管の延長部で
構成され、前記水ロッド外管延長部を前記上部タイプレ
ートで保持することができる。

また、前記水ロッドの外周形状を四角とし、そのコー
ナ部に前記冷却材下降流路を設けてもよい。この場合、
前記四角型の水ロッドを前記燃料棒の３行３列が占める
領域に配置することができる。

また前記四角型の水ロッドのコーナ部の１つに、前記
冷却材流入口に隣接して開口した給水流入口を有し、前
記貯水部に開口した給水吐出口を有する給水上昇流路を
設けてもよい。

〔作用〕

前記水ロッドの上部に、上端部分に開口を有する貯水
部を設けることにより、減速材が燃料棒の頂部付近に配
置され、運転サイクル前半で水ロッド内の冷却材下降流
路の上部に充満される蒸気による燃料棒頂部でのウラン
238からプルトニウム239への転換が抑制される。このた
め、運転サイクル後半でそのプルトニウムが燃焼するこ
とにより出力分布が平坦化され、燃料棒頂部での線出力
密度の上昇が緩和される。

運転サイクル後半に出力分布が上に高く歪み、線出力
密度が厳しくなるのは燃料棒頂部のみであり、スペクト
ルシフト運転の効果をできるだけ活用し、核燃料物質の
有効利用を図るためには、水ロッド頂部に配置される貯
水部は、燃料集合体の必要かつ十分な領域のみとする。
この観点から、一般的には、水ロッドの貯水部は、下端
が前記燃料棒の燃料ペレット充填領域の上端とほぼ等し
いか又はそれより下方に位置するようにする。

前記燃料棒が燃料有効部の長さを短くした燃料ペレッ
ト充填領域を有する燃料棒を含む場合は、水ロッドの貯
水部は、下端がこの燃料棒の燃料ペレット充填領域の上
端とほぼ等しいか又はそれより下方に位置するようにす
る。これにより当該燃料棒に対しても運転サイクル後半
における出力分布の平坦化が可能となる。

前記燃料棒が、前記燃料ペレット充填領域で構成され
る燃料有効部の上端に天然ウランブランケット領域を有
している場合は、前記水ロッドの貯水部は、下端が前記
天然ウランブランケット領域の下端とほぼ等しいか又は
それより下方に位置するようにする。当該燃料棒におい
て、天然ウランブランケットは燃料棒頂部の燃焼を抑制
し、出力分布を平坦化させる作用を持つ、しかしながら
この部分まで上記水ロッドが配置されていると、運転サ
イクル前半においては水ロッド上部の蒸気の充満により
天然ウラン部分のH/U比が減少し、燃料ペレット充填領
域とはH/U比に対する無限増倍率の特性の異なる天然ウ
ランに対しては減速不足の状態となり、燃焼の抑制がう
まく行えなくなる。従ってこの部分に上記のように貯水
部を配置することにより、運転サイクル前半における天
然ウランの燃焼抑制作用を有効化し、燃料の核特性上不
利にならない範囲で出力分布の平坦化を図り、炉心流量
を変えることにより燃料ペレット充填領域のスペクトル
シフト運転を効率よく行うことができる。

前記上部タイプレートに保持される前記水ロッドの上
端部を、前記貯水部の上端に突設した場合には、貯水部
の保有水量を増加させることができ、また当該突設部の
長さが短くなるため金属量を低減することができる。

前記貯水部を上端が開口した水ロッド外管の延長部で
構成し、前記水ロッド外管延長部を前記上部タイプレー
トで保持した場合には、貯水部の保有水量を著しく増加
できる。

また、前記水ロッドの外周形状を四角とすることによ
り、例えば当該水ロッドを燃料棒の３行３列が占める領
域に配置することができる。このため燃料棒に対して水
ロッドの占める面積の割合を最も大きくすることがで
き、水ロッド内の同一のボイド率変化に対して燃料集合
体全体としてのボイド率変化を最も大きくすることがで
き、最も高いスペクトルシフト運転の効果を得ることが
できる。コーナ部に前記冷却材下降流路を設けた場合
は、水ロッドの外管及び仕切板のみで冷却材下降流路を
形成することができ、構造が簡単で製造性に勝れてい
る。

前記四角型の水ロッドのコーナ部の１つに、前記冷却
材流入口に隣接して開口した給水流入口を有し、前記貯
水部に開口した給水吐出口を有する給水上昇流路を設け
た場合は、給水上昇流路よりサブクールの冷却材を貯水
部に供給でき、貯水部における中性子の減速効果が大き
くなるので、燃料棒の燃料ペレット充填領域上部の反応
度が向上し、経済性が更に良くなる。

〔実施例〕

以下、本発明の一実施例による燃料集合体を第１図〜
第４図を参照して説明する。

本実施例の燃料集合体10は、第１図に示すように、燃
料棒11、上部タイプレート12、下部タイプレート13、及
び水ロッド19を有している。燃料棒11の上下端部は、上
部タイプレート12及び下部タイプレート13にて保持され
る。水ロッド19も、両端部が上部タイプレート12及び下
部タイプレート13に保持される。また第２図に示すよう
に、燃料集合体の軸方向には燃料スペーサ16が幾つか配
置され、燃料棒11相互間の間隙を適切な状態に保持して
いる。燃料スペーサ16は、水ロッド19にて保持される。
上部タイプレート12はチャンネルボックス17に取付けら
れ、チャンネルボックス17は燃料スペーサ16で保持され
た燃料棒11の束の外周を取囲んでいる。下部タイプレー
ト13は、上端部に燃料棒支持部14を有し、しかも燃料棒
支持部14の下方に空間15を形成している。燃料棒支持部
14が、燃料棒11及び水ロッド19の下端部を支持してい
る。

燃料棒11は、第３図に示すように、上部端栓31及び下
部端栓32にて両端が密封された被覆管30内に多数の燃料
ペレット33を装荷したものである。ガスプレナム34が、
被覆管30内の上端部に形成される。水ロッド19の直径
（後述する外管21の外径）は燃料棒11の直径よりも大き
く、水ロッド19は燃料集合体10の横断面の中央部に配置
されている。

水ロッド19の詳細構造を第１図（ａ）及び（ｂ）によ
り説明する。水ロッド19は、四角型外管21、コーナ部仕
切板20、及び外管21の頂部に位置する貯水部80より構成
される。仕切板20は四角型外管21の４つのコーナー部に
配置されている。外管21の上端はカバー部23にて密封さ
れており、カバー部23と外管21の延長部21Aにて貯水部8
0を構成している。

カバー部23は、仕切板20の上端との間に間隙を形成す
るように仕切板20の上端を被っている。カバー部23の上
部の上部端栓83は、上部タイプレート12に挿入されて保
持される。仕切板20は、その両端が外管21の内面に固定
される。外管21の内面及び仕切板20にて形成される八角
形の通路が冷却水上昇流路25を構成する。外管21のコー
ナー部及び仕切板20にて囲まれる４つの三角形の通路
が、それぞれ冷却水下降流路26を構成する。冷却水上昇
流路25の下端部に形成された冷却水流入口28は、下部タ
イプレート13の燃料棒支持部14を貫通し、下部タイプレ
ート13の空間15に開口している。冷却材下降流路26の下
端部に冷却水吐出口29が形成され、冷却水吐出口29は、
料棒支持部14よりも上方の領域に開口している。

燃料棒支持部14は、燃料集合体10の下方空間15から燃
料棒11相互間に導入される冷却水流に対する抵抗体の機
能を有している。冷却水上昇流路25と冷却水下降流路26
とは、水ロッド19の上端部に形成された反転部27によっ
て連絡されている。このように水ロッド19は、内部に冷
却水上昇流路25、冷却水下降流路26及び反転部27からな
る逆Ｕ字状の冷却水流路を有している。

また四角型水ロッド19は、第４図に示すように、燃料
集合体10において燃料棒11の３行３列の占める領域に配
置されている。

また四角型水ロッド19は、第４図に示される４本の四
角型水ロッド19を１本にして、第4A図に示すように、燃
料集合体10の中央部に、燃料棒11の６行６列の占める領
域に配置してもよい。

以上のように構成された本実施例の燃料集合体10にお
ける上記水ロッド19の動作原理を以下に説明する。

第５図は上記水ロッドの構造を概略的に示しており、
この図では水ロッドは符号１示されている。水ロッド１
は、基本的には、燃料集合体の下部に設けられた抵抗体
（例えば下部タイプレート）６よりも下方の領域に冷却
材流入口４が開口した冷却材上昇流路２と、この冷却材
上昇流路内を流れる冷却材流を反転させて下方に導き、
しかも冷却材吐出口５が抵抗体６よりも上方の領域に開
口した冷却材下降流路３とを有している。抵抗体６に
は、複数の冷却材流通孔７が設けられている。

抵抗体６に設けられた冷却材流通孔７を流れる冷却材
（冷却水）の流量が変化すると、抵抗体６より下方の領
域と抵抗体６より上方の領域との間の差圧ΔＰが変化す
る。縮流抵抗による差圧は冷却水流量のほぼ２乗に比例
するので、たとえば抵抗体６を通過する冷却水流量が80
％から120％に変わったとすると、差圧ΔＰは約2.25倍
になる。

一方、水ロッド１内の冷却水量と水ロッド１における
出入口間の差圧（冷却材流入口４と冷却材吐出口５との
間の差圧）との関係は第６図に示すようになる。冷却水
流量を零から増加させると水ロッド１の出入口間の差圧
は極大値S₀に達し、さらに冷却水流量を増加すると水ロ
ッド１の出入口間の差圧は一旦極小になった後、再び単
調に増加する。これは、第７図に示した現象に起因して
いる。第７図（ａ）は第６図のＳ点での水ロッド１内の
状態を示し、第７図（ｂ）は第６図のＴ点での、第７図
（ｃ）は第６図のＵ点での水ロッド１内の状態をそれぞ
れ示している。

水ロッド１内の冷却水も、水ロッド１の周囲にある燃
料棒から照射される中性子及びガンマ線によって、0.5
〜2W/cm²程度の割合で発熱する。水ロッド１内を流れる
冷却水の流量が非常に少ない場合（第６図のＳ点の状
態）は、水ロッド１内の冷却水が中性子等の照射によっ
て発熱するとともに蒸発し、この蒸気が第７図（ａ）に
示すように冷却材上昇流路２及び冷却材下降流路３の上
部に充満する。冷却材上昇流路２内には液面L1ができ、
水ロッド１の出入口間の差圧はこの液面L1と水ロッド１
の冷却材吐出口５（冷却材下降流路３の出口）の液面L2
の静水頭差によって発生する。冷却材上昇流路２内に流
入する冷却水流量は、蒸気になって冷却材吐出口５から
流出する流量とバランスする。

冷却水流量を第６図のＳ点から増加していくと、冷却
材上昇流路２内への冷却水の流入量が冷却水の蒸発量を
上回わる。このような場合（例えば第６図のＴ点）には
第７図（ｂ）に示すように冷却水が冷却材下降流路３内
を流下する。このとき、冷却水上昇流路２内の静水頭の
一部分が冷却材下降流路３内を流れる冷却水の重量によ
って打消されるため、水ロッド１の出入口間の差圧は極
大値S₀よりも減少する。しかし、さらに冷却水流量を増
加すると、冷却材流入口４から流入した未飽和水は冷却
材上昇流路２及び冷却材下降流路３内で沸騰が抑制され
たまま（ボイド率が著しく低減された状態で）冷却材吐
出口５から流出する（第６図のＵ点及び第７図（ｃ）の
状態）。このため冷却材上昇流路２及び冷却材下降流路
３内はほとんど単相流となる。従って、第７図（ｃ）の
状態で冷却材上昇流路２及び冷却材下降流路３内の冷却
材吐出口５のレベルにおける各静水頭は打消し合って、
それらの静水頭差が非常に小さくなる。しかし、水ロッ
ド１内を流れる冷却水流量が大きいため、摩擦や冷却水
流れの反転による圧力損失が増大し、水ロッド１の出入
口間の差圧は再び上昇する。

以上述べた現象によって、水ロッド１の出入口間の差
圧の変化量が少なくても、水ロッド１内の冷却水流量の
変化幅は非常に大きくなり、ボイド率の変化幅も著しく
増大する。

従って、例えば炉心流量が80％の時における水ロッド
１の出入口間の差圧が第６図の縮小値T₀に対応する水ロ
ッド１の出入口間の差圧以下で、炉心流量120％の時に
おける水ロッド１の出入口間の差圧が第６図の極大値S₀
に対応する水ロッド１の出入口間の差圧を越えるように
抵抗体６の抵抗を調節しておけば、燃料集合体内を流れ
る冷却水流量（炉心流量）の変化によって大幅なボイド
率変化を実現することができる。上記の例で炉心流量80
％は極大値S₀よりも左側、好ましくは第６図のＱ点（極
小値T₀と同じ出入口間の差圧）よりも左側にあり、炉心
流量120％は極小値T₀よりも右側、好ましくは第６図の
Ｒ点（極大値S₀と同じ出入口間の差圧）よりも右側にあ
る。

以上の原理で動作する水ロッド19を有する本実施例の
燃料集合体10においては、燃料集合体10を沸騰水型原子
炉の炉心内に装荷して（全燃料集合体が当該燃料集合
体）沸騰水型原子炉を運転すると、冷却水の大部分は、
下部タイプレート13の空間15（第２図）及び燃料棒支持
部14に設けられた貫通孔18を通って燃料集合体10の燃料
棒11相互間に直接導入される。下部タイプレート13の空
間15に流入した冷却水の残りの部分は、冷却水流入口28
から水ロッド19の冷却水上昇流路25内に流入し、さらに
反転部27及び冷却水下降流路26を介して冷却水吐出口29
から燃料棒支持部14より上方の領域に吐出される。冷却
水吐出口29から吐出される冷却水は、冷却水流入口28か
ら水ロッド19内に流入する冷却水の流量の多少に応じて
前述したように液体または気体（蒸気）となる。本実施
例は、炉心流量100％（水ロッド19内では第６図の極大
値S₀での流量状態）以下で第７図（ａ）の状態が水ロッ
ド19内に生じ、炉心流量110％（水ロッド19内では第６
図のＲ点での流量状態）で第７図（ｃ）の状態が水ロッ
ド19内に生じるように、燃料棒支持部14の圧力損失、内
管20及び外管21の仕様があらかじめ設定されている。従
って炉心流量を100％から110％を含む範囲で変化させる
ことにより燃料集合体内平均ボイド率を大幅に変化させ
ることが可能となり、燃料サイクル末期で反応度を増加
させるスペクトルシフト運転の効果を向上させることが
できる。

また本実施例においては、四角型の水ロッド19は、第
４図に示すように燃料集合体10において燃料棒11の３行
３列の占める領域に配置されている。水ロッド形状を四
角型とすることで、燃料棒11の３行３列の占める領域に
対して水ロッドの面積を最も大きくすることができるた
め、水ロッド内の同一のボイド率変化に対して、燃料集
合体全体としてのボイド率変化を最も大きくすることが
できる。このため、本実施例の燃料集合体10により、最
も高いスペクトルシフト運転の効果が得られる。また、
四角型の外管21および仕切板20のみで冷却水上昇流路25
と冷却水下降流路26を形成することが可能で、構造が単
純なため、製造性に勝れている。

また本実施例においては、水ロッド19の上部に上端部
分に開口を有する貯水部80を設けていることにより、更
に以下の効果を発揮する。

上記原理で作動する水ロッド19を有する燃料集合体10
においては、上述したように、冷却材流量が小さい運転
サイクル前半では、水ロッド冷却材下降流路26内におい
て冷却材が位置する炉心下部で減速材密度が大きく、蒸
気が位置する炉心上部で減速材密度が小さくなる。従っ
て、運転サイクル前半では主に炉心下部が燃焼し、炉心
上部ではウラン238からプルトニウム239への転換が図ら
れ、運転サイクル後半には、サイクル前半で転換された
炉心上部のプルトニウム239が主に燃焼に寄与するた
め、スペクトルシフト効果による燃料の燃焼効率が高ま
る。

しかしながら、このようにスペクトルシフト運転がな
された場合、運転サイクル後半でプルトニウム239が燃
焼に寄与することにより、燃料棒の軸方向出力分布がプ
ルトニウム239が位置する燃料棒上部で高く歪む。この
ため運転サイクル後半では炉心上部、特に頂部で線出力
密度（kw/m）が高くなり、線出力密度の制限値に対する
余裕が小さくなる。線出力密度の観点からは、できるだ
け出力分布が平坦化していることが望ましい。

水ロッド19の上部に上端部分に開口を有する貯水部80
を設けることにより、貯水部80に水・蒸気からなる二相
流が流れ込む。このうち蒸気は浮力により貯水部80から
流出し、水のみが貯水部80に溜まる。従って、減速材が
燃料棒11の頂部付近に常時配置されることになり、運転
サイクル前半で水ロッド19内の冷却材下降流路26の上部
に充満される蒸気による燃料棒頂部でのウラン238から
プルトニウム239への転換が抑制される。このため、運
転サイクル後半でそのプルトニウムが燃焼することによ
り出力分布が平坦化され、燃料棒頂部での線出力密度の
上昇が緩和される。

運転サイクル後半に出力分布が上に高く歪み、線出力
密度が厳しくなるのは燃料棒11の燃料ペレット33の頂部
のみであり、スペクトルシフト運転の効果をできるだけ
活用し、核燃料物質の有効利用を図るためには、水ロッ
ド頂部に配置される貯水部80は、燃料集合体10の必要か
つ十分な領域のみとする。即ち、水ロッド19の貯水部80
は、下端が前記燃料棒11の燃料ペレット充填領域33の上
端とほぼ等しいか又はそれより下方に位置するようにす
る。本実施例では、貯水部80の下端が燃料棒11の燃料ペ
レット充填領域33の上端より少し下方に位置するように
する。即ち、燃料棒支持部14から水ロッド19までの高さ
l2が燃料ペレット33の高さl1よりも低くなるように貯水
部80の高さl3が設定されている。なお、燃料棒11は、照
射変形により燃料有効部である燃料ペレット充填領域が
5cm程度伸長する。従って、上記高さ関係はこのことを
考慮し、伸長後の状態でそうなるように決定する。

本発明の他の実施例を第８図〜第10図を参照して説明
する。

前述の実施例では、燃料有効部全体に燃料ペレット33
を充填しているが、燃料経済性を向上させること及び炉
心の停止余裕の増大をはかるため、燃料有効部の上端部
に天然ウランブランケット領域を設置することが有効で
ある。第８図は燃料棒の燃料有効部の上端が天然ウラン
ブランケット領域になっている場合の実施例を示すもの
である。

第８図において、燃料棒11Aは、濃縮された燃料有効
部33とその上方にある天然ウランブランケット領域89よ
り構成された燃料有効部を有しており、プレナム部34は
天然ウランブランケット領域89の上部に位置している。
水ロッド19Aの上端高さ位置は、燃料有効部の上端では
なく、濃縮された燃料有効部33の上端、即ち天然ウラン
ブランケット領域89の下端にほぼ等しいか又はそれより
下方にあり、天然ウランブランケット領域89に対応する
部分に貯水部80Aが配置されている。水ロッド上端を天
然ウランブランケット領域89にまで拡張しない理由は、
天然ウランブランケット領域の核的特性を考慮したため
である。以下それについて説明する。

一般に、燃料の無限増倍率は、減速材の量を増加させ
ると最大になる値があり、それ以上減速材を増加させる
と減少する傾向を持つ。第９図に、減速材に対する無限
増倍率の関係を示す。横軸は、水素対ウラン原子数比
（H/U比）をとっており、減速材である水が増加する
と、H/U比は増加する。

無限増倍率が減速材に対して最大値を持つのは、H/U
比が増加すると、中性子の減速が促進され、共鳴吸収か
ら逃れる確率ｐが増加する一方、減速材の熱中性子吸収
が増えるので熱中性子利用率ｆが減少することから、ｐ
とｆ両者が相殺し合うためである。沸騰水型原子炉の燃
料は、通常の運転領域では、出力反応度係数を負にして
自己制御しやすい状態に保つ意味から、第９図の領域Ａ
で示す減速不足状態の範囲に入っている。

ところが、天然ウランの場合、ウラン235の量が通常
の燃料の1/3〜1/4であるため、ウラン235の熱中性子吸
収断面積が減少し、熱中性子利用率ｆが低下する。ま
た、全体の熱中性子吸収断面積が減少するので、減速材
の熱中性子吸収断面積の割合が相対的に増加する。従っ
て、H/U比が変化したとき、熱中性子利用率ｆの変化の
割合が大きい。そのため、第10図の破線に示すように、
天然ウランは通常燃料と比べ、ｆは右下がりで急な傾き
を持ち、無限増倍率は最大値が左にずれる。以上から天
然ウランは通常の運転領域Ａで、減速過剰の状態にな
り、H/U比が増加すると無限増倍率は減少する。

このような理由から、天然ウランブランケット領域89
は燃料棒頂部の燃焼を抑制し、出力分布を平坦化させる
作用を持つ。しかしながらこの部分まで水ロッド19Aが
配置されていると、運転サイクル前半においては水ロッ
ド上部の蒸気の充満により天然ウランブランケット領域
89のH/U比が減少し、天然ウランに対しては減速不足の
状態となり、燃焼の抑制がうまく行えなくなる。従って
この部分に上記のように貯水部80を配置することによ
り、運転サイクル前半における天然ウランの燃焼抑制作
用が確実に行え、燃料の核特性上不利にならない範囲で
出力分布の平坦化を図り、炉心流量を変えることにより
燃料ペレット充填領域のスペクトルシフトウンテンを効
率よく行うことができる。

本発明の更に他の実施例を第11図を参照して説明す
る。前述の実施例では、燃料棒を燃料有効部が通常の長
さを持つ１種類のみとしたが、燃料経済性を向上させる
こと及び炉心の停止余裕の増大を図るため、燃料有効部
の長さを短くした燃料ペレット充填領域を有する燃料棒
を含ませることが有効である。第11図はこのような場合
の実施例を示すものである。

第11図において、燃料棒11は第１図及び第３図に示し
た燃料棒11と同様、通常の長さのペレット充填領域33か
らなる燃料有効部を有し、燃料棒11Bは、ペレット充填
領域33より長さの短いペレット充填領域33Bからなる燃
料有効部を有しており、プレナム部34はペレット充填領
域33Bの上部に位置している。水ロッド19Bの頂部に位置
する貯水部80Bの下端高さは、燃料棒11の燃料有効部の
上端ではなく、燃料棒11Bの燃料有効部33Bの上端にほぼ
等しいか又はそれより下方に位置している。これにより
燃料有効部の短い燃料棒11Bに対しても運転サイクル後
半における出力分布の平坦化が可能となる。

本発明の更に他の実施例を第12図を参照して説明す
る。本実施例では、水ロッド19Cの上端に位置する貯水
部80へ冷却水を導く給水上昇流路85を設けている。給水
上昇流路85は、冷却水下降流路26と同様に、四角型外管
21のコーナー部と仕切板21により囲まれるが、その下端
には給水流入口86をまた上端には給水吐出口87を有して
いる。給水流入口86は冷却材流入口28に開口しており、
冷却材流入口28に流入した冷却材の一部が、給水流入口
86より流入し、給水上昇流路85を上昇する。給水吐出口
87は、貯水部80に開口しており、給水上昇流路85を上昇
した冷却材は、給水吐出口87より貯水部80に吐出され
る。冷却材流入口28の径、給水流入口86、給水上昇流路
85および給水吐出口87の流路抵抗は給水上昇流路85内に
水面ができないように適当に設定する。

本実施例によれば、給水上昇流路85より貯水部80に冷
却材を供給した場合、サブクールの冷却材が供給される
ため、貯水部80における中性子の減速効果が大きくなる
ので、燃料棒の燃料有効部上部の反応度が向上し、経済
性が更に良くなる。

第13図は、丸型水ロッド19Dの上端に貯水部80Dを設け
た実施例を示す。図中第１図及び第３図に示す部材と同
等の部材には同じ符号を付してある。このように丸型水
ロッド19Dで燃料集合体10Dを構成しても上述したのと同
様の効果を得ることができる。

次に、第14図〜第22図を参照して水ロッド上端の貯水
部の構成に関する変形例又は修正例を説明する。これら
図において、貯水部は便宜上共通的に符号80で示す。

第14図は、貯水部80の上部に傘部81を設けたものであ
る。集合体出口における流動は、液相と気相の環状二相
流であり、水ロッドの周囲には液膜流れが形成されてい
る。傘を設けたことにより、液膜流れが効率良く補集さ
れ、逆に蒸気は貯水部に混入しにくくなる。この傘部81
は上部タイプレート下部に設けてもよい。

第15図は、傘部81の上部に幾つかの傘部口82を開けた
ものであり、貯水部80の上部に入り込んだ蒸気あるいは
γ線発熱で発生した蒸気が貯水部80から抜け易くなる。

第16図は、上部端栓83を貯水部80の上端から設けたも
ので、これにより貯水部80の保有水量を増加させること
ができる。また、端栓83の長さが短くなるため、金属量
を低減することができる。

第17図に示す如く、貯水部開口部84を、貯水部側面に
配置してもよい。これによって第14図と同様に、液膜流
れの補集が効率的に行える。また、貯水部上端を本図の
ように曲面で形成することにより、この部分での圧力損
失を低減できる。もちろん、曲面部に幾つかの孔を設
け、貯水部内の蒸気を逃し易くしてもよい。

蒸気を効率良く逃す方法として、第18図に示すように
上部端栓に直接穴85を開ける方法も可能である。

第19図に示すように、貯水部80の上方を開口した水ロ
ッド外管21の延長部21Aを上部タイプレートで保持し、
上部タイプレート上方の液が貯水部80に流れ込む構造に
してもよい。この構造にすれば貯水部80の保有水量が著
しく増加できる。

貯水部への液流入量を多くする方法として、第20図に
示した貯水部側面に液膜流の流入口として貯水部開口部
84を設けてもよい。また、本構造にすれば、事故時に上
部タイプレート上部から非常用冷却水が炉心に流れ込
み、炉心冷却が促進される効果も期待できる。

貯水部80内の水は、γ線による加熱のためにわずかに
沸騰する。沸騰による水の攪拌と貯水部上方からの水の
流入により、貯水部80内の水は徐々に交換される。従っ
て、貯水部80内で水垢が発生した貯水部80の健全性が損
なわれる可能性は小さい。しかしながら、さらに確実に
水垢の発生および沈着を防ぐには、第21図に示すように
貯水部側面の下方側面に液流出用の開口部84を設ける構
造とすればよい。ただし、この開口部84からの水の流出
量は貯水部上方からの流入量より小さくなるように穴の
径を調節しておく。これより、貯水部80の水量を常に保
持しつつ、新しい水に交換されるので、貯水部80内の水
垢付着を防ぐことができる。

貯水部80の水垢付着を低減する他の方法として、第22
図に示すように貯水部80からの水の流出口84Aを貯水部
上方に設け、流出口84Aを通路84Bで貯水部80の底に連通
させることにより、貯水部内に溜まった水の静圧による
流出を防ぐことができる。このため、水垢の循環が円滑
に行える。

また、貯水部80の内面をセラミック等の非腐食性の材
料でコーティングすれば、流出口を設けなくとも、貯水
部の健全性を維持することができる。

第１図の水ロッド19を９行９列に燃料棒を配列した燃
料集合体に適用することができる。すなわち、燃料集合
体横断面中央部で、燃料棒を３行３列に配置できる領域
に１本の水ロッド19を配置する。この構成によっても、
水ロッド19の機能を発揮できる。

〔発明の効果〕

本発明によれば、ボイド率を大幅に変化させることの
できる水ロッドの頂部に貯水部を設け、その貯水部を好
ましくは下端が燃料棒の燃料ペレット充填領域の上端と
ほぼ等しいか又はそれより下方に位置するように配置し
たので、運転サイクル前半で燃料棒頂部でのプルトニウ
ムへの転換が適度に抑制され、運転サイクル後半での出
力分布を平坦化でき、燃料棒頂部での線出力密度の上昇
を緩和できる。

燃料有効部の長さを短くした燃料ペレット充填領域を
有する燃料棒に対しては、貯水部の下端を当該燃料棒の
燃料ペレット充填領域の上端とほぼ等しいか又はそれよ
り下方に位置するように配置することにより、当該燃料
棒に対しても運転サイクル後半における出力分布の平坦
化が可能となる。

燃料ペレット充填領域で構成される燃料有効部の上端
に天然ウランブランケット領域を有する燃料棒に対して
は、貯水部の下端を天然ウランブランケット領域の下端
とほぼ等しいか又はそれより下方に位置するようにする
ことにより、運転サイクル前半における天然ウランの燃
焼抑制作用を確実に行わせ、燃料の核特性上不利になら
ない範囲で出力分布の平坦化を図り、炉心流量を変える
ことにより燃料ペレット充填領域のスペクトルシフト運
転を効率よく行うことができる。

貯水部の上部に傘を設けた場合に、貯水部の開口を貯
水部側面に設けた場合、貯水部を構成する水ロッド外管
延長部の側面に液流入口を設けた場合には、水ロッド周
囲の液膜流れを効率よく補集することができる。

傘の上部に複数の穴を開けた場合、貯水部の上端にさ
らに蒸気抜け用の穴を開けた場合には、蒸気が貯水部か
ら抜け易くなる。

上水ロッドの上端部を貯水部の上端に突設した場合に
は、貯水部の保有水量を増加させることができ、また当
該突設部の金属量を低減できる。

貯水部を上端が開口した水ロッド外管の延長部で構成
し、上部タイプレートで保持した場合には、貯水部の保
有水量を著しく増加できる。

貯水部を上端を開口した水ロッド外管の延長部で構成
し、下方側面に液流出口を設けた場合、上方側面に貯水
部内方下部に連通する液流出口を設けた場合は、水垢の
発生及び沈着を防止できる。

貯水部内面をセラミック等の非腐蝕材料でコーティン
グした場合は、流出口を設けなくても貯水部の健全性を
維持することができる。

水ロッドの外周形状を四角とした場合は、その水ロッ
ドを燃料棒の３行３列が占める領域に配置した場合は、
燃料棒に対して水ロッドの占める面積の割合が最も大き
くなり、最も高いスペクトルシフト運転の効果を得るこ
とができる。

コーナ部に冷却材下降流路を設けた場合は、簡単な構
造で冷却材下降流路を形成することができる。

四角型の水ロッドのコーナ部の１つに給水上昇流路を
設けた場合は、給水上昇流路よりサブクールの冷却材を
貯水部に供給でき、燃料棒の燃料ペレット充填領域上部
の反応度が向上し、経済性が更に良くなる。

【図面の簡単な説明】

第１図（ａ）は本発明の一実施例による燃料集合体の要
部及び水ロッドの詳細構造を示す部分断面側面図であ
り、第１図（ｂ）は第１図（ａ）のＩ−Ｉ線に沿った水
ロッドの横断面図であり、第２図はその燃料集合体の全
体を示す縦断面図であり、第３図は同燃料集合体におけ
る水ロッド貯水部と燃料棒との高さ関係を示す図であ
り、第４図は同燃料集合体の横断面図であり、第4A図は
同燃料集合体の変形例であり、第５図は水ロッドの作動
原理を説明するため水ロッドの構造を概念化して示した
図であり、第６図は同水ロッドの出入口間に生ずる差圧
と水ロッド内の冷却水流量の関係を示す特性図であり、
第７図（ａ），（ｂ）及び（ｃ）は第５図のS,T及びＵ
点でのみずロッド内の流動状態を示す説明図であり、第
８図は本発明の他の実施例による水ロッドの構成を燃料
棒との関係で示す図であり、第９図及び第10図は濃縮燃
料ペレットと天然ウランのH/U比と無限増倍率との関係
を示す特性図であり、第11図は本発明の更に他の実施例
による水ロッドの構成を燃料棒との関係で示す図であ
り、第12図（ａ）は本発明の更に他の実施例による水ロ
ッドの構造を示す図であり、第12図（ｂ）は第12図
（ａ）のXII−XII線に沿った断面図であり、第13図は本
発明の更に他の実施例による燃料集合体の縦断面図であ
り、第14図（ａ）及び（ｂ）、第15図、第16図（ａ）及
び（ｂ）、第17図（ａ）及び（ｂ）、第18図（ａ）及び
（ｂ）、第19図、第20図、第21図（ａ）及び（ｂ）及び
第22図（ａ）及び（ｂ）は本発明の更に他の実施例によ
る水ロッド貯水部の断面図ないしは斜視図であり、第23
図はスペクトルシフト運転をしない場合及びした場合に
おける燃焼度に対する無限増倍率の変化を示す特性図で
あり、第24図は、炉心流量と炉心平均ボイド率との関係
を示す特性図である。符号の説明 10;10D……燃料集合体 11;11A;11B……燃料集合体 12……上部タイプレート 13……下部タイプレート 14……燃料支持部（抵抗体） 19;19A〜19D……水ロッド 25……冷却水上昇流路 26……冷却水下降流路 28……冷却水流入口、29……冷却水吐出口 80;80A;〜80D……貯水部 81……傘部、82……傘部口 83……上部端栓 84;84A……貯水部開口部 21A……外管延長部、85……貯水部上昇流路 86……貯水部流入口、87……貯水部吐出口

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者横溝修茨城県日立市森山町1168番地株式会社日立製作所エネルギー研究所内 (72)発明者菅原敏茨城県日立市幸町３丁目１番１号株式会社日立製作所日立工場内 (72)発明者小沢通裕茨城県日立市幸町３丁目１番１号株式会社日立製作所日立工場内

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】上部タイプレートと、下部タイプレート
と、上端部が前記上部タイプレートに保持され下端部が
前記下部タイプレートに保持され、内部に複数の燃料ペ
レットを充填した複数の燃料棒と、前記燃料棒間に配置
された複数の水ロッドと、下部に配置された抵抗体とを
有し、前記水ロッドが、前記抵抗体より下方の領域で開
口した冷却材流入口を有する冷却材上昇流路と、前記冷
却材上昇流路に連絡され前記抵抗体よりも上方の領域に
開口した冷却材吐出口を有する冷却材下降流路とを備え
ている燃料集合体において、前記水ロッドの上部に、上端部分に開口を有する貯水部
を設けたことを特徴とする燃料集合体。
【請求項２】前記水ロッドの貯水部は、下端が前記燃料
棒の燃料ペレット充填領域の上端とほぼ等しいか又はそ
れより下方にあることを特徴とする請求項１記載の燃料
集合体。
【請求項３】前記燃料棒は燃料有効部の長さを短くした
燃料ペレット充填領域を有する燃料棒を含み、前記水ロ
ッドの貯水部は、下端がこの燃料棒の燃料ペレット充填
領域の上端とほぼ等しいか又はそれより下方にあること
を特徴とする請求項１記載の燃料集合体。
【請求項４】前記燃料棒は、前記燃料ペレット充填領域
で構成される燃料有効部の上端に天然ウランブランケッ
ト領域を有しており、前記水ロッドの貯水部は、下端が
前記天然ウランブランケット領域の下端とほぼ等しいか
又はそれより下方にあることを特徴とする請求項１記載
の燃料集合体。
【請求項５】前記上部タイプレートに保持される前記水
ロッドの上端部を、前記貯水部の上端に突設したことを
特徴とする請求項１記載の燃料集合体。
【請求項６】前記貯水部は上端を開口した水ロッド外管
の延長部で構成され、前記水ロッド外管延長部を前記上
部タイプレートで保持したことを特徴とする請求項１記
載の燃料集合体。
【請求項７】前記水ロッドの外周形状を四角とし、その
コーナ部に前記冷却材下降流路を設けたことを特徴とす
る請求項１記載の燃料集合体。
【請求項８】前記四角型の水ロッドを前記燃料棒の３行
３列が占める領域に配置したことを特徴とする請求項７
記載の燃料集合体。
【請求項９】前記四角型の水ロッドのコーナ部の１つ
に、前記冷却材流入口に隣接して開口した給水流入口を
有し、前記貯水部に開口した給水出口を有する給水上昇
流路を設けたことを特徴とする請求項７記載の燃料集合
体。