JP2731599B2 - 沸騰水型原子炉及びその燃料装荷方法 - Google Patents
沸騰水型原子炉及びその燃料装荷方法Info
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- JP2731599B2 JP2731599B2 JP1223377A JP22337789A JP2731599B2 JP 2731599 B2 JP2731599 B2 JP 2731599B2 JP 1223377 A JP1223377 A JP 1223377A JP 22337789 A JP22337789 A JP 22337789A JP 2731599 B2 JP2731599 B2 JP 2731599B2
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- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
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- Y02E30/30—Nuclear fission reactors
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- Monitoring And Testing Of Nuclear Reactors (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は沸騰水型原子炉及びその燃料装荷方法に関す
るものである。
るものである。
ウラン資源を節約するためには、燃料親物質から核分
裂性物質への転換比を高め、原子炉の運転を継続するた
めに補充しなければならない核分裂性物質の量を減少す
る方法が有効である。
裂性物質への転換比を高め、原子炉の運転を継続するた
めに補充しなければならない核分裂性物質の量を減少す
る方法が有効である。
1982年のNuclear Technology誌59巻の第212頁から第2
27頁には、MOX燃料を用い転換比を高めた加圧水型原子
炉の設計例が開示されている。この例では、燃料集合体
の格子を正方格子から三角格子に変更し、更に燃料棒間
隔を3mmから1mmに稠密配置して、水対燃料体積比を2.0
から0.5と減少している。その結果、中性子スペクトル
が硬くなり、転換比0.92が達成できると論じられてい
る。
27頁には、MOX燃料を用い転換比を高めた加圧水型原子
炉の設計例が開示されている。この例では、燃料集合体
の格子を正方格子から三角格子に変更し、更に燃料棒間
隔を3mmから1mmに稠密配置して、水対燃料体積比を2.0
から0.5と減少している。その結果、中性子スペクトル
が硬くなり、転換比0.92が達成できると論じられてい
る。
しかし、ウラン資源を大幅に節約し、ウラン寿命を大
幅に延長するためには、転換比を更に高め、原子炉に装
荷する核分裂性プルトニウムと使用済燃料を再処理して
とり出される核分裂性プルトニウムとの量を同程度にす
る必要がある。
幅に延長するためには、転換比を更に高め、原子炉に装
荷する核分裂性プルトニウムと使用済燃料を再処理して
とり出される核分裂性プルトニウムとの量を同程度にす
る必要がある。
昭和62年日本原子力学会秋の大会要旨集D4には、沸騰
水型原子炉において燃料棒間隔1mm以上を確保した範囲
で、集合体平均での実効的な水対燃料体積比を0.4以下
にすることで、原子炉に装荷する核分裂性プルトニウム
と使用済燃料を再処理してとり出される核分裂性プルト
ニウムとの量を同程度にすることが達成できることが示
されている。
水型原子炉において燃料棒間隔1mm以上を確保した範囲
で、集合体平均での実効的な水対燃料体積比を0.4以下
にすることで、原子炉に装荷する核分裂性プルトニウム
と使用済燃料を再処理してとり出される核分裂性プルト
ニウムとの量を同程度にすることが達成できることが示
されている。
天然ウラン資源の寿命を大幅に延長するためには、天
然ウラン利用率のよい上述の炉心（昭和62年日本原子力
学会秋の大会要旨集D4記載）による発電割合を増大する
ことが有効であるが、そのためには単位プルトニウム装
荷量あたりの総発電量を増加しなければならない。しか
し、炉心の比出力を増大すると、熱的余裕の減少あるい
は圧損が増大する問題があつた。
然ウラン利用率のよい上述の炉心（昭和62年日本原子力
学会秋の大会要旨集D4記載）による発電割合を増大する
ことが有効であるが、そのためには単位プルトニウム装
荷量あたりの総発電量を増加しなければならない。しか
し、炉心の比出力を増大すると、熱的余裕の減少あるい
は圧損が増大する問題があつた。
一方、アクチノイド核種（以下、本発明でアクチノイ
ド核種とはTh,U,Puの核燃料物質を除いたものと定義す
る）を炉心内に隔離する目的のため、再処理後取り出さ
れたアクチノイド核種をプルトニウムと一緒に炉心にリ
サイクルすることが検討されている。上述の炉心は出力
係数が負であり、異常な過渡変化や事故時の安全余裕
が、現行軽水炉と同程度であることが、数値解析により
確認されている。しかし、アクチノイド核種はボイド係
数を増大する効果があり、これを解消するためには、燃
料の取出燃焼度を減少しなければならない問題があつ
た。
ド核種とはTh,U,Puの核燃料物質を除いたものと定義す
る）を炉心内に隔離する目的のため、再処理後取り出さ
れたアクチノイド核種をプルトニウムと一緒に炉心にリ
サイクルすることが検討されている。上述の炉心は出力
係数が負であり、異常な過渡変化や事故時の安全余裕
が、現行軽水炉と同程度であることが、数値解析により
確認されている。しかし、アクチノイド核種はボイド係
数を増大する効果があり、これを解消するためには、燃
料の取出燃焼度を減少しなければならない問題があつ
た。
本発明は以上の点に鑑みなされたものであり、炉心の
特性を損うことなくボイド係数の低減を可能とした沸騰
水型原子炉及びその燃料装荷方法を提供することを目的
とするものである。
特性を損うことなくボイド係数の低減を可能とした沸騰
水型原子炉及びその燃料装荷方法を提供することを目的
とするものである。
上記目的は、炉心の等価直径Ｄと有効長Ｈとの比H/D
を、0.2から0.3の範囲の0.2H/D0.3とすることによ
り、達成される。また、炉心の等価直径Ｄと有効長Ｈと
の比H/Dを、0.2から0.3の範囲の0.2H/D0.3とし、炉
心から取り出された燃料を再処理し、核分裂生成物、ウ
ランの少なくとも核分裂生成物を除く他の物質を再び炉
心に装荷することにより、そしてまた、炉心の等価直径
Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、0.2から0.3の範囲の0.2H/
D0.3とし、炉心および上記炉心以外の炉心から取り出
された燃料を再処理し、核分裂生成物、ウランの少なく
とも核分裂生成物を除くアクチノイド核種を上記炉心の
燃料に混合し、再び炉心に装荷することにより、達成さ
れる。
を、0.2から0.3の範囲の0.2H/D0.3とすることによ
り、達成される。また、炉心の等価直径Ｄと有効長Ｈと
の比H/Dを、0.2から0.3の範囲の0.2H/D0.3とし、炉
心から取り出された燃料を再処理し、核分裂生成物、ウ
ランの少なくとも核分裂生成物を除く他の物質を再び炉
心に装荷することにより、そしてまた、炉心の等価直径
Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、0.2から0.3の範囲の0.2H/
D0.3とし、炉心および上記炉心以外の炉心から取り出
された燃料を再処理し、核分裂生成物、ウランの少なく
とも核分裂生成物を除くアクチノイド核種を上記炉心の
燃料に混合し、再び炉心に装荷することにより、達成さ
れる。
上記手段を設けたので、中性子もれ量が多くなり、原
子炉に装荷する核分裂性プルトニウムと使用済燃料を再
処理して取り出される核分裂性プルトニウムとの量を同
程度にすることができるようになつて、ボイド係数が小
さくなり、炉心の特性が維持される。
子炉に装荷する核分裂性プルトニウムと使用済燃料を再
処理して取り出される核分裂性プルトニウムとの量を同
程度にすることができるようになつて、ボイド係数が小
さくなり、炉心の特性が維持される。
すなわち炉心のボイド係数は、ボイド率変化に伴い、
（イ）燃料格子定数が変化することによる炉心からの中
性子もれ量の変化と、（ロ）中性子スペクトルが変化す
ることによる中性子無限増倍率の変化とによつて決る。
しかし本発明で対象としている転換比を高めることを目
的とした炉心においては、（ロ）を変えることは目的に
矛盾する方向であり、理論的に困難である。すなわちボ
イド係数を調整するためには、（イ）の中性子もれ量を
調整することが必要となる。
（イ）燃料格子定数が変化することによる炉心からの中
性子もれ量の変化と、（ロ）中性子スペクトルが変化す
ることによる中性子無限増倍率の変化とによつて決る。
しかし本発明で対象としている転換比を高めることを目
的とした炉心においては、（ロ）を変えることは目的に
矛盾する方向であり、理論的に困難である。すなわちボ
イド係数を調整するためには、（イ）の中性子もれ量を
調整することが必要となる。
炉心から中性子がもれない確率Ｐは、B2をバツクリン
グ、M2を移動距離とした場合、一般に下記のように書け
る。
グ、M2を移動距離とした場合、一般に下記のように書け
る。
炉心を円柱形に近似して考えると、バツクリングB
2は、 と書け、通常M2B2≪１が満足されるので、炉心から中性
子がもれる確率Ｌ（＝１−Ｐ）は、結局次のようにな
る。
2は、 と書け、通常M2B2≪１が満足されるので、炉心から中性
子がもれる確率Ｌ（＝１−Ｐ）は、結局次のようにな
る。
Ｌ≒M2B2 …（３） 従つて、Ｌを大きくするためには、M2あるいはB2を増
大させればよい。M2は冷却材密度すなわち中性子スペク
トルに依存する量であり、蒸気体積率の増加（冷却材密
度の減少）と共に増大する。すなわち炉心からの中性子
もれ量は、一般にボイド率と共に増大するため、ボイド
係数を減少する働きがあることが分かる。この効果を大
きくするためには、中性子スペクトルに依存しないB2を
増大すればよい。
大させればよい。M2は冷却材密度すなわち中性子スペク
トルに依存する量であり、蒸気体積率の増加（冷却材密
度の減少）と共に増大する。すなわち炉心からの中性子
もれ量は、一般にボイド率と共に増大するため、ボイド
係数を減少する働きがあることが分かる。この効果を大
きくするためには、中性子スペクトルに依存しないB2を
増大すればよい。
式（２）はＤ（炉心の等価直径）、Ｈ（炉心有効長）
を共に減少（炉心を小さくする）し、炉心の単位体積あ
たりの表面積を増大することが有効であることを示して
いる。しかし、炉心体積が保存するという条件の下で
は、Ｋ＝H/D＝0.92でB2が最小になり、この値よりずれ
るほどB2を増大できる。通常の原子炉は、H/Dが0.92よ
り小さな値に設定されており、すなわち、炉心を偏平に
することでボイド係数を減少できる。
を共に減少（炉心を小さくする）し、炉心の単位体積あ
たりの表面積を増大することが有効であることを示して
いる。しかし、炉心体積が保存するという条件の下で
は、Ｋ＝H/D＝0.92でB2が最小になり、この値よりずれ
るほどB2を増大できる。通常の原子炉は、H/Dが0.92よ
り小さな値に設定されており、すなわち、炉心を偏平に
することでボイド係数を減少できる。
第３図にはＫ（H/D）と中性子もれ量との関係が示さ
れている。基準としたのは、前述の公知例（昭和62年日
本原子力学会秋の大会要旨集D4）に示された炉心で、Ｈ
＝200cm,D＝472cmである。同図から明らかなように、炉
心体積を一定にしてＫを減少すると、中性子もれ量が著
しく増大する。なお、同図において点線は基準値であ
る。このような炉心形状にすると、炉心からとり出され
た燃料に含まれるプルトニウムとアクチノイドとを天然
ウランに富化し、再び燃料として炉心に装荷しても、ボ
イド係数を基準値に保つことが可能となる。アクチノイ
ドをプルトニウムと同時に燃料としてリサイクルする場
合、ボイド係数は基準値に比べ30％以上増大する。従つ
て上述の目的を達成するためには、同図より明らかなよ
うに、Ｋの値を0.3以下にすればよい。
れている。基準としたのは、前述の公知例（昭和62年日
本原子力学会秋の大会要旨集D4）に示された炉心で、Ｈ
＝200cm,D＝472cmである。同図から明らかなように、炉
心体積を一定にしてＫを減少すると、中性子もれ量が著
しく増大する。なお、同図において点線は基準値であ
る。このような炉心形状にすると、炉心からとり出され
た燃料に含まれるプルトニウムとアクチノイドとを天然
ウランに富化し、再び燃料として炉心に装荷しても、ボ
イド係数を基準値に保つことが可能となる。アクチノイ
ドをプルトニウムと同時に燃料としてリサイクルする場
合、ボイド係数は基準値に比べ30％以上増大する。従つ
て上述の目的を達成するためには、同図より明らかなよ
うに、Ｋの値を0.3以下にすればよい。
第４図にはＫ（H/D）と所要核分裂性プルトニウム重
量割合との関係が示されている。基準は第３図の場合と
同じであり、図中点線は基準値である。中性子もれ量の
増加に伴つて炉心の反応度は低下するため、核分裂性プ
ルトニウム重量割合を増大しなければならない。プルト
ニウム重量割合の増加、すなわちプルトニウムインベン
トリーの増加は、プルトニウムによる発電効率を低下す
ると共に、転換比の低下をもたらす。具体的には原子炉
に装荷する核分裂性プルトニウムと使用済燃料を再処理
してとり出される核分裂性プルトニウムとの量を同程度
にするためには、核分裂性プルトニウム重量割合の増加
幅を1w/0以下に留める必要がある。すなわち同図から明
らかなように、Ｋの値を0.2以上にすればよい。
量割合との関係が示されている。基準は第３図の場合と
同じであり、図中点線は基準値である。中性子もれ量の
増加に伴つて炉心の反応度は低下するため、核分裂性プ
ルトニウム重量割合を増大しなければならない。プルト
ニウム重量割合の増加、すなわちプルトニウムインベン
トリーの増加は、プルトニウムによる発電効率を低下す
ると共に、転換比の低下をもたらす。具体的には原子炉
に装荷する核分裂性プルトニウムと使用済燃料を再処理
してとり出される核分裂性プルトニウムとの量を同程度
にするためには、核分裂性プルトニウム重量割合の増加
幅を1w/0以下に留める必要がある。すなわち同図から明
らかなように、Ｋの値を0.2以上にすればよい。
以上のことから、本実施例では炉心の等価直径Ｄと有
効長Ｈとの比H/Dを,0.2から0.3の範囲の0.2H/D0.3
としたのである。
効長Ｈとの比H/Dを,0.2から0.3の範囲の0.2H/D0.3
としたのである。
以下、図示した実施例に基づいて本発明を説明する。
第１図，第２図および第１表には本発明の一実施例が示
されている。冷却材が複数の燃料集合体１で構成される
炉心２を通つて流れる沸騰水型原子炉で、本実施例では
炉心２の等価直径Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、0.2から0.
3の範囲の0.2H/D0.3とした。そして炉心２の等価直
径Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、0.2から0.3の範囲の0.2
H/D0.3とし、炉心２から取り出された燃料を再処理
し、核分裂生成物，ウランの少なくとも核分裂生成物を
除く他の物質を再び炉心２に装荷するようにした。そし
てまた、炉心２の等価直径Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、
0.2から0.3の範囲の0.2H/D0.3とし、炉心２および
炉心２以外の炉心から取り出された燃料を再処理し、核
分裂生成物、ウランの少なくとも核分裂生成物を除くア
クチノイド核種を炉心２の燃料に混合し、再び炉心２に
装荷するようにした。このようにすることにより中性子
もれ量が多く、原子炉に装荷する核分裂性プルトニウム
と使用済燃料を再処理して取り出される核分裂性プルト
ニウムとの量を同程度にすることができるようになつ
て、ボイド係数が小さく、炉心の特性が維持されるよう
になり、炉心２の特性を損うことなくボイド係数の低減
を可能とした沸騰水型原子炉及びその燃料装荷方法を得
ることができる。
第１図，第２図および第１表には本発明の一実施例が示
されている。冷却材が複数の燃料集合体１で構成される
炉心２を通つて流れる沸騰水型原子炉で、本実施例では
炉心２の等価直径Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、0.2から0.
3の範囲の0.2H/D0.3とした。そして炉心２の等価直
径Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、0.2から0.3の範囲の0.2
H/D0.3とし、炉心２から取り出された燃料を再処理
し、核分裂生成物，ウランの少なくとも核分裂生成物を
除く他の物質を再び炉心２に装荷するようにした。そし
てまた、炉心２の等価直径Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、
0.2から0.3の範囲の0.2H/D0.3とし、炉心２および
炉心２以外の炉心から取り出された燃料を再処理し、核
分裂生成物、ウランの少なくとも核分裂生成物を除くア
クチノイド核種を炉心２の燃料に混合し、再び炉心２に
装荷するようにした。このようにすることにより中性子
もれ量が多く、原子炉に装荷する核分裂性プルトニウム
と使用済燃料を再処理して取り出される核分裂性プルト
ニウムとの量を同程度にすることができるようになつ
て、ボイド係数が小さく、炉心の特性が維持されるよう
になり、炉心２の特性を損うことなくボイド係数の低減
を可能とした沸騰水型原子炉及びその燃料装荷方法を得
ることができる。
すなわち900MWeの沸騰水型原子炉を例にとつて説明す
る。炉心２（第１図参照）には第２図に示されている正
六角形の燃料集合体１が781本装荷されている。燃料集
合体１は、外径11.8mmの燃料棒３が151本、燃料棒間隔
1.3mmで三角格子に配列されており、さらに制御棒案内
管４が集合体あたり18本設置されている。なお、第１図
で５はブランケツト、第２図で６はチヤンネルボツクス
である。この炉心２の炉心有効長は135cm、炉心等価直
径は512cmで、Ｋ（H/D）は0.26である。このように構成
した本実施例の沸騰水型原子炉は、炉心仕様が示されて
いる第１表からも明らかなように、公知例のそれに比べ
出力密度を約２倍にできる。これは燃料棒間隔を1.5mm
から1.3mmにし、炉心出口クオリテイを40％から28％に
下げたことによる。
る。炉心２（第１図参照）には第２図に示されている正
六角形の燃料集合体１が781本装荷されている。燃料集
合体１は、外径11.8mmの燃料棒３が151本、燃料棒間隔
1.3mmで三角格子に配列されており、さらに制御棒案内
管４が集合体あたり18本設置されている。なお、第１図
で５はブランケツト、第２図で６はチヤンネルボツクス
である。この炉心２の炉心有効長は135cm、炉心等価直
径は512cmで、Ｋ（H/D）は0.26である。このように構成
した本実施例の沸騰水型原子炉は、炉心仕様が示されて
いる第１表からも明らかなように、公知例のそれに比べ
出力密度を約２倍にできる。これは燃料棒間隔を1.5mm
から1.3mmにし、炉心出口クオリテイを40％から28％に
下げたことによる。
燃料集合体入口温度を一定とすると、炉心出口クオリ
テイすなわち炉心平均の蒸気体積率が小さ いことは、冷却材流量が多いことを意味し、その結果、
冷却能力が向上し、沸騰遷移を起す限界出力の値が増加
する。第５図には限界出力に対する集合体出力の熱的余
裕（限界出力比）を一定とした条件の下での、燃料集合
体出力が示されている。燃料棒間隔を狭くし、炉心の蒸
気体積率を小さくすることによつて、燃料集合体出力を
増加できる。しかし、この時燃料集合体出力の増加に伴
つて、炉心冷却材流量を増加させているので、限界出力
比を一定とした場合の炉心圧損と蒸気体積率との関係が
示されている第６図に示されているように、炉心圧損が
増加することになる。なお同図で縦軸の規格化とした炉
心圧損は、蒸気体積率が50％の時の圧損を１とした時の
圧損である。
テイすなわち炉心平均の蒸気体積率が小さ いことは、冷却材流量が多いことを意味し、その結果、
冷却能力が向上し、沸騰遷移を起す限界出力の値が増加
する。第５図には限界出力に対する集合体出力の熱的余
裕（限界出力比）を一定とした条件の下での、燃料集合
体出力が示されている。燃料棒間隔を狭くし、炉心の蒸
気体積率を小さくすることによつて、燃料集合体出力を
増加できる。しかし、この時燃料集合体出力の増加に伴
つて、炉心冷却材流量を増加させているので、限界出力
比を一定とした場合の炉心圧損と蒸気体積率との関係が
示されている第６図に示されているように、炉心圧損が
増加することになる。なお同図で縦軸の規格化とした炉
心圧損は、蒸気体積率が50％の時の圧損を１とした時の
圧損である。
第７図には燃料集合体出力を一定として、燃料集合体
の高さを変化させた時の、炉心圧損と限界出力とが示さ
れている。なお縦軸の規格化した炉心圧損、限界出力は
炉心高さ2mの時の圧損、限界出力を１とした時の圧損、
限界出力である。本実施例のように冷却材入口温度が飽
和温度に近ければ、燃料集合体の高さを変えても、集合
体出力一定の条件の下では限界出力はほとんど変化しな
い。それに対し鉄心圧損は炉心高さを小さくすれば、直
線的に減少する。
の高さを変化させた時の、炉心圧損と限界出力とが示さ
れている。なお縦軸の規格化した炉心圧損、限界出力は
炉心高さ2mの時の圧損、限界出力を１とした時の圧損、
限界出力である。本実施例のように冷却材入口温度が飽
和温度に近ければ、燃料集合体の高さを変えても、集合
体出力一定の条件の下では限界出力はほとんど変化しな
い。それに対し鉄心圧損は炉心高さを小さくすれば、直
線的に減少する。
本実施例では炉心有効長を公知例の200cmから135cmに
して、Ｋの値の減少を実現している。炉心有効長を減少
した結果、冷却材流量を公知例の２倍にしたのにかかわ
らず、炉心圧力損失および熱的余裕は現行軽水炉並にな
つている。
して、Ｋの値の減少を実現している。炉心有効長を減少
した結果、冷却材流量を公知例の２倍にしたのにかかわ
らず、炉心圧力損失および熱的余裕は現行軽水炉並にな
つている。
取出燃焼度を45GWd/tとし、SUS被覆管に天然ウランと
プルトニウムとを混合した酸化物ペレツトを充填した場
合の特性が第２表に示されている。このように構成した
炉心は、炉心形状 を偏平にしたことで、ボイド係数を零にすることができ
た。
プルトニウムとを混合した酸化物ペレツトを充填した場
合の特性が第２表に示されている。このように構成した
炉心は、炉心形状 を偏平にしたことで、ボイド係数を零にすることができ
た。
炉心形状は、炉心出力に応じて0.2Ｋ0.3の範囲で
決めることができる。
決めることができる。
電気出力600MWでは第２図に示す正六角形の燃料集合
体が601体装荷されている。この場合の炉心有効長は110
cm、炉心等価直径は449cmで、Ｋ（H/D）は0.24である。
炉心有効長がさらに低くなつているので、出力密度を高
めても圧損、熱的余裕はほとんど変らない。また本炉心
は、現行BWR15型の圧力容器内に入る炉心形状となつて
いる。
体が601体装荷されている。この場合の炉心有効長は110
cm、炉心等価直径は449cmで、Ｋ（H/D）は0.24である。
炉心有効長がさらに低くなつているので、出力密度を高
めても圧損、熱的余裕はほとんど変らない。また本炉心
は、現行BWR15型の圧力容器内に入る炉心形状となつて
いる。
本発明の他の実施例は、燃料として現行軽水炉の取出
し燃料から再処理された減損ウランを天然ウランの代り
に用いた場合である。減損ウランのＵ−235重量割合は
天然ウランと同程度であり、炉心性能は第２表とほぼ同
じである。本実施例の利点は、炉心の運転を継続するの
に天然ウランが必要ない点で、その結果、省ウラン効果
を前述の場合より向上することができる。
し燃料から再処理された減損ウランを天然ウランの代り
に用いた場合である。減損ウランのＵ−235重量割合は
天然ウランと同程度であり、炉心性能は第２表とほぼ同
じである。本実施例の利点は、炉心の運転を継続するの
に天然ウランが必要ない点で、その結果、省ウラン効果
を前述の場合より向上することができる。
本発明の更に他の実施例は、上述の本発明の一実施例
の燃料として、燃料ウランに、プルトニウムと同様に再
処理して取り出されたNP,Am,Cm等の全アクチノイドを混
合して用いた場合である。全炉心を本燃料集合体で構成
しても、ボイド係数の減少により、取出燃焼度を低減し
なくても出力係数を負に保つことができる。また、本炉
心は中性子スペクトルが硬いので、炉内でのアクチノイ
ド発生量も抑制でき、炉心に装荷するアクチノイド量と
炉心から取り出されるアクチノイド量とが同じになる状
態を実現できる。その結果、本実施例はアクチノイド核
種の炉内隔離が達成できる。
の燃料として、燃料ウランに、プルトニウムと同様に再
処理して取り出されたNP,Am,Cm等の全アクチノイドを混
合して用いた場合である。全炉心を本燃料集合体で構成
しても、ボイド係数の減少により、取出燃焼度を低減し
なくても出力係数を負に保つことができる。また、本炉
心は中性子スペクトルが硬いので、炉内でのアクチノイ
ド発生量も抑制でき、炉心に装荷するアクチノイド量と
炉心から取り出されるアクチノイド量とが同じになる状
態を実現できる。その結果、本実施例はアクチノイド核
種の炉内隔離が達成できる。
以上説明したように本実施例によれば、炉心有効長と
炉心等価直径との比を最適にすることにより、炉心性能
を損うことなくボイド係数を減少できる。また、その結
果、アクチノイド核種の炉内隔離に好適な炉心が提供で
きる。
炉心等価直径との比を最適にすることにより、炉心性能
を損うことなくボイド係数を減少できる。また、その結
果、アクチノイド核種の炉内隔離に好適な炉心が提供で
きる。
また、炉心有効長を低くしたので、熱的余裕を損うこ
となく、炉心圧損を低減できる。
となく、炉心圧損を低減できる。
なお、本実施例では燃料としてプルトニウム、ウラン
の酸化物の使用を想定しているが、これのみに限るもの
ではなく窒化物を使用することもできる。窒化物を用い
れば、燃料密度が増大するため、転換比を酸化物使用の
場合よりも高めることができる。
の酸化物の使用を想定しているが、これのみに限るもの
ではなく窒化物を使用することもできる。窒化物を用い
れば、燃料密度が増大するため、転換比を酸化物使用の
場合よりも高めることができる。
上述のように本発明は炉心の特性を損うことなくボイ
ド係数を低減することができるようになつて、炉心の特
性を損うことなくボイド係数の低減を可能とした沸騰水
型原子炉及びその燃料装荷方法を得ることができる。
ド係数を低減することができるようになつて、炉心の特
性を損うことなくボイド係数の低減を可能とした沸騰水
型原子炉及びその燃料装荷方法を得ることができる。
第１図（ａ），（ｂ）は本発明の沸騰水型原子炉の一実
施例の炉心を示すもので（ａ）は横断面図、（ｂ）は縦
断面図、第２図は同じく一実施例の燃料集合体の横断面
図、第３図は炉心形状パラメータＫと中性子もれ量との
関係を示す特性図、第４図は炉心形状パラメータＫと所
要プルトニウム富化度との関係を示す特性図、第５図は
限界出力比一定の場合の蒸気体積率と集合体出力との関
係を示す特性図、第６図は限界出力比一定の場合の蒸気
体積率と炉心圧損との関係を示す特性図、第７図は蒸気
体積率50％の場合の炉心高さと炉心圧損、限界出力との
関係を示す特性図である。 １……燃料集合体、２……炉心。
施例の炉心を示すもので（ａ）は横断面図、（ｂ）は縦
断面図、第２図は同じく一実施例の燃料集合体の横断面
図、第３図は炉心形状パラメータＫと中性子もれ量との
関係を示す特性図、第４図は炉心形状パラメータＫと所
要プルトニウム富化度との関係を示す特性図、第５図は
限界出力比一定の場合の蒸気体積率と集合体出力との関
係を示す特性図、第６図は限界出力比一定の場合の蒸気
体積率と炉心圧損との関係を示す特性図、第７図は蒸気
体積率50％の場合の炉心高さと炉心圧損、限界出力との
関係を示す特性図である。 １……燃料集合体、２……炉心。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 石井 一弥 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 竹田 練三 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
Claims (6)
- 【請求項１】冷却材が複数の燃料集合体で構成される炉
心を通つて流れる沸騰水型原子炉において、前記炉心の
等価直径Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、0.2から0.3の範囲
の0.2H/D0.3としたことを特徴とする沸騰水型原子
炉。 - 【請求項２】前記燃料集合体が、実効的な水対燃料体積
比が0.4以下で、ウランとプルトニウムとの混合物が燃
料とされたものである特許請求の範囲第１項記載の沸騰
水型原子炉。 - 【請求項３】前記燃料集合体の核燃料物質が、天然ウラ
ンとプルトニウムとの混合物である特許請求の範囲第１
項または第２項記載の沸騰水型原子炉。 - 【請求項４】前記燃料集合体の核燃料物質が、回収ウラ
ンをプルトニウムに混合されたものである特許請求の範
囲第１項または第２項記載の沸騰水型原子炉。 - 【請求項５】冷却材が複数の燃料集合体で構成される炉
心を通つて流れる沸騰水型原子炉の燃料装荷方法におい
て、前記炉心の等価直径Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、0.2
から0.3の範囲の0.2H/D0.3とし、前記炉心から取り
出された燃料を再処理し、核分裂生成物、ウランの少な
くとも核分裂生成物を除く他の物質を再び前記炉心に装
荷するようにしたことを特徴とする沸騰水型原子炉の燃
料装荷方法。 - 【請求項６】冷却材が複数の燃料集合体で構成される炉
心を通つて流れる沸騰水型原子炉の燃料装荷方法におい
て、前記炉心の等価直径Ｄと有効長Ｈとの比H/Dを、0.2
から0.3の範囲の0.2H/D0.3とし、前記炉心および前
記炉心以外の炉心から取り出された燃料を再処理し、核
分裂生成物、ウランの少なくとも核分裂生成物を除くア
クチノイド核種を前記炉心の燃料に混合し、再び炉心に
装荷するようにしたことを特徴とする沸騰水型原子炉の
燃料装荷方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1223377A JP2731599B2 (ja) | 1989-08-30 | 1989-08-30 | 沸騰水型原子炉及びその燃料装荷方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1223377A JP2731599B2 (ja) | 1989-08-30 | 1989-08-30 | 沸騰水型原子炉及びその燃料装荷方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0385490A JPH0385490A (ja) | 1991-04-10 |
| JP2731599B2 true JP2731599B2 (ja) | 1998-03-25 |
Family
ID=16797194
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP1223377A Expired - Fee Related JP2731599B2 (ja) | 1989-08-30 | 1989-08-30 | 沸騰水型原子炉及びその燃料装荷方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2731599B2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP3428150B2 (ja) * | 1994-07-08 | 2003-07-22 | 株式会社日立製作所 | 軽水炉炉心及び燃料集合体 |
-
1989
- 1989-08-30 JP JP1223377A patent/JP2731599B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0385490A (ja) | 1991-04-10 |
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