JP3597596B2 - 燃料集合体 - Google Patents

Description

【０００１】
【産業上の利用分野】
本発明は、原子力発電プラントで沸騰水型原子炉における燃料集合体に係り、特に高燃焼度化に適した燃料集合体に関する。
【０００２】
【従来の技術】
近年、原子力発電プラントにおいては、核燃料経済性の向上と使用済み燃料体数の削減を目的として、燃料集合体の１体から取り出せるエネルギーを増大させる高燃焼度化が進められている。
【０００３】
沸騰水型原子炉に使用される従来の高燃焼度用の燃料集合体の一例を図１３の断面図に示す。図１３（ａ）は縦断面図で燃料集合体１は、濃縮ウランの酸化物を焼結した燃料ペレットを充填した合計７４本の長尺燃料棒２及び短尺燃料棒３と、中央部に配設した２本の太径ウォータロッド４とを、燃料スペーサ５，６で９行９列の格子状に配列して保持する。
【０００４】
さらに、上記各要素は、上部タイプレート７及び下部タイプレート８で結束して燃料棒束とし、これをチャンネルボックス９で包囲して構成されている。
なお、図１３（ｂ）は（ａ）のＢ−Ｂ矢視断面図で、図１３（ｃ）は（ａ）のＣ−Ｃ矢視断面図である。
【０００５】
全７４本の燃料棒２，３は、燃料ペレットが充填されている燃料有効長が通常の長さである６６本の長尺燃料棒２と、燃料有効長が長尺燃料棒約 ２／３ である８本の短尺燃料棒３とからなっている。
また一部の燃料棒２，３には、余剰反応度を適切な範囲に制御するために、濃縮ウランの酸化物と可燃性毒物であるガドリニウム（以下Ｇｄと略称する）の酸化物（ガドリニア）を混合焼結した燃料ペレットを充填している。
【０００６】
前記短尺燃料棒３は、燃料集合体１の上部の冷却材流路を拡大し、圧力損失を低減して炉心の安定性を向上させている。同時に、除熱能力的に劣る位置に配置された燃料棒（９行９列の格子形状では、周囲を全て燃料棒に囲まれた最外周燃料棒から２層目の燃料棒の一部）を短尺燃料棒３にすることにより限界出力を向上させている。
【０００７】
一方、燃焼の進行した炉心で、原子炉停止時に軸方向中性子束分布のピークを生じる炉心上部においては、冷却材量が増大したことによって中性子の減速過剰状態を生じることから、炉停止余裕を増大させている。
ここで、原子炉停止時には全ての制御棒が炉心に挿入されていて未臨界状態になっているが、仮に１本の制御棒が挿入されなくても未臨界であることが安全設計上要求されており、したがって、最も反応度価値の高い制御棒が挿入されなかった場合の未臨界度を炉停止余裕と呼んでいる。
【０００８】
ところで、沸騰水型原子炉用の燃料集合体１における燃料棒２，３などの配列を示す格子形状については、プラントの発電量規模及び開発の経緯によって各種の形状があり、これらは次のように大別されている。
【０００９】
図１４乃至図１７に、従来の９行９列で４種類の燃料集合体の横断面図を示す。なお、図中でＷはウォータロッド４で黒塗りは短尺燃料棒３を示す。また、各図にはチャンネルボックスの内壁と最外周燃料棒との間隙ａ、燃料集合体間ピッチｂ、燃料棒間ピッチｈ、制御棒挿入側の非沸騰水領域の幅ＧＷ、制御棒非挿入側の非沸騰水領域の幅ＧＮを記入している。
【００１０】
なお、これらの燃料集合体における４種の格子形状は、通常それぞれＣ格子、Ｓ格子、Ｎ格子及びＤ格子と呼び、詳細は公開文献である（株）東芝トピカルライセンシングレポート、（ＴＬＲ−０５６ ）「沸騰水型原子力発電所炉心燃料格子形状」（Ｈ６年４月発行）にて開示されている。
【００１１】
先ず、図１４の横断面図はＣ格子の燃料集合体１０を示し、隣り合う燃料集合体１５のそれぞれのチャンネルボックス９の外壁の間の非沸騰水領域の幅が、制御棒挿入側ＧＷと非挿入側ＧＮが等しい場合で、通常サイズのチャンネルボックス９と、薄型制御棒１１を使用したプラント用の格子形状の例である。
なお、ここで、ａ＝ ３．９ｍｍ，ｂ＝ １５１ｍｍ，ｈ＝１４．４ｍｍ，ＧＷ＝ＧＮで、（ａ／ｂ）＝２．５８％に構成されている。
【００１２】
次に図１５の横断面図はＳ格子の燃料集合体１２を示していて、前記Ｃ格子と同様の燃料棒の配列で、コンパクトチャンネルボックス１３（サイズが小さい）と、厚型制御棒１４を使用したプラント用の格子形状の例で、ａ＝ ３．５ｍｍ，ｂ＝ １５１ｍｍ，ｈ＝１４．３ｍｍ，ＧＷ＝ＧＮで、（ａ／ｂ）＝２．３３％に構成されている。
【００１３】
図１６の横断面図はＮ格子の燃料集合体１５を示し、前記Ｃ格子と同様の燃料棒の配列で、隣り合う燃料集合体１５のそれぞれのチャンネルボックス９の外壁間の幅ｂを拡大した非沸騰水領域と、厚型制御棒１４を使用したプラント用の格子形状の例で、ａ＝ ３．９ｍｍ，ｂ＝ １５４ｍｍ，ｈ＝１４．４ｍｍ，ＧＷ＝ＧＮで、（ａ／ｂ）＝２．５４％に構成されている。
【００１４】
図１７の断面図はＤ格子の燃料集合体１６を示し、前記Ｃ格子と同様の燃料棒の配列で、隣り合う燃料集合体１６のそれぞれのチャンネルボックス９の外壁間の非沸騰水領域の幅で、制御棒挿入側ＧＷの方が非挿入側ＧＮより大きくしたもので、中程度の厚さの制御棒１７を使用したプラント用の格子形状の例である。
なお、ａ＝ ３．９ｍｍ，ｂ＝ １５１ｍｍ，ｈ＝１４．４ｍｍ、さらにＧＷ＞ＧＮで、（ａ／ｂ）＝２．５８％に構成されている。
【００１５】
ここで、Ｄ格子の燃料集合体１６は、上記Ｃ格子の燃料集合体１０と非沸騰水領域を含めた燃料集合体間ピッチｂは等しくなっており、また、チャンネルボックス内壁と最外周燃料棒との間隙ａ（以下ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａと略称する）、及び燃料棒間ピッチｈも同じである。なお、Ｎ格子の燃料集合体１５の場合はＣ格子、Ｓ格子より燃料集合体間ピッチｂが大きくなっている。
【００１６】
これら４種類の格子形状は、制御棒厚さや、隣り合う燃料集合体のチャンネルボックス外壁間の非沸騰水領域の幅ＧＷ，ＧＮ、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａ、さらに燃料棒間ピッチｈなどの各サイズが異なっているために、燃料集合体の核特性に大きな差が生じる。
【００１７】
さらに、原子力発電プラントによって炉心のサイズが異なっている。したがって、現在運転されている各原子力発電プラントに装荷されている８行８列の燃料集合体においては、ほぼ前記分類のＣ格子、Ｓ格子、Ｆ格子及びＤ格子ごとに、燃料集合体の濃縮度分布やＧｄ分布（Ｇｄの濃度、燃料棒本数、位置など）の設計を変えており、これにより良好な炉心特性を得ている。
【００１８】
【発明が解決しようとする課題】
上記各Ｃ格子乃至Ｄ格子による高燃焼度用の燃料集合体は、一般に４０〜５０ＧＷｄ／ｔの取出燃焼度に適するように設計されたものであるが、さらに、取出燃焼度を増大させようとすると、炉停止余裕が低下するという支障が生じる。
これは、取出燃焼度を増大するために燃料集合体の平均濃縮度を高めると、原子炉運転時と停止時との反応度差が拡大して、原子炉停止時の実効増倍率が増大するからである。
【００１９】
一方、上記したように、燃料集合体の格子形状及び炉心サイズが異なる原子力発電プラントでは、そのプラントに応じて濃縮度分布及びＧｄ分布を調整して、局所出力ピーキング係数などを適切な値に設計して、最大線出力密度や最小限界出力比（Ｍｉｎｉｍｕｍ Ｃｒｉｔｉｃａｌ Ｐｏｗｅｒ Ｒａｔｉｏ ＭＣＰＲ）などの熱的特性が運転制限値を満足するようにしている。
【００２０】
しかしながら、Ｇｄ（特にＧｄ−１５５ とＧｄ−１５７ ）が燃焼した後の燃料集合体の反応度特性は、ウラン濃縮度が同じである場合は調整できないので、各プラントが有する炉停止余裕は異なった値となる。一般に、上記分類のＣ格子の燃料集合体１０を使用した場合は、Ｓ格子の燃料集合体１２、Ｎ格子の燃料集合体１５の場合と比較すると最も炉停止余裕が小さくなる。
【００２１】
その主要原因は、薄型制御棒１１を用いているために、厚型制御棒１４を用いている前記Ｓ格子の燃料集合体１２、またはＮ格子の燃料集合体１５に比べて、原子炉停止時の制御棒価値が小さくなることによる。
【００２２】
一方、Ｄ格子の燃料集合体１６の場合は、初期に建設された原子力発電プラントが多いので、他のＣ格子、Ｓ格子、Ｎ格子燃料集合体を装荷した原子力発電プラントよりも炉心サイズが小さく、原子炉運転時の中性子漏洩量が増加するので、同じ取出燃焼度を実現するためには、Ｃ格子、Ｓ格子及びＮ格子の燃料よりもウラン濃縮度を高める必要がある。
【００２３】
また、非沸騰水領域の幅で制御棒挿入側ＧＷが、非制御棒挿入側ＧＮより大きいことにより、燃料束横断面の濃縮度分布も対称ではなく、その結果、燃料集合体の平均濃縮度がＣ格子よりも高くなっている。
しかし、原子炉停止時においては、炉心全体が低温の冷却材に漬かっており、中性子の到達距離が短くなるので、中性子漏洩量は原子炉運転時ほど増加せず、実効増倍率も減少しない。したがって、Ｃ格子、Ｓ格子及びＮ格子の燃料集合体よりも集合体平均濃縮度を高めた分だけ炉停止余裕が低下する問題がある。
【００２４】
このように炉停止余裕は、原子力発電プラントごとに異なるが、通常はＤ格子の燃料集合体１６で最も炉停止余裕が小さく、次に、Ｃ格子燃料１０で小さくなる傾向がある。したがって、特にこのＣ格子及びＤ格子の２種類の燃料集合体に共通した炉停止余裕の向上が要望されていた。
【００２５】
この炉停止余裕を改善する対策としては、（１） 炉心における水素対ウランの原子数比（Ｈ／Ｕ比）を高める、（２） チャンネルボックス間の非沸騰水領域の幅（ＧＷ／ＧＮ）を拡張する、（３） 短尺燃料棒３を燃料束最外周位置またはウォータロッド４に隣接して配置する、（４） 短尺燃料棒３の本数を増す、などがある。
【００２６】
（１） の方法には、例えば燃料棒径を小さくする、あるいは、燃料棒本数を減らしてウォータロッド４の断面積を増加させて、原子炉運転時と停止時との反応度の差を小さくする方法がある。しかし、これらの場合は、燃料集合体当りの燃料重量を減らすことになり、燃料経済性が低下する。
【００２７】
（２） の方法は、チャンネルボックスのサイズを小さくして、原子炉停止時において中性子減速過剰領域として働くチャンネルボックス間の非沸騰水領域の幅ＧＷ，ＧＮを拡げることにより、原子炉停止時の無限増倍率を下げる方法で、燃料集合体当りの燃料重量を減らさずに炉停止余裕を改善できる。
この場合には、非沸騰水領域の幅ＧＷ，ＧＮを拡げた分だけ、制御棒を厚くすれば、さらに炉停止余裕を改善できる。これは、先のＣ格子からＳ格子への変更に相当する。
【００２８】
しかしながら、Ｃ格子においてチャンネルボックスのサイズを小さくすると、チャンネルボックス内の冷却材流路が減少するので、炉心における圧力損失が増加して、安定性（炉心安定性及びチャンネル安定性）が低下する。このためＣ格子においては、チャンネルボックス９のサイズを変える方法は望ましくない。
【００２９】
（３） の方法は、短尺燃料棒３をウォータロッド４の周囲、またはチャンネルボックス９間の非沸騰水領域に隣接する燃料集合体の最外周位置に配置することにより、原子炉停止時における中性子減速過剰領域を形成するもので、原子炉停止時の無限増倍率を下げる効果は大きい。
しかし、短尺燃料棒３の位置を変更して熱除去の条件が厳しい最外周燃料棒から２層目の短尺燃料棒３を減らすと、限界出力が低減する場合がある。
【００３０】
（４） の方法は、短尺燃料棒３の本数を増すことで、原子炉停止時の無限増倍率を下げる効果がある。しかしながら、短尺燃料棒の本数を増すと、燃料集合体当りの燃料重量が減ずることになり、燃料経済性を悪化させることになる。
したがって炉停止余裕を改善するために、短尺燃料棒３の配置変更、または短尺燃料棒３の本数増加の方法のみに頼ることはできない。
【００３１】
本発明の目的とするところは、燃料集合体の高燃焼度化を目指した場合に、特に炉停止余裕が低下し易いＣ格子及びＤ格子の燃料集合体について、燃料集合体当りの燃料重量を減らさず、かつ、限界出力を悪化させずに、炉停止余裕を改善できる燃料集合体を提供することにある。
【００３２】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するため請求項１記載の発明に係る燃料集合体は、長尺燃料棒とこの長尺燃料棒よりも燃料有効部分が短い短尺燃料棒とを９行９列の格子状に束ねた燃料束をチャンネルボックスで包囲して構成したＳ格子、Ｎ格子及びＤ格子の燃料集合体において、前記短尺燃料棒８本が最外周燃料棒から２層目の燃料棒の一部分に分散して配置すると共に、平均取出燃焼度が50ＧＷｄ／ｔ以上の燃焼度で使用する場合に、平均取出燃焼度Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）、前記チャンネルボックスの内壁と最外周燃料棒との間隙ａ、及び燃料集合体間ピッチｂの関係が、（ａ／ｂ）≧0.07×Ｅ−0.65（％）として設定され、Ｓ格子、Ｎ格子及びＤ格子の各燃料集合体に対して、Ｃ格子の燃料集合体における燃料棒ピッチである１４．３ mmを採用して燃料束を構成することを特徴とする。
【００３３】
請求項２記載の発明に係る燃料集合体は、長尺燃料棒とこの長尺燃料棒よりも燃料有効部分が短い短尺燃料棒とを９行９列の格子状に束ねた燃料束をチャンネルボックスで包囲して構成したＳ格子、Ｎ格子及びＤ格子の燃料集合体において、前記10本の短尺燃料棒のうち８本を最外周燃料棒から２層目の燃料棒の一部分に分散して配置し、残りの２本を中央部に配設したウォータロッドに最も隣接して配置すると共に、平均取出燃焼度が50ＧＷｄ／ｔ以上の燃焼度で使用する場合に、平均取出燃焼度Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）、前記チャンネルボックスの内壁と最外周燃料棒との間隙ａ、及び燃料集合体間ピッチｂの関係が、（ａ／ｂ）≧0.07×Ｅ−1.00（％）として設定され、Ｓ格子、Ｎ格子及びＤ格子の各燃料集合体に対して、Ｃ格子の燃料集合体における燃料棒ピッチである１４．３ mmを採用して燃料束を構成することを特徴とする。
【００３７】
【作用】
請求項１記載の発明は、長尺燃料棒とこの長尺燃料棒よりも燃料有効部分が短い短尺燃料棒とを９行９列の格子状に束ねた燃料束をチャンネルボックスで包囲して構成したＳ格子、Ｎ格子及びＤ格子の燃料集合体において、短尺燃料棒８本が最外周燃料棒から２層目の燃料棒の一部分に分散して配置すると共に、平均取出燃焼度が50ＧＷｄ／ｔ以上の燃焼度で使用する場合に、平均取出燃焼度Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）、チャンネルボックスの内壁と最外周燃料棒との間隙ａ、及び燃料集合体間ピッチｂの関係が、（ａ／ｂ）≧0.07×Ｅ−0.65（％）として設定され、Ｓ格子、Ｎ格子及びＤ格子の各燃料集合体に対して、Ｃ格子の燃料集合体における燃料棒ピッチである１４．３ mmを採用して燃料束を構成しているので、従来の燃料集合体に比べてｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを拡大することができる。
【００３８】
これにより、原子炉運転時−低温時反応度差が改善されることから、平均取出燃焼度が５０ＧＷｄ／ｔ以上の燃焼度で使用する場合に、限界出力を悪化させずに、炉停止余裕が改善される。
また、Ｓ格子、Ｎ格子及びＤ格子の燃料集合体に対して、Ｃ格子の燃料集合体における燃料棒ピッチを採用することができるので、燃料集合体における各要素を共通化することができる。
【００３９】
請求項２記載の発明は、長尺燃料棒とこの長尺燃料棒よりも燃料有効部分が短い短尺燃料棒とを９行９列の格子状に束ねた燃料束をチャンネルボックスで包囲して構成したＳ格子、Ｎ格子及びＤ格子の燃料集合体において、10本の短尺燃料棒のうち８本を最外周燃料棒から２層目の燃料棒の一部分に分散して配置し、残りの２本を中央部に配設したウォータロッドに最も隣接して配置すると共に、平均取出燃焼度が50ＧＷｄ／ｔ以上の燃焼度で使用する場合に、平均取出燃焼度Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）、チャンネルボックスの内壁と最外周燃料棒との間隙ａ、及び燃料集合体間ピッチｂの関係が、（ａ／ｂ）≧0.07×Ｅ−1.00（％）として設定され、Ｓ格子、Ｎ格子及びＤ格子の各燃料集合体に対して、Ｃ格子の燃料集合体における燃料棒ピッチである１４．３ mmを採用して燃料束を構成しているので、従来の燃料集合体に比べてｃｈ−ｒｏｄ間隔ａが拡大される。
【００４０】
これにより、原子炉運転時−低温時反応度差が改善されることから、平均取出燃焼度が５０ＧＷｄ／ｔ以上の燃焼度で使用する場合に、限界出力を悪化させずに、炉停止余裕が改善できる。
また、Ｓ格子、Ｎ格子及びＤ格子の燃料集合体に対して、Ｃ格子の燃料集合体における燃料棒ピッチを採用することができるので、燃料集合体における各要素を共通化することができる。
【００４６】
【実施例】
本発明の一実施例について図面を参照して説明する。なお、上記した従来技術と同じ構成部分については、同一符号を付して詳細な説明を省略する。
第１実施例は、図１の横断面図に示すように高燃焼度用の燃料集合体１８が、通常サイズのチャンネルボックス９と薄型制御棒１１を使用した９行９列のＣ格子形状で、８本の短尺燃料棒３を最外周燃料棒２から２層目の燃料棒の一部分に分散して配置した構成とする。なお、平均取出燃焼度は５０ＧＷｄ／ｔを目指した場合のものである。
【００４７】
ここで、チャンネルボックス内壁と最外周燃料棒の間隙であるｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを燃料集合体間ピッチｂで割った比率（ａ／ｂ）を次の式（１） の関係とする。
（ａ／ｂ）≧０．０７×Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）−０．６５（％）…（１）
【００４８】
したがって、上記式（１） において、平均取出燃焼度Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）を目標の５０ＧＷｄ／ｔとすると、比率（ａ／ｂ）は０．０７×５０−０．６５＝２．８５％となることから、このＣ格子の燃料集合体１８は、図示しない制御棒挿入側の非沸騰水領域の幅ＧＷと制御棒非挿入側の非沸騰水領域の幅ＧＮが等しい（ＧＷ＝ＧＮ）。
【００４９】
さらに、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａ＝ ４．３ｍｍ、燃料集合体間ピッチｂ＝ １５１ｍｍ、燃料棒間ピッチｈ＝１４．３ｍｍに構成されている。
これにより、この２．８５％を下限値とした比率（ａ／ｂ）は、前記図１４に示した従来のＣ格子の燃料集合体１０から、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを ０．４ｍｍ程度拡大したことに相当する。
【００５０】
次に上記構成による作用について説明する。このＣ格子の燃料集合体１８において、前記比率（ａ／ｂ）を、０．０７×Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）−０．６５（％）以上に設定すれば、平均取出燃焼度Ｅが５０ＧＷｄ／ｔ以上では比率が２．８５％となり、従来のＣ格子の集合体燃料１０（比率２．５８％）に比べて、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを拡大することができる。
ただしこの場合に、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを拡大したことに伴い、燃料集合体１８の外形寸法との関係から、僅かに燃料棒間ピッチｈを小さくする必要が生じる。
【００５１】
図２の特性図は、平均取出燃焼度５０ＧＷｄ／ｔにおけるＣ格子の燃料集合体で、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを拡大して比率（ａ／ｂ）を変えた場合の、従来のＣ格子の燃料集合体１０（比率２．５８％）を基準とした、原子炉運転時−低温時反応度差の改善量（低温時の無限増倍率が最大となる燃焼度における値）を直線で、また、式（１） で得られる比率（ａ／ｂ）の範囲を矢線１９で示したものである。
【００５２】
これによれば、図１に示すＣ格子の燃料集合体１８で、比率（ａ／ｂ）を２．８５％とすることにより、原子炉運転時−低温時反応度差を従来より ０．４％Δｋ改善することができる。さらに、この図２に示すように、比率（ａ／ｂ）を２．８５％以上とすることで、改善量を従来より大幅に増すことができる。
なお、Ｄ格子の燃料集合体の場合も、前記図１７に示した従来のＤ格子の燃料集合体１６を基準（比率２．５８％）とすれば、このＣ格子の直線にほぼ重なることから、上記式（１） を適用することができる。
【００５３】
これは、原子炉停止時において、中性子減速過剰領域として働くチャンネルボックス９間の非沸騰水領域の幅ＧＷ，ＧＮを拡大した場合と同様の効果によるものである。なお、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａ以外に、燃料棒間ピッチｈを拡げて、燃料棒２と燃料棒２の間隙を燃料束内部で局所的に拡げる方法でも同様の効果があるが、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを拡げる方法が最も効果が大きい。
【００５４】
また、この方法によれば、チャンネルボックス９のサイズが変わらないので、現行の薄型制御棒１１をそのまま使用できる。さらに、チャンネルボックス９内の冷却材流路面積も同じなので、炉心圧力損失もほぼ同じであり、安定性（炉心安定性及びチャンネル安定性）が従来より低下することはない。
【００５５】
図３の特性図は、平均取出燃焼度５０ＧＷｄ／ｔのＣ格子の燃料集合体及びＤ格子の燃料集合体について、比率（ａ／ｂ）を種々に変えた場合の、原子炉停止時（低温時）の制御棒価値（低温時の無限増倍率が最大となる燃焼度における値）を示す。
これによれば、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを拡大して比率（ａ／ｂ）を変えても低温時の制御棒価値はそれほど変わらないので、前記図２に示す原子炉運転時−低温時反応度差 ０．４％Δｋの改善は、そのまま炉停止余裕 ０．４％Δ程度の改善となる。
【００５６】
また、従来のＣ格子の燃料集合体１０（比率２．５８％）で、取出燃焼度５０ＧＷｄ／ｔを目指した場合に、集合体平均濃縮度増加に伴う原子炉運転時−低温時反応度差の増加に起因して、取出燃焼度が４５ＧＷｄ／ｔの場合に比べて炉停止余裕が ０．４％Δｋ程度悪化する結果が得られている。
仮に、この燃料で比率（ａ／ｂ）を２．８５％に変更すれば、炉停止余裕を ０．４％Δｋ程度改善できるので、取出燃焼度増加に伴う原子炉運転時−低温時反応度差の低下分を、比率（ａ／ｂ）の増加でほぼ打ち消すことができる。
【００５７】
このように、従来のＣ格子の燃料集合体１０で、取出燃焼度４５ＧＷｄ／ｔの場合の炉停止余裕と同程度の炉停止余裕を実現できるような平均取出燃焼度Ｅと比率（ａ／ｂ）の関係を調べると、図４の特性図に示すようになり、ほぼ直線関係にあることがわかる。
したがって、比率（ａ／ｂ）が上記式（１） を満たせば、従来のＣ格子の燃料集合体１０以上の炉停止余裕を確保できることになる。
【００５８】
さらに、従来のＣ格子の燃料集合体１０、またはＤ格子の燃料集合体１６において、この比率（ａ／ｂ）を２．８５％とすると、従来のＳ格子の燃料集合体１２における燃料棒間ピッチｈを共通化できる効果がある。
これにより、従来は互いに形状が異なっていたＣ，Ｎ，Ｄ格子とＳ格子の２種類の燃料集合体において、燃料スペーサの一部分など部品の共通化ができるので、燃料集合体の製造コストが低減できる。
【００５９】
また、この場合に例えば、平均取出燃焼度Ｅを５０ＧＷｄ／ｔ以上を目指してＣ格子の燃料集合体１８において、比率（ａ／ｂ）をより高めた場合は、これに応じてＳ格子の燃料集合体における比率（ａ／ｂ）を増加させることにより、Ｃ格子とＳ格子の燃料集合体で燃料棒間ピッチｈを共通化させることができる。
【００６０】
なお、図４において斜線で示した部分が式（１） の適用範囲で、従来のＣ格子の燃料集合体１０の炉停止余裕の基準である比率２．５８％で４５ＧＷｄ／ｔの場合を黒丸で示し、本第１実施例のＣ格子の燃料集合体１８を、比率２．８５％で５０ＧＷｄ／ｔの場合を白丸２０で、また他の平均取出燃焼度Ｅの場合も白丸にて示している。
さらに、他の原子力発電プラントで採用されている従来の燃料集合体についても、Ｓ格子の燃料集合体を四角、Ｎ格子の燃料集合体を三角、及びＤ格子の燃料集合体を黒四角で示す。
【００６１】
これにより、現行のＳ格子の燃料集合体１２とＮ格子の燃料集合体１５は、厚型制御棒１４を使用しているので低温時の制御棒価値が大きく、中性子減速過剰領域として働く非沸騰水領域の幅が大きいので、両者ともに従来の格子形状で平均取出燃焼度５５ＧＷｄ／ｔ程度まで実現できることがわかる。
【００６２】
一方、Ｄ格子の燃料集合体１６は、平均取出燃焼度４５ＧＷｄ／ｔの従来のＣ格子の燃料集合体１０（黒丸）に比べて、炉停止余裕が ０．３乃至 ０．５％Δｋ程度低くなっているが、もともと基準とした従来のＣ格子の燃料集合体１０の炉停止余裕（黒丸）に十分な余裕があるので、Ｃ格子の燃料集合体１８場合と同じに式（１） を用いても、設計目標（ １．０％Δｋ） を十分満足できる。
【００６３】
したがって、本発明では、Ｄ格子の燃料集合体の場合もＣ格子の燃料集合体の場合と同じ式（１） を用いることとする。
これにより、図２に示すように、原子炉運転時−低温時反応度差が ０．４％Δｋ程度低減でき、平均取出燃焼度４５ＧＷｄ／ｔの従来のＣ格子の燃料集合体１０と同程度の炉停止余裕で、平均取出燃焼度５０ＧＷｄ／ｔを達成することができる。
【００６４】
第２実施例は、図５の横断面図に示すように燃料集合体２１が、通常サイズのチャンネルボックス９と薄型制御棒１１を使用した９行９列のＣ格子形状で、８本の短尺燃料棒３を最外周燃料棒２から２層目の燃料棒の角部を除いた一部分に分散し、２本を中央部に配設したウォータロッド４に最も隣接して配置した構成とする。なお、平均取出燃焼度は５５ＧＷｄ／ｔを目指した場合のものである。
【００６５】
ここで、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを燃料集合体間ピッチｂで割った比率（ａ／ｂ）を次の式（２） の関係とする。
（ａ／ｂ）≧０．０７×Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）−１．００（％）…（２）
【００６６】
したがって、上記式（２） において、平均取出燃焼度Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）を目標の５５ＧＷｄ／ｔとすると、比率（ａ／ｂ）は０．０７×５５−１．００＝２．８５％となることから、このＣ格子の燃料集合体２１は、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａ＝ ４．３ｍｍ、燃料集合体間ピッチｂ＝ １５１ｍｍ、燃料棒間ピッチｈ＝１４．３ｍｍに構成される。
これにより、この２．８５％を下限値とした比率（ａ／ｂ）は、前記図１４に示した従来のＣ格子の燃料集合体１０から、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを ０．４ｍｍ程度拡大したことに相当する。
【００６７】
ところで、前記第１実施例と、前記課題において述べた（３） の短尺燃料棒３を燃料束最外周位置、またはウォータロッド４に隣接して配置するものと、（４） の短尺燃料棒３の本数を増すことによる、炉停止余裕の改善方法を併用するのも有効である。
【００６８】
すなわち、従来の９行９列の燃料集合体において、限界出力を悪化させない範囲内で短尺燃料棒３の配置を変更する。あるいは、短尺燃料棒３の有効長上端が原子炉停止時に生じる軸方向中性子束分布のピーク位置より十分低い範囲内で、短尺燃料棒３の有効長を増加しつつ短尺燃料棒３の本数を増加して燃料集合体の一体当りの燃料重量を保持し、さらに、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを拡大しても良い。
【００６９】
なお、短尺燃料棒３の有効部上端が、原子炉停止時の軸方向中性子束分布のピーク位置より十分下方にないと、短尺燃料棒３の炉停止余裕改善効果は小さいので、所定の燃料重量を維持して短尺燃料棒３の数を増す方法には自ずと上限がある。
【００７０】
この際に前記（３） または（４） の方法により、ある程度炉停止余裕を改善しているので、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａの拡大量、すなわち、比率（ａ／ｂ）は、上記第１実施例の場合より少なくて済む。
本第２実施例はこの場合に相当し、図１の第１実施例の燃料棒配列に対して、ウォータロッド４の周囲に短尺燃料棒３を２本追加し、かつ位置を変更している。
【００７１】
なお燃料棒の配列は、図５において燃料棒の位置座標（２，２）（２，３）（３，２）及び（２，８）（２，７）（３，８）と、これの対称位置の計１２本に、符号Ｇで示すガドリニア入り燃料棒２ａを配置し、原子炉運転時及び停止時の燃料集合体２１のコーナー付近の燃料棒２の局所出力を抑えることを行っている。
【００７２】
この場合には図６の特性図における直線２２で示すように、短尺燃料棒３の本数増加により炉停止余裕が改善されるので、平均取出燃焼度Ｅと比率（ａ／ｂ）の関係は、前記式（２） のようになり、定数項部分（−１．００）が第１実施例（−０．６５）より小さくできる。なお、図６において直線２３は第１実施例のものを示す。
【００７３】
このように、第１実施例の燃料集合体１８と同じｃｈ−ｒｏｄ間隔ａで、平均取出燃焼度５５ＧＷｄ／ｔを達成できるのは、短尺燃料棒３の本数増加による原子炉運転時−低温時反応度差が改善されたことによる。
これにより、上記第１実施例と第２実施例におけるＣ格子の燃料集合体１８，２１は、いずれも、図１５に示した従来のＳ格子の燃料集合体１２（コンパクトチャンネルボックス１３と厚型制御棒１４を使用したもの）と燃料棒間ピッチｈが１４．３ｍｍとして共通化することができる。
【００７４】
第３実施例は、図７の横断面図に示すように燃料集合体２４が、通常サイズのチャンネルボックス９と、薄型制御棒１１を使用した１０行１０列のＣ格子形状で、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａ＝ ４．３ｍｍ、燃料集合体間ピッチｂ＝ １５１ｍｍとし、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを燃料集合体間ピッチｂで割った比率（ａ／ｂ）を２．８５％とする。
また、１２本の短尺燃料棒３を最外周燃料棒から２層目の燃料棒の一部分に分散して配置し、さらに２本をウォータロッド４に隣設して配置した構成としている。なお、平均取出燃焼度５０ＧＷｄ／ｔを目指した場合のものである。
【００７５】
これは、上記第１実施例と同じ比率（ａ／ｂ）で、同程度の原子炉運転時−低温時反応度差を有するように、短尺燃料棒３の本数や位置を設定しているので、第１実施例と同じ関係の式（１） を適用できる。
これにより、第１実施例と同じ比率（ａ／ｂ）２．８５％であることから、同程度の平均取出燃焼度５０ＧＷｄ／ｔを達成することができる。
【００７６】
第４実施例は、図８の横断面図に示すように燃料集合体２５が、通常サイズのチャンネルボックス９と薄型制御棒１１を使用した１０行１０列のＣ格子形状で、８本の短尺燃料棒３を最外周燃料棒２から２層目の燃料棒の一部分に分散して配置し、さらに６本をウォータロッド４に隣接して配置している。
【００７７】
また、最外周燃料棒２から２層目の燃料棒の一部については、上記第２実施例と同様に、位置座標（２，２）（２，３）（３，２）及び（２，９）（２，８）（３，９）と、これと対称位置の計１２本の位置にガドリニア入り燃料棒２ａを配置した構成としている。なお、平均取出燃焼度５５ＧＷｄ／ｔを目指した場合のものである。
【００７８】
また、短尺燃料棒３の配置は原子炉運転時−低温時反応度差をより改善するもので、ガドリニア入り燃料棒２ａの配置は、原子炉運転時及び停止時の集合体コーナー付近の燃料棒の局所出力を抑えるためである。
【００７９】
ここで、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを燃料集合体間ピッチｂで割った比率（ａ／ｂ）を次の式（３） の関係とする。
（ａ／ｂ）≧０．０７×Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）−１．１５（％）…（３）
【００８０】
したがって、上記式（３） において、平均取出燃焼度Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）を目標の５５ＧＷｄ／ｔとすると、比率（ａ／ｂ）は０．０７×５５−１．１５＝２．７０％となることから、このＣ格子の燃料集合体２５は、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａ＝ ４．３ｍｍ、燃料集合体間ピッチｂ＝ １５１ｍｍに構成している。
【００８１】
この結果から２．７０％を下限値とした比率（ａ／ｂ）は、前記図１４に示した従来のＣ格子の燃料集合体１０から、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを ０．４ｍｍ程度拡大したことに相当し、第３実施例の比率（ａ／ｂ）２．８５％より小さい比率（ａ／ｂ）２．７０％で平均取出燃焼度５５ＧＷｄ／ｔを達成できる。
なお、この場合の平均取出燃焼度Ｅと比率（ａ／ｂ）の関係は、式（３） のようになり図６の直線２６で示すように改善される。
【００８２】
第５実施例は、図９の横断面図に示すように燃料集合体２７が、通常サイズのチャンネルボックス９と薄型制御棒１１を使用した９行９列のＣ格子形状で、制御棒挿入側の非沸騰水領域の幅ＧＷと制御棒非挿入側の非沸騰水領域の幅ＧＮが等しく（ＧＷ＝ＧＮ）、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａ＝ ５．９ｍｍ、燃料集合体間ピッチｂ＝ １５１ｍｍに構成している。
【００８３】
さらに、８本の短尺燃料棒３を、最外周燃料棒から２層目の燃料棒２の一部分に分散して配置して、平均取出燃焼度６５ＧＷｄ／ｔを目指した場合のものである。
また、比率（ａ／ｂ）については、上記式（１） を適用して目標とする平均取出燃焼度６５ＧＷｄ／ｔでは、比率（ａ／ｂ）３．９０％（＝０．０７×６５−０．６５）を下限値としている。
【００８４】
第６実施例は、図１０の横断面図に示すように燃料集合体２８が、通常サイズのチャンネルボックス９と中程度の厚さの制御棒１７を使用した９行９列のＤ格子形状で、制御棒挿入側の非沸騰水領域の幅ＧＷが制御棒非挿入側の非沸騰水領域の幅ＧＮより大きく（ＧＷ＞ＧＮ）、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａ＝ ５．９ｍｍ、燃料集合体間ピッチｂ＝ １５１ｍｍに構成している。
【００８５】
さらに、８本の短尺燃料棒３を最外周燃料棒２から２層目の燃料棒の一部分に分散配置して、平均取出燃焼度６５ＧＷｄ／ｔを目指した場合のものである。
このＤ格子の燃料集合体２９においても比率（ａ／ｂ）については、上記式（１） を適用して目標とする平均取出燃焼度６５ＧＷｄ／ｔでは、３．９０％（＝０．０７×６５−０．６５）を下限値としている。
【００８６】
なお、以上の一実施例では比率（ａ／ｂ）を下限値として、それぞれの式（１） 〜（３） の適用について説明したが、いずれも図６に示すように、これ以上の値に設定しても良く、その場合に炉停止余裕がより改善される。
ただし、この比率（ａ／ｂ）を必要以上に増加させ過ぎると、原子炉運転時の反応度の損失量が増加し、また、運転時の局所出力ピーキング係数も増して、線出力密度が悪化することになる。
【００８７】
また、燃料棒間ピッチｈが過度に小さくなると、燃料棒１本当りの冷却材供給量が減少して限界出力が低下する。したがって、この比率（ａ／ｂ）は炉停止余裕の目標値を満足する範囲で適切に設定しなければならない。
例えば、図１に示した第１実施例の燃料集合体１８において、燃料棒ピッチｈを小さくしてｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを増加させて、比率（ａ／ｂ）を２．８５％から ４．５％に増加させた場合には、図２に示したように原子炉運転時−低温時反応度差が大きく改善されて炉停止余裕は大幅に改善される傾向となる。
【００８８】
しかしながら、図１１の特性図に示すボイド率４０％の履歴で燃料計算を行った例では、燃料集合体の設計（濃縮度分布、Ｇｄ本数、濃度位置など）を従来の比率（ａ／ｂ）２．５８％の基準燃料と同じとした場合は、原子炉運転時反応度の損失が増し、また、図１２の特性図に示すように局所出力ピーキング係数が増加する。
【００８９】
この量は、第１実施例に示した比率（ａ／ｂ）２．８５％の場合はわずかであるが、比率（ａ／ｂ） ４．５％の場合には、運転特性上無視できない。したがって、炉停止余裕を大幅に改善する必要がない場合には、比率（ａ／ｂ）は、それぞれの関係する式（１） 〜（３） の下限値に近い値とするのが良い。
【００９０】
一方、炉停止余裕を従来より若干悪化させても支障ない場合には、比率（ａ／ｂ）を、それぞれの式（１） 〜（３） の下限値より若干小さく設定できる。例えば、従来の燃料より炉停止余裕が ０．２％Δｋ下がっても許せる場合は、原子炉運転時−低温時反応度差を ０．２％Δｋ小さくでき、その場合に、図２より比率（ａ／ｂ）を０．１４程度下げても良くなる。
【００９１】
このことは、上記第１実施例に示した比率（ａ／ｂ）２．８５％の高燃焼度型の燃料集合体１８では、比率（ａ／ｂ）を２．７１％とすることができ、これにより、燃料棒間ピッチｈを若干大きくすることができる。したがって、比率（ａ／ｂ）の下限値を僅かに下回る程度ならば、実用上で支障は生じない範囲に入る。
【００９２】
なお、本発明については以上の一実施例に限らず、２層目の短尺燃料棒３の位置を種々変更した場合にも適用できる。また、一実施例はＣ格子の燃料集合体について説明したが、Ｄ格子は勿論のことＳ格子やＮ格子の各種条件の異なる燃料集合体についても、Ｃ格子の燃料集合体の場合と同じ燃料棒間ピッチｈとして、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａをそれぞれの格子に適合させることができる。
【００９３】
すなわち、チャンネルボックス内の燃料束の最外周燃料棒の外面で決まる燃料束外幅を同じとして関連要素を共通化しても、図４に示す炉停止余裕の改善効果から十分高燃焼度化に対応することができる。
【００９４】
【発明の効果】
以上本発明によれば、平均取出燃焼度が５０ＧＷｄ／ｔ以上とする高燃焼度用の燃料集合体に対して、ｃｈ−ｒｏｄ間隔ａを燃料集合体間ピッチｂで割った比率（ａ／ｂ）を平均取出燃焼度の関数で制限し、目標とする平均取出燃焼度に応じてこの比率（ａ／ｂ）を拡大していくことができる。
【００９５】
これにより、原子炉停止時のチャンネルボックス間の非沸騰水領域である中性子の減速過剰状態の幅を実効的に拡大し、原子炉停止時の実効増倍率を下げて、高燃焼度化に際して支障となる炉停止余裕の低下を抑制することができる。
さらに、従来原子力発電プラントによって種類の異なる燃料集合体で、燃料棒間隔を統一することにより燃料スペーサの一部分などを共通化して、燃料集合体を含む炉心のコスト低減ができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係る第１実施例の燃料集合体の横断面図。
【図２】本発明に係る第１実施例でｃｈ−ｒｏｄ間隔を拡大して比率（ａ／ｂ）を変えた場合の従来のＣ格子の燃料集合体を基準とした原子炉運転時−低温時反応度差の改善量特性図。
【図３】本発明に係る第１実施例で比率（ａ／ｂ）を変えた場合の原子炉停止時の制御棒価値特性図。
【図４】本発明に係る第１実施例と従来の燃料集合体の平均取出燃焼度と比率（ａ／ｂ）の特性図。
【図５】本発明に係る第２実施例の燃料集合体の横断面図。
【図６】本発明に係る一実施例の燃料集合体における平均取出燃焼度と比率（ａ／ｂ）の特性図。
【図７】本発明に係る第３実施例の燃料集合体の横断面図。
【図８】本発明に係る第４実施例の燃料集合体の横断面図。
【図９】本発明に係る第５実施例の燃料集合体の横断面図。
【図１０】本発明に係る第６実施例の燃料集合体の横断面図。
【図１１】本発明に係り第１実施例の燃料集合体における比率（ａ／ｂ）変更に対する運転時反応度損失量の特性図。
【図１２】本発明に係り第１実施例の燃料集合体における比率（ａ／ｂ）変更に対する運転時局所ピーキング係数増加量の特性図。
【図１３】燃料集合体で、（ａ）は縦断面図、（ｂ）は（ａ）のＢ−Ｂ矢視断面図、（ｃ）は（ａ）のＣ−Ｃ矢視断面図。
【図１４】従来の９行９列Ｃ格子の燃料集合体の横断面図。
【図１５】従来の９行９列Ｓ格子の燃料集合体の横断面図。
【図１６】従来の９行９列Ｎ格子の燃料集合体の横断面図。
【図１７】従来の９行９列Ｄ格子の燃料集合体の横断面図。
【符号の説明】
１…燃料集合体、２…長尺燃料棒、２ａ…ガドリニア入り燃料棒、３…短尺燃料棒、４…ウォータロッド（Ｗ）、５，６…燃料スペーサ、７…上部タイプレート、８…下部タイプレート、９…チャンネルボックス、１３…コンパクトチャンネルボックス、１０，１８，２１，２４，２５，２７…Ｃ格子の燃料集合体、１１…薄型制御棒、１２…Ｓ格子の燃料集合体、１４…厚型制御棒、１５…Ｎ格子の燃料集合体、１６，２８…Ｄ格子の燃料集合体、１７…中程度厚さの制御棒、１９…矢線、２０…白丸、２２…式（２） による直線、２３…式（１） による直線、２６…式（３） による直線、ａ…チャンネルボックス内壁と最外周燃料棒との間隙（ｃｈ−ｒｏｄ間隔）、ｂ…燃料集合体間ピッチ、Ｅ…平均取出燃焼度、ＧＮ…制御棒非挿入側の非沸騰水領域の幅、ＧＷ…制御棒挿入側の非沸騰水領域の幅、ｈ…燃料棒間ピッチ。

Claims (2)

1. 長尺燃料棒とこの長尺燃料棒よりも燃料有効部分が短い短尺燃料棒とを９行９列の格子状に束ねた燃料束をチャンネルボックスで包囲して構成したＳ格子、Ｎ格子及びＤ格子の燃料集合体において、前記短尺燃料棒８本が最外周燃料棒から２層目の燃料棒の一部分に分散して配置すると共に、平均取出燃焼度が50ＧＷｄ／ｔ以上の燃焼度で使用する場合に、平均取出燃焼度Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）、前記チャンネルボックスの内壁と最外周燃料棒との間隙ａ、及び燃料集合体間ピッチｂの関係が、（ａ／ｂ）≧0.07×Ｅ−0.65（％）として設定され、Ｓ格子、Ｎ格子及びＤ格子の各燃料集合体に対して、Ｃ格子の燃料集合体における燃料棒ピッチである１４．３ mmを採用して燃料束を構成することを特徴とする燃料集合体。
2. 長尺燃料棒とこの長尺燃料棒よりも燃料有効部分が短い短尺燃料棒とを９行９列の格子状に束ねた燃料束をチャンネルボックスで包囲して構成したＳ格子、Ｎ格子及びＤ格子の燃料集合体において、前記10本の短尺燃料棒のうち８本を最外周燃料棒から２層目の燃料棒の一部分に分散して配置し、残りの２本を中央部に配設したウォータロッドに最も隣接して配置すると共に、平均取出燃焼度が50ＧＷｄ／ｔ以上の燃焼度で使用する場合に、平均取出燃焼度Ｅ（ＧＷｄ／ｔ）、前記チャンネルボックスの内壁と最外周燃料棒との間隙ａ、及び燃料集合体間ピッチｂの関係が、（ａ／ｂ）≧0.07×Ｅ−1.00（％）として設定され、Ｓ格子、Ｎ格子及びＤ格子の各燃料集合体に対して、Ｃ格子の燃料集合体における燃料棒ピッチである１４．３ mmを採用して燃料束を構成することを特徴とする燃料集合体。

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