JP4354621B2 - 沸騰水型原子炉用燃料集合体 - Google Patents

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、高燃焼度化を目的とした沸騰水型原子炉用燃料集合体に関する。
【０００２】
【従来の技術】
沸騰水型原子炉には、チャンネルボックスの外側に位置する水ギャップの幅が制御棒側と反制御棒側とで異なる非対称格子炉心と、これらが互いに等しい対称格子炉心との２種類がある。このうち、非対称格子はＤ格子と呼ばれる。また、対称格子炉心の中には、チャンネルボックスの内寸が互いに異なるＣ格子及びＳ格子と呼ばれる２種類の炉心構造の原子炉がある。
【０００３】
図７はＣ格子とＳ格子との関係を説明する説明図である。図に示すように、Ｃ格子はチャンネル内寸が約134mmと広く、Ｓ格子は約132mmと狭いが、この分、水ギャップはＳ格子の方が広くなっている。以上のような格子構造の違いによって、Ｃ格子とＳ格子では核熱水力学的な特性が異なっている。
【０００４】
ところで燃料集合体の製造においては、燃料ペレットの共通運用の考えが一般化している。これは、使用する燃料ペレットの濃縮度の種類を予め定めておき、格子構造の異なる原子炉に対しても、これらのペレット種のみを用いることによってウラン原料の手配、輸送、再転換及びペレット製造までの工程を共有し、製造コストの低減を図り、燃料の設計と製造を行うものである。以下、この概念を「濃縮度のコモンユース」と呼ぶ。
【０００５】
燃料集合体の核設計では、経済性や熱的運転余裕の確保などを目的に、燃料集合体の半径方向及び軸方向の濃縮度配列を決定することが主な作業であるが、従来技術における濃縮度のコモンユースにおいて濃縮度間隔は、その相対比を10％以上程度としている。この相対間隔は、製造上の濃縮度判別を容易にでき、また核設計において燃料棒出力を最適化するに充分な間隔として定められたものである。
【０００６】
一般に、対称格子であるＣ格子及びＳ格子向けの燃料集合体では、軸方向及び半径方向におけるペレット濃縮度配列が同じ核設計を用いることが多く、これは製造上の作業効率の向上の観点からは極めて都合がよい。すなわち、燃料棒濃縮度のコモンユースのみならず、ペレットが充填される燃料棒についても共通運用ができるからである。以下、この概念を「燃料棒のコモンユース」と呼ぶ。
【０００７】
従来の相対濃縮度間隔10％以上にて、燃料棒のコモンユースの運用ができた背景を説明すると、平均濃縮度で 4.0wt％以下程度、言い換えれば、平均取出燃焼度で45Gwd/tに相当する程度の燃料集合体であれば、熱的運転余裕が充分に確保できるため、Ｃ格子及びＳ格子間で核熱水力学的な特性差が多少異なり、運転余裕に差が出ても問題となることはなく目的とする経済性と熱的運転余裕を達成できたためである。
【０００８】
しかしながら、こうした従来技術は、さらなる高燃焼度化を進め燃料集合体の経済性を高める上では以下の点に問題が生じてきている。すなわち、燃料集合体の経済性を高めるためには、燃料集合体の平均濃縮度を高めることが不可欠である。現在、製造工程における臨界管理上の観点からウランの使用最高濃縮度は５wt％の制約があるため、高濃縮度化のためには、燃料集合体内に高濃縮度のペレットを如何に多く充填できるかが課題となっている。
【０００９】
この目的のために、燃料集合体中で出力の高い最外周において高い濃縮度の燃料ペレットを添加した場合でも、最大線出力密度や最小限界出力比（以下、「ＭＣＰＲ」という。）の熱的運転余裕を確保できるように、燃料集合体中の燃料棒本数を増加して燃料棒一本当たりの熱負荷を低減する燃料集合体が提案されている。現在のところ、燃料格子配列を従来の８×８配列から９×９配列や10×10配列とする案がある。しかしながら、こうした燃料集合体であっても、燃料集合体の平均濃縮度を高め、さらなる高燃焼度化を進めた場合、運転中充分な熱的運転余裕を維持することが困難となる場合がある。
【００１０】
高燃焼度化を進めると炉心内の燃料集合体間での燃焼度の開きが大きくなり、燃料集合体間の反応度差は拡大する。この結果、炉心の半径方向出力ピーキングは増大し、運転中のＭＣＰＲは小さくなる。すなわち、高燃焼度化によってＭＣＰＲの運転余裕は小さくなる。このように、高燃焼度化を目的とした高濃縮度化の程度は運転余裕とのバランスによりその上限が決定しているといっても過言ではない。こうした状況下で、燃料集合体の核設計においては、Ｃ格子炉心とＳ格子炉心との僅かな特性差が運転余裕に及ぼす影響を適切に考慮しつつ、濃縮度及び燃料棒のコモンユースを図ることが肝要となるが、従来技術においては充分な検討がなされていない。
【００１１】
以下、高燃焼度化燃料の従来技術について説明する。図８は従来技術における燃料集合体の断面図であり、燃料棒の濃縮度及びガドリニア分布を示している。本断面は 5.0wt％の濃縮度制限下で高燃焼度化を図った上部断面の設計例であり、ａ図はＣ格子向け、ｂ図はＳ格子向け設計の例である。Ｃ格子向けとＳ格子向けとは濃縮度の種類が共通であり、コモンユースが図られている。この例の場合は、最高濃縮度(ｅ1)とその次に高い濃縮度(ｅ2)の相対差（Ｒ）は10.1％（=(4.9-4.4)/4.9×100）である。
【００１２】
図８で最高濃縮度を用いていない燃料棒は、タイプ３（コーナ位置の４本）、タイプ２（Ｃ格子ではコーナの隣８本、Ｓ格子では更に隣を含め１６本）及びタイプＧ1（２層目の４隅） の燃料棒のみである。このうち、水ギャップの影響を受け最も中性子が熱化し易く出力ピーキングが大きくなるコーナ位置のタイプ３は、最大線出力密度を許容範囲に留めるため等の理由により低濃縮度化している。また、タイプＧ1 は、特に燃焼中期までの出力を低減する目的で低濃縮度化している。つまり、この位置は、水ギャップや水ロッドに隣接していないもののスペクトルの比較的軟らかい位置であり、ガドリニアの毒物効果の減損が大きい分、本ガドリニア入り燃料棒の出力、即ち燃料温度が高まり、燃料棒内圧が上昇することを避けるためである。
【００１３】
また，タイプ２は最大線出力密度と最小限界出力比を満足させるために低濃縮度化している。ここで、Ｃ格子とＳ格子では、タイプ２の濃縮度配列は異なったものとなっており、この結果、平均濃縮度はＳ格子の方が、Ｃ格子より0.05wt％だけ低くなっている。この原因はＣ格子とＳ格子での限界出力の特性差にある。すなわち、チャンネルボックス内寸が小さいＳ格子の場合、後述するように、ＭＣＰＲを決定する限界出力特性はＣ格子と比べて低下する傾向がある。従来実施例においては、Ｃ格子の濃縮度配列をＳ格子に適用するとＭＣＰＲ運転余裕を設計目標以下にすることができない。このため、Ｓ格子においては、限界出力の小さい（沸騰遷移の起こりやすい）位置に対して、局所ピーキング係数の低減を要求され、この位置の燃料棒を低濃縮度とせざるを得なくなり、結果として、Ｓ格子での平均濃縮度はＣ格子まで高められず、この分、目標とする高燃焼度化を達成できない設計となっている。
【００１４】
この様子を図９に示す。図９はＭＣＰＲ運転余裕と経済性について従来例を比較した図である。具体的には、以下の３ケースに対し、ＭＣＰＲ運転余裕と経済性とについて相対比較したものである。
ケースＣ ：図８のａ図に示すＣ格子の従来例の設計ケース（基準）
ケースＳ ：図８のｂ図に示すＳ格子の従来例の設計ケース
ケースＳ' ：図８のａ図のＣ格子の従来例の設計を仮想的にＳ格子に適用したケース
【００１５】
図より明らかなように、ケースＳのＭＣＰＲ運転余裕はケースＣと同程度に確保できるが、Ｃ格子とＳ格子の間での燃料棒のコモンユースを達成できないばかりか、濃縮度低下により経済性が著しく劣ってしまう。また、濃縮度がケースＣと同じケースＳ'では、コモンユースに問題はなく、経済性はＣ格子と同等とできるが、目標とするＭＣＰＲ運転余裕を確保できないことが判る。尚、ここではＭＣＰＲ運転余裕として、運転制限値の１０％以上を確保することを想定した。
【００１６】
以上のように、従来技術では、濃縮度のコモンユースを前提に高濃縮度化を進めたとき、限界出力特性が低下するＳ格子に対しては、Ｃ格子と比べて、高濃縮度化すなわち高燃焼度化を図れないか、ＭＣＰＲ運転余裕が確保できない、といった不具合が生じてきている。
【００１７】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、２種類の対称格子であるＣ格子及びＳ格子向け燃料集合体に対し、濃縮度及び燃料棒のコモンユースを図りつつ、最小限界出力比の運転余裕を維持し、高燃焼度化を達成するのに好適な燃料集合体の燃料棒配列を得ることを目的とする。
【００１８】
【課題を解決するための手段】
請求項１に記載された発明に係る沸騰水型原子炉用燃料集合体は、Ｃ格子炉心及びＳ格子炉心向けの９×９以上の格子配列及び4.0 wt％以上の集合体平均濃縮度を有する高燃焼度化沸騰水型原子炉用燃料集合体であって、
Ｃ格子炉心向けとＳ格子炉心向けとで以下の条件、
(a) 前記格子配列の格子数Ｎが互いに同一である。
(b) 前記格子配列の軸方向及び径方向の燃料ペレット濃縮度配列が互いに同一である。
(c) Ｃ格子炉心向けの場合の燃料棒の等間隔配列ピッチＰｃとＳ格子炉心向けの場合の燃料棒の等間隔配列ピッチＰｓとの差ΔＰ＝Ｐｃ−Ｐｓが次式の範囲にある。
ｆ_１×(Ｂｃ−Ｂｓ)/(Ｎ−１)≦ΔＰ≦ｆ_２×(Ｂｃ−Ｂｓ)/(Ｎ−１)
但し、Ｂｃ＞Ｂｓ、
Ｂｃ：Ｃ格子炉心向けの場合のチャンネルボックスの内寸、
Ｂｓ：Ｓ格子炉心向けの場合のチャンネルボックスの内寸、
Ｎ ：格子配列の格子数（9×9のときＮ=9、10×10のときＮ=10）、
ｆ_１，ｆ_２：０≦ｆ_１≦ｆ_２≦１の値を取る係数、
を満足するときに、
前記格子配列の最外周の燃料棒とチャンネルボックスとの間隙は四辺で互いに等しく、
前記格子配列の燃料棒有効長上部略１／３の領域における集合体横断面内の少なくとも一部には、核燃料物質の濃縮度が 4.9wt％以上５wt％以下の最高濃縮度(ｅ1)からなる燃料ペレット１及びその次に高い濃縮度(ｅ2)からなる燃料ペレット２を含み、
更に前記濃縮度ｅ1とｅ2との相対差Ｒ＝(ｅ1−ｅ2)/ｅ1×１００(％)が、
５(％)≦Ｒ＜10(％)
の範囲内にあり、
前記ｆ _１ ＝0.25、ｆ _２ ＝0.75、５(％)≦Ｒ＜８(％)であるものである。
【００２１】
請求項２に記載された発明に係る沸騰水型原子炉用燃料集合体は、請求項１に記載の燃料ペレット１及び／又は２が可燃性毒物を含有しない可燃性毒物無添加燃料ペレットを含み、該可燃性毒物無添加燃料ペレットが前記集合体横断面内の最外周部に配置されているものである。
【００２２】
請求項３に記載された発明に係る沸騰水型原子炉用燃料集合体は、請求項１又は２に記載された燃料ペレット１が可燃性毒物を含有する可燃性毒物添加燃料ペレットを含むものである。
【００２３】
請求項４に記載された発明に係る沸騰水型原子炉用燃料集合体は、請求項１〜３の何れかに記載された格子配列のほぼ中央位置における少なくとも燃料棒９本分に相当する領域が、角型の水ロッドによって置換えられているものである。
【００２４】
【発明の実施の形態】
本発明の燃料集合体は、最高濃縮度とその次に高い濃縮度との相対差を、Ｃ格子プラントとＳ格子プラントの限界出力特性の差に基づき設定するものである。本発明の燃料集合体に用いる燃料ペレット及び燃料棒は、Ｃ格子とＳ格子との間のコモンユースを維持したまま、Ｃ格子及びＳ格子の双方に対して、平均濃縮度を高めることができると共に、最小限界出力比の運転余裕を改善できる。
【００２５】
ここで、Ｃ格子炉心とＳ格子炉心とにおける核熱水力学的な特性差について詳細に説明する。ＭＣＰＲを決定する限界出力特性の差は、主にＣ格子とＳ格子でのチャンネルボックスの内寸の差により生じる。
【００２６】
以下の評価は、実規模模擬燃料集合体を用いた限界出力試験により得られた膨大な試験データの結果とサブチャンネル解析コードによる結果とに基づいている。この評価では、９×９格子形状及び10×10形状の燃料集合体に対して、燃料棒直径は各々約11mm及び約10mmと固定されている。また、燃料棒の相対出力は典型的な高燃焼度燃料の例として、全てのケースで最外周燃料棒で最大となる分布を用いた。尚、評価では、高燃焼度化に好適な燃料集合体として格子配列のほぼ中央位置に燃料棒９本分を占める角型の水ロッドが配置されたものを用いた。
【００２７】
燃料棒の配置は、燃料棒ピッチ（Ｐ）を等間隔とし、燃料棒とチャンネルボックスとの間隙（ＣＬ）を各４面で等しくした場合に、チャンネルボックス内寸（Ｂ）については、Ｃ格子及びＳ格子について、各々以下の式(1) が成り立つ。
Ｂi＝２×ＣＬi＋Ｐi×(Ｎ-１)＋Ｄ …式(1)
ここで、
Ｂ ：チャンネルボックス内寸
ＣＬ：燃料棒とチャンネルボックスの間隙
Ｐ ：燃料棒ピッチ
Ｎ ：燃料格子数（9×9格子配列のときＮ=9、10×10格子配列のときＮ=10）
Ｄ ：燃料棒直径
ｉ ：格子タイプを示す添え字（Ｃ格子のときｉ=ｃ、Ｓ格子のときｉ=ｓ）
【００２８】
ここで、Ｃ格子及びＳ格子で用いる燃料棒として同一のものを用いる（Ｄは変わらず）として、燃料棒ピッチの差△ＰをΔＰ＝Ｐc−Ｐsとすると式(1) より次の式(2) が成り立つ。尚、ΔＰ＝０は、燃料棒ピッチがＣ格子とＳ格子とで等しいときに相当する。
ΔＰ＝{(Ｂc−Ｂs)−２×(ＣＬc−ＣＬs)}／(Ｎ-１) …式(2)
【００２９】
また、燃料棒とチャンネルボックスとの間隙がＣ格子とＳ格子とで等しいとき、すなわち、ＣＬc−ＣＬs＝０となるとき、ΔＰは、式(2) から次の式(3) となる。
ΔＰ＝(Ｂc−Ｂs)/(Ｎ-１) …式(3)
【００３０】
図１はＣ格子を基準としたときのＳ格子における燃料棒ピッチ差と限界出力特性との相関関係を示した線図である。図に示す通り、Ｃ格子とＳ格子との燃料棒ピッチを変え、この差(△Ｐ)をパラメータとして評価した結果を示している。ここで、横軸はΔＰ、縦軸はＣ格子を基準としたときのＳ格子の限界出力の変化を示している。図中の実線は９×９格子配列の燃料集合体、点線は10×10格子配列の燃料集合体の結果である。
【００３１】
点ａは、Ｃ格子とＳ格子での燃料棒ピッチが等しい（ΔＰ＝０）状態である。また、点ｂ及びｂ'は、Ｃ格子とＳ格子で間隙ＣＬが等しい（式(3) に相当する）状態であり、点ｂは９×９格子配列の燃料集合体、点ｂ' は10×10格子配列の燃料集合体の場合である。
【００３２】
図に示す通り、ΔＰが点ａに近づくほど、Ｓ格子の間隙ＣＬはＣ格子よりも小さくなるため、最外周位置の燃料棒では、冷却効果が低下して限界出力は小さくなる。また、ΔＰが点ｂに近づくほど、燃料棒ピッチが小さくなり、燃料棒間の相互作用が大きくなる分（燃料棒の見かけの出力が大きくなる）ため、限界出力は小さくなる。以上の２つの効果により点ａ及び点ｂ（または点ｂ' ）の近傍においては、Ｓ格子の限界出力はＣ格子の場合と比較して約５％と著しく低下する。
【００３３】
また、点ａ及び点ｂ（または点ｂ' ）の中点当たりでは限界出力の低下は最小化し、中点よりａまたｂ（または点ｂ' ）へ25％から75％程度の変動範囲であれば、その低下は２〜２．５％程度である。
【００３４】
上記の要因（これを第１の要因とする。）の他にも、Ｓ格子の限界出力は、Ｃ格子と比べ以下の２点からより厳しくなる。
【００３５】
第２の要因は、Ｓ格子での局所ピーキング係数の増大である。一般に平均濃縮度 4.0wt％以上の燃料集合体を用いたとき、燃料棒相対出力の最大値は、最外周位置の燃料棒で発生する。ギャップ水の多いＳ格子では最外周の燃料棒において、中性子の熱化がＣ格子よりも活発であるため、Ｓ格子の場合にはＣ格子に比べ外周燃料棒の相対出力は、燃料集合体の濃縮度分布や燃焼度によらず約１〜２％増大する。これは、限界出力にして同じく約１〜２％の変化に相当する。
【００３６】
第３の要因は沸騰遷移が燃料の上部側で起こることに伴うものである。すなわち、ギャップ水が多く、軸方向反応度差が小さいＳ格子炉心では、出力分布の下部歪みが小さくなり、出力重みは上部側に移行するため、Ｃ格子に比べて限界出力は低下する。この効果は比較的小さく約0.5〜1％程度である。
【００３７】
以上、第１から第３の要因を統合すると、特に最外周燃料棒については、Ｓ格子の場合は、Ｃ格子に比べて、
0.25×(Ｂc−Ｂs)/(Ｎ-１)≦ΔＰ≦0.75×(Ｂc−Ｂs)/(Ｎ-１) …式(4)
のとき、限界出力は約3.5〜5.5％程度低下し、また、
0.0≦ΔＰ≦(Ｂc−Ｂs)/(Ｎ-１) …式(5)
のとき、限界出力は約3.5〜8％程度低下することが判った。
【００３８】
先に示した従来例において、Ｃ格子とＳ格子との濃縮度配列が異なるのは、この理由による。
【００３９】
次に、燃料棒の濃縮度と限界出力特性との関係について示す。図２は１本の燃料棒について、基準濃縮度から濃縮度を相対的に変化させたときの限界出力の変化を示した線図である。図に示す通り、両者は線形の関係があり、濃縮度が高いほど、燃料棒の相対出力は大きくなり、限界出力は低下する。この相対関係は、基準とする燃料棒の濃縮度や燃料棒位置にあまり依存しない。
【００４０】
本発明の構成による燃料ペレットは、図２より、Ｃ格子とＳ格子との限界出力特性差による３．５〜８％程度を補償できるように定めたものであり、使用する燃料ペレットにおいて、最高濃縮度とその次に高い濃縮度の相対差を５％以上10％未満としている。本発明の構成を用いれば、断面平均濃縮度を高めて、しかも、Ｃ格子のみならず、限界出力が低下するＳ格子に対しても、目標とするＭＣＰＲの運転余裕を確保することができる燃料集合体を提供できる。また、Ｃ格子とＳ格子の燃料集合体の核設計は同一のままなので、前述のような製造上の利点も失われない。
【００４１】
【実施例】
（第１の実施例）
図３は本発明の第１実施例である燃料集合体上部断面における濃縮度及びガドリニア配列を示す説明図である。本実施例では、最高濃縮度の次に濃縮度が高いペレットの濃縮度を 4.4wt％から4.65wt％とした。このとき、濃縮度相対差（Ｒ）は 5.1％（=(4.9-4.65)/4.9×100）であり、５％以上10％未満である。本実施例では、上記のタイプ２の濃縮度レベル以外は、図８(b) のＳ格子の従来例に同じである。平均濃縮度は、図８の従来例ではＣ格子で4.73wt％、Ｓ格子で4.68wt％であるのに対し、本実施例ではＣ格子、Ｓ格子共に4.75wt％であり、平均濃縮度は増加できている。
【００４２】
本実施例の燃料棒毎の限界出力特性を従来例と比較して図４に示す。図４は従来例及び本実施例におけるＣ格子及びＳ格子の限界出力特性の相対関係を示した線図である。図４のａ図は従来例であるＣ格子の濃縮度分布（図８のａ図で示す）での結果である。図４のｂ図及び図４のｃ図は本発明によるＣ格子及びＳ格子の実施例による結果である。結果は、ガドリニアの毒物効果が消滅し、反応度が最も大きくなる 10GWd/tで代表して示している。図４のａ図、ｃ図に記載された各数値は、図４のａ図で最も限界出力が厳しい燃料棒における限界出力を基準値（1.0） として相対比較したものである。ここでは、数値が小さいほど限界出力が大きく、ＭＣＰＲが大きいことを示す。たとえば0.95であれば、基準よりも５％限界出力が改善していることを示す。
【００４３】
図４に示す通り、従来例のＣ格子と比べて、本実施例の限界出力はＣ格子で５％向上し、Ｓ格子では同等となっている。この様子を図５に示す。図５はＭＣＰＲの運転余裕と経済性とについて従来例と実施例とを比較した図である。具体的には、図９に示した３ケースと、図３に示すケースＣＮ及びＳＮとに対し、ＭＣＰＲ運転余裕と経済性について相対比較したものである。
ケースＣ ：図８のａ図に示すＣ格子の従来例の設計ケース（基準）
ケースＳ ：図８のｂ図に示すＳ格子の従来例の設計ケース
ケースＳ' ：図８のａ図のＣ格子従来例の設計を仮想的にＳ格子に適用したケース
ケースＣＮ：図３に示す実施例のＣ格子の結果
ケースＳＮ：図３に示す実施例のＳ格子の結果
【００４４】
このように、本実施例により、２種類の対称格子であるＣ格子及びＳ格子向け燃料集合体に対し、濃縮度及び燃料棒のコモンユースを図りつつ、Ｃ格子及びＳ格子双方に対して平均濃縮度を高め、経済性を向上させることができると共に、ＭＣＰＲを設計目標値まで改善することができた。
【００４５】
（第２の実施例）
図６に、本発明の第２の実施例である燃料集合体断面の濃縮度及びガドリニア配列を示す。本燃料集合体は、平均濃縮度は4.32wt％である。つまり、平均濃縮度は 4.0wt％以上となっており、高燃焼度燃料集合体である。本実施例では、上部断面のうち、特に沸騰遷移の起こりやすい軸方向ノードで18〜20ノードに位置する断面に着目した。この断面において最高濃縮度は燃料棒タイプ１の4.95wt％、その次に高い濃縮度は燃料棒タイプ２の4.60wt％とした。このとき、濃縮度相対差（Ｒ）は7.1％［=(4.95-4.60)/4.95×100］であり、５％以上１０％未満である。
【００４６】
また、本燃料集合体においては以下の配慮により、ガドリニア入り燃料棒を最高濃縮度とすることができ、高濃縮度化に寄与している。すなわち、最外周燃料棒に最高濃縮度を配して、ガドリニアの混入がない燃料棒の相対出力を高めていること、さらに、ガドリニア入り燃料棒は、相対出力が比較的小さい位置、つまり、ギャップ水や水ロッドといった非沸騰水に隣接しない位置に配することで、ガドリニア入り燃料棒の相対出力を低減させていること、の２つの効果により、最高濃縮度を有するガドリニア入り燃料棒であっても線出力密度を許容範囲内に抑えることができ、熱機械的健全性は確保される。
【００４７】
本実施例の燃料集合体の燃料棒配列は、Ｃ格子及びＳ格子に対し軸方向及び半径方向において濃縮度配列は互いに同じであり、それぞれの格子でＭＣＰＲ運転余裕を確保できる。この際、平均取出燃焼度は、18ヶ月連続運転の場合で約 50GWd/t、また、13ヶ月連続運転の場合で約 54GWd/tまで高めることができる。なお、本実施例は、18ヶ月運転での適用例であり、13ヶ月運転に適用するためにはガドリニア濃度を低減するなどの僅かな修正が必要となるが、本発明の作用効果が失われることはない。
【００４８】
以上、本発明では、高燃焼度化に好適な燃料集合体として格子配列のほぼ中央位置に燃料棒９本分を占める水ロッドが配置されたものについて実施例を示した。本発明の構成は、高燃焼度燃料集合体において限界出力が小さくなりやすい最外周燃料棒において、Ｃ格子とＳ格子との間の限界出力の相対関係に着目したものである。このため、燃料棒の直径や水ロッドの構造、本数及び配置が本実施例と異なる燃料集合体であっても、本発明により同様な作用効果が得られる。
【００４９】
本発明によれば、２種類の対称格子であるＣ格子及びＳ格子向けの燃料集合体に対し、濃縮度及び燃料棒のコモンユースを図りつつ、最小限界出力比の運転余裕を維持し、高燃焼度化を達成するのに好適な燃料集合体を提供できる。この結果、炉心の安全性は高まり、また、高燃焼度化による燃料サイクルコストの低減が可能となる。さらに、濃縮度ペレットの種類と量のみならず燃料棒をも共有化できることから、燃料製造コストが低減するなど本産業の発展に著しく貢献できる。
【００５０】
【発明の効果】
本発明は以上説明した通り、２種類の対称格子であるＣ格子及びＳ格子向け燃料集合体に対し、濃縮度及び燃料棒のコモンユースを図りつつ、最小限界出力比の運転余裕を維持し、高燃焼度化を達成するのに好適な燃料集合体を得ることができるという効果がある。
【図面の簡単な説明】
【図１】Ｃ格子を基準としたときのＳ格子における燃料棒ピッチ差と限界出力特性との相関関係を示した線図である。
【図２】１本の燃料棒について、基準濃縮度から濃縮度を相対的に変化させたときの限界出力の変化を示した線図である。
【図３】本発明の第１の実施例である燃料集合体断面の濃縮度及びガドリニア配列を示す説明図である。
【図４】従来例及び本実施例におけるＣ格子及びＳ格子の限界出力特性の相対関係を示した線図である。
【図５】ＭＣＰＲの運転余裕と経済性とについて従来例と実施例とを比較した図である。
【図６】本発明の第２の実施例である燃料集合体断面の濃縮度及びガドリニア配列を示す説明図である。
【図７】Ｃ格子とＳ格子との関係を説明する説明図である。
【図８】従来技術における燃料集合体の断面図であり、燃料棒の濃縮度及びガドリニア分布を示している。
【図９】ＭＣＰＲの運転余裕と経済性について従来例を比較した図である。

Claims (4)

1. Ｃ格子炉心及びＳ格子炉心向けの９×９以上の格子配列及び4.0 wt％以上の集合体平均濃縮度を有する高燃焼度化沸騰水型原子炉用燃料集合体であって、
   Ｃ格子炉心向けとＳ格子炉心向けとで以下の(a)〜(c)の条件、
   (a) 前記格子配列の格子数Ｎが互いに同一である。
   (b) 前記格子配列の軸方向及び径方向の燃料ペレット濃縮度配列が互いに同一である。
   (c) Ｃ格子炉心向けの場合の燃料棒の等間隔配列ピッチＰｃとＳ格子炉心向けの場合の燃料棒の等間隔配列ピッチＰｓとの差ΔＰ＝Ｐｃ−Ｐｓが次式の範囲にある。
   ｆ_１×(Ｂｃ−Ｂｓ)/(Ｎ−１)≦ΔＰ≦ｆ_２×(Ｂｃ−Ｂｓ)/(Ｎ−１)
   但し、Ｂｃ＞Ｂｓ、
   Ｂｃ：Ｃ格子炉心向けの場合のチャンネルボックスの内寸、
   Ｂｓ：Ｓ格子炉心向けの場合のチャンネルボックスの内寸、
   Ｎ ：格子配列の格子数（9×9のときＮ=9、10×10のときＮ=10）、
   ｆ_１，ｆ_２：０≦ｆ_１≦ｆ_２≦１の値を取る係数、
   を満足するときに、
   前記格子配列の最外周の燃料棒とチャンネルボックスとの間隙は四辺で互いに等しく、
   前記格子配列の燃料棒有効長上部略１／３の領域における集合体横断面内の少なくとも一部には、核燃料物質の濃縮度が 4.9wt％以上５wt％以下の最高濃縮度(ｅ1)からなる燃料ペレット１及びその次に高い濃縮度(ｅ2)からなる燃料ペレット２を含み、
   更に前記濃縮度ｅ1とｅ2との相対差Ｒ＝(ｅ1−ｅ2)/ｅ1×１００(％)が、
   ５(％)≦Ｒ＜10(％)
   の範囲内にあり、
   前記ｆ _１ ＝0.25、ｆ _２ ＝0.75、５(％)≦Ｒ＜８(％)である
   ことを特徴とする沸騰水型原子炉用燃料集合体。
2. 前記燃料ペレット１及び／又は２が可燃性毒物を含有しない可燃性毒物無添加燃料ペレットを含み、該可燃性毒物無添加燃料ペレットが前記集合体横断面内の最外周部に配置されていることを特徴とする請求項１に記載の沸騰水型原子炉用燃料集合体。
3. 前記燃料ペレット１が可燃性毒物を含有する可燃性毒物添加燃料ペレットを含むことを特徴とする請求項１又は２に記載の沸騰水型原子炉用燃料集合体。
4. 前記格子配列のほぼ中央位置における少なくとも燃料棒９本分に相当する領域が、角型の水ロッドによって置換えられていることを特徴とする請求項１〜３の何れかに記載の沸騰水型原子炉用燃料集合体。

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