JP4970871B2 - 沸騰水型軽水炉炉心 - Google Patents

Description

本発明は、沸騰水型軽水炉炉心に係り、特に、熱的余裕を現在運転中のＢＷＲと同程度に保ちつつ、増出力が可能な沸騰水型軽水炉炉心に関する。

軽水を中性子減速材兼冷却材として用いる沸騰水型軽水炉炉心（以下、ＢＷＲ炉心という）は、多数の燃料集合体、及び燃料集合体相互間に挿入される制御棒を有している。燃料集合体は複数の燃料棒及び水ロッドを結束して構成された燃料バンドルを有し、この燃料バンドルはスペーサによって燃料棒相互間を所定間隔に保持している。燃料棒の上下端部は上部タイプレート及び下部タイプレートに支持される。燃料バンドルは、チャンネルボックス内に挿入されており、チャンネルボックスによって取囲まれている。チャンネルボックスの上端部は上部タイプレートに取り付けられており、その下端部は下部タイプレートに嵌め合わされている。燃料集合体格子は、横断面において、チャンネルボックス内側に存在する燃料棒格子領域及び水ロッド内部領域（飽和水領域）、及びチャンネルボックスの外側に存在するギャップ水領域（飽和水領域）に分けられる。燃料棒格子領域では燃料棒からの熱伝達によりボイドが発生する。しかしながら、ギャップ水領域ではボイドが発生しない。このため、チャンネルボックス内外の圧力差により、チャンネルボックスを外側へ向かって押す力が発生する。

近年、原子力発電においては発電コストの低減が重要な課題となっている。原子炉運転中のプルトニウム生産量増加による燃料サイクルコストの低減、及びプラントの連続運転期間の増大によって、その発電コストの低減を図る対応策が特許文献１に記載されている。特許文献１に記載された対応策、すなわち、燃料集合体の燃料装荷量の増大策は、以下の通りである。炉心内の燃料集合体格子は、燃料棒が配置されて燃料棒を冷却する燃料棒格子領域及び中性子を減速する飽和水領域（水ロッド内部領域及びギャップ水領域）の二領域に非均質化されている。そして、燃料集合体格子の中央部（水ロッド内部領域）及び周辺部（ギャップ水領域）に飽和水領域を集中して配置するとともに、燃料棒格子領域内の冷却水流路面積を減少して飽和水領域を増大させる。飽和水領域でよく減速された中性子が、燃料棒格子領域に到達し核燃料の核分裂に貢献する。さらに、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流状態の冷却水の量を、燃料棒の冷却に必要な最低限の量に低減できるので、燃料集合体格子当たりの燃料装荷量を増大させることができる。

特開２００４−３０１８３１号公報

特許文献１記載されたＢＷＲ炉心に装荷された燃料集合体では、原子炉の増出力時において各燃料棒の冷却が不均一になる、との新たな知見を発明者らが見出した（詳細は後述）。特に、炉心流量が増大したり、炉心平均ボイド率が増加した場合に、その不均一性が増大することが新たに分かった。

本発明の目的は、熱的余裕を現在運転中のＢＷＲと同程度に保ちつつ増出力が可能であり、かつ増出力時での燃料集合体内における各燃料棒の冷却をより均一化できる沸騰水型軽水炉炉心を提供することである。

上記した目的を達成できる本発明の特徴は、原子炉に設けられた制御棒の本数に対する炉心に装荷されている燃料集合体の体数の比が３以上で、燃料集合体の平均濃縮度が３ｗｔ％〜８ｗｔ％の低濃縮ウランの酸化物または燃料集合体の平均核分裂性プルトニウム富化度が２ｗｔ％以上７ｗｔ％未満である混合酸化物を核燃料として用いるバーナー型沸騰水型軽水炉炉心において、炉心領域の単位体積に含まれるウラン、プルトニウムの平均重量が未燃焼時の値に換算して２．２５〜３．４kg/lであり、燃料集合体格子幅に対する前記燃料集合体のチャンネルボックス内幅の比が０．７９〜０．８６５であり、燃料集合体のチャンネルボックス肉厚の平均が２．１０〜３．５５mmであり、燃料集合体格子幅が１５２．４ｍｍ及び１５４．９ｍｍのいずれかである沸騰水型軽水炉炉心にある。

ウラン、プルトニウムの平均重量が未燃焼時に２．２５〜３．４kg/lである、燃料装荷量の増大させた燃料集合体を用いた沸騰水型軽水炉炉心において、チャンネルボックス肉厚の平均が２．１０mm以上あるため、増出力によって炉心平均ボイド率が増加しても、チャンネルボックスの外側に向かうクリープ変形を抑制できる。このため、その沸騰水型軽水炉炉心においても、燃料集合体内の各燃料棒の冷却をより均一化することができる。また、ウラン、プルトニウムの平均重量が未燃焼時の値に換算して２．２５〜３．４kg/lである上記炉心において、燃料集合体格子幅に対する前記燃料集合体のチャンネルボックス内幅の比が０．７９〜０．８６５になっているので燃料集合体格子当たりの燃料棒格子領域の割合を増大させて燃料装荷量を増大させることができ、さらに、チャンネルボックス肉厚の平均を３．５５mm以下にしているため、上記のように燃料装荷量を増大させることにより燃料棒格子領域の冷却材流路面積を減少した燃料集合体においても、増出力時においても燃料集合体の支持部材（例えば、燃料支持金具）からの浮き上がりを防止することができる。

好ましくは、燃料集合体のチャンネルボックス肉厚の平均が２．５５〜３．５５mmであることが望ましい。チャンネルボックス肉厚の平均が２．５５ｍｍであるので、中性子の利用効率を高めることができ、さらに、一次冷却水が流れる配管の表面線量率を低減することができる。

本発明は、特許文献１に示す燃料装荷量の増大策を適用した複数の燃料集合体によって構成されたＢＷＲ炉心を、発明者らが検討した結果、新たに見出した課題を改善するためになされたものである。そのＢＷＲ炉心は、炉心に挿入される制御棒の本数に対する炉心に装荷されている燃料集合体の体数の比が３以上で、燃料集合体の平均濃縮度が３ｗｔ％〜８ｗｔ％の低濃縮ウランの酸化物または燃料集合体の平均核分裂性プルトニウム富化度が２ｗｔ％以上７ｗｔ％未満である混合酸化物を核燃料物質として用いるバーナー型ＢＷＲ炉心である。そのＢＷＲ炉心は、さらに、炉心領域の単位体積に含まれるウラン、プルトニウムの平均重量が未燃焼時の値に換算して２．２５〜３．４kg/lである。

また、燃料集合体格子幅に対する燃料集合体のチャンネルボックス内幅の比を０．７９〜０．８６５とすることにより、燃料集合体格子当たりの燃料領域の割合を増大させることができ、結果として燃料装荷量を増大させることができる。すなわち、その比を０．７９〜０．８６５とすることによって、燃料集合体格子の周辺部(水ギャップ水領域)を増大させることができ、このギャップ水領域を含む飽和水領域でよく減速されたより多くの中性子を燃料棒格子領域に拡散させることができる。このため、燃料棒冷却用のサブクール水を含む二相流が流れる、燃料棒格子領域内の冷却水流路面積を燃料棒冷却に必要な最低限の面積に低減でき、燃料集合体格子当たりの燃料棒格子領域の割合を増大させて、燃料装荷量を増大させることができる。

本発明は、上記したバーナー型のＢＷＲ炉心を対象としている。以下に、発明者らの検討結果を説明する。

なお、以下に示す既存の原子炉としては、熱出力３２９３ＭＷ（電気出力１１００ＭＷ）、燃料集合体７６４体、制御棒１８５本のＢＷＲ／５（原子炉に設けられた制御棒の本数に対する炉心に装荷されている燃料集合体の体数の比４．１３（＝７６４／１８５））を例に挙げている。この原子炉で用いられるその燃料集合体は、燃料棒を９行９列に配置した高燃焼度用の燃料集合体（含まれる燃料棒の本数は７４本）である。

既存の原子炉において単純に増出力を実施した場合、原子炉の熱出力（Ｗ）を炉心内の燃料棒総本数と燃料有効長の積（ｍ）で割った単位長さ当たりの平均熱出力（以下、平均線出力密度と略記する）（Ｗ／ｍ）が増大し、燃料棒の除熱性能が損なわれる恐れがある。熱的余裕を低下させることなく増出力をするためには、原子炉の炉心に装荷される燃料集合体一体当たりの燃料棒本数を増やす必要がある。燃料棒本数を増やす方法としては、特許文献１に記載された前述の燃料装荷量の増大策を採用することが望ましい。すなわち、増大した未飽和水領域及び飽和水領域を燃料集合体格子の中央部及び周辺部に集中して配置し、その中央部と周辺部の間に位置する燃料棒格子領域内の冷却材流路面積を減少させる。これによって、燃料集合体内の燃料棒の本数を増加させ、燃料集合体一体当たりの燃料装荷量を増大させる。

このような考え方を適用し、炉心領域の単位体積に含まれるウラン、プルトニウムの平均重量を未燃焼時の値に換算して２．２５〜３．４kg/lにしたＢＷＲ炉心を対象に、発明者らはその炉心の出力密度及び比出力について検討を行った。この検討結果を、図５及び図６に示す。図５及び図６にそれぞれ記入された黒丸は、上記に例示した既存の原子炉（ＢＷＲ／５）における各値を示している。

燃料棒を１２行１２列に配置して燃料装荷量を増大させた燃料集合体によって構成されたＢＷＲ炉心での、最大線出力密度と炉心出力密度の関係を図５に示している。燃料集合体格子当たりの燃料領域を増大させ、燃料集合体一体当たりの燃料棒本数を増加させることにより、最大線出力密度をＢＷＲ／５の３６ｋＷ／ｍ以下としながら出力密度をＢＷＲ／５の５０ｋＷ／ｌより増大させ５２ｋＷ／ｌ以上６３ｋＷ／ｌ未満とすることができる。燃料棒間隙を実質的に変更しないで燃料棒を１２行１２列より増やすと、燃料棒本数は増加するが燃料棒外径は小さくなる。一方、燃料棒の被覆管肉厚には下限があるため、あまり薄くすることができない。このため、燃料棒内の燃料ペレット外径は燃料棒外径以上の割合で小さくなり、燃料集合体格子当たりの燃料領域は減少し燃料装荷量が減少する。本発明により、最大線出力密度を現行ＢＷＲ／５以下にした状態で増出力が可能となった。

比出力と現行ＢＷＲ／５の定格出力を１００％としたときの炉心相対出力との関係を、図６に示している。燃料装荷量を増大させることにより１２９％に増出力したときにおいても比出力をＢＷＲ／５の２６ｋW/t以下にすることができる。一方、最低限必要な１０５％に増出力したときでは比出力を２１ｋW/tにすることができる。本発明は、そのような増出力において現行ＢＷＲ／５よりも比出力を小さくすることができ、核燃料の燃焼期間を現行ＢＷＲ／５よりも長くすることができる。

発明者らは、炉心領域の単位体積に含まれるウラン、プルトニウムの平均重量を未燃焼時の値に換算して２．２５〜３．４kg/lになる燃料装荷量の増加策を採用した炉心を備えた原子炉での増出力について検討を行った。その結果、発明者らは、以下に示す新たな知見を得た。その検討結果及び新たな知見を以下に説明する。上記の燃料装荷量の増加策を採用した場合には、燃料棒格子領域における冷却材流路面積が減少するため、原子炉の増出力時において、炉心流量が増大するとき、または炉心平均ボイド率が増大するときに燃料集合体の圧力損失が著しく大きくなることが分かった。このような圧力損失の増加は、チャンネルボックスを外側に膨らませる力がチャンネルボックスに加わることを助長する。このため、チャンネルボックスが外側に向かってクリープ変形しやすくなる。チャンネルボックスの各側壁の中央部（横断面での）とこの部分に隣接する燃料棒との間の間隙が広くなるので、この部分における冷却材の流量が増大し、燃料集合体内の燃料棒格子領域での冷却材流量の配分が不均一になる。発明者らは、燃料装荷量の増大策を適用したＢＷＲ炉心を対象にして増出力を行った場合に、上記のように、燃料集合体内の燃料棒格子領域における冷却材の流量配分の不均一性が大きくなり、各燃料棒における冷却の不均一性が増大するという新たな課題を見出した。

燃料装荷量の増大策を適用して増出力を達成するためには、チャンネルボックスの外側に向かうクリープ変形を抑制する必要がある。発明者らは、このクリープ変形を抑制するために、種々検討を行った。この検討の結果、発明者らは、チャンネルボックスの肉厚の平均が２．１０ｍｍ以上あれば、燃料装荷量の増大策を適用していない現行の軽水炉と同程度に、チャンネルボックスの外側に向かうクリープ変形を抑制できることを見出した。平均肉厚が２．１０ｍｍであるチャンネルボックスを用いる場合には、燃料集合体の圧力損失を、ある程度、低下させる必要がある。この圧力損失の低下は、低圧損型燃料スペーサを用いることによって実現可能である。低圧損型燃料スペーサは、格子部材の肉厚を薄くできるため、圧力損失を低減することができる。低圧損型燃料スペーサは、例えば、スプリング部材だけでなく格子部材もインコネルで作られる。インコネル製の格子部材は、肉厚を薄くでき、圧力損失を低減することができる。

肉厚の平均が２．５５ｍｍ未満のチャンネルボックスを有する燃料集合体は、上記した低圧損型燃料スペーサを使用することにより、チャンネルボックスのクリープ変形を現行の軽水炉と同程度まで抑制することができる。このため、その燃料集合体は、燃料棒格子領域内の各燃料棒の冷却をより均一化することができる。肉厚の平均が２．５５ｍｍ以上のチャンネルボックスを有する燃料集合体に、その低圧損型燃料スペーサを適用することも可能である。

しかしながら、低圧損型燃料スペーサは中性子の吸収が多く中性子の核分裂への利用効率を低下させる。また、低圧損型燃料スペーサから、放射性核種であるコバルト５８，６０の親核種のコバルト５９等の冷却材中への溶出量が増大するため、この溶出量を抑制するための対策が低圧損型燃料スペーサに対して必要になる。その親核種の溶出量の増大は、再循環配管等の一次冷却材が流れる配管の表面線量率の増大を招く。格子部材をジルコニウム合金（例えば、ジルカロイ）で製作した燃料スペーサは、低圧損型燃料スペーサで生じる上記の各課題を改善できる。しかし、ジルコニウム合金製の格子部材は低圧損型燃料スペーサの格子部材よりも肉厚が厚くなるため、ジルコニウム合金製の格子部材を用いた燃料スペーサは、低圧損型燃料スペーサよりも圧力損失が増大する。ジルコニウム合金製の格子部材を用いた燃料スペーサは、低圧損型燃料スペーサよりも圧力損失が大きいので、本明細書においては、便宜上、高圧損型燃料スペーサと称する。

肉厚の平均が２．５５ｍｍ以上のチャンネルボックスを有する燃料集合体では、高圧損型燃料スペーサを用いても、チャンネルボックスのクリープ変形を現行の軽水炉と同程度まで抑制することができる。すなわち、肉厚の平均が２．５５ｍｍ以上のチャンネルボックスを有する燃料集合体は、高圧損型燃料スペーサを用いることができ、各燃料棒の冷却をより均一化することができると共に、中性子の利用効率を高めることができる。さらに、放射性核種の親核種の溶出量を低減できるため、一次冷却材が流れる配管の表面線量率を低減することができ、その配管の保守点検作業が容易になる。

チャンネルボックスとしては、肉厚が均一なチャンネルボックス及び肉厚が不均一なThick/Thinチャンネルボックス等を用いることができる。Thick/Thinチャンネルボックスは角状の筒である。Thick/Thinチャンネルボックスは、各コーナー部の肉厚を、隣り合うコーナー部を連絡する側壁部の中央部よりも相対的に厚くして（例えば、平均の肉厚から２２％厚くする）、外側に向かうクリープ変形に対する抵抗力を高めたチャンネルボックスである。Thick/Thinチャンネルボックスは、軸方向において、上部よりも下部で肉厚を厚くしてもよい。例えば、チャンネルボックスの上部の中央部領域では平均の肉厚から５１％薄くし、下部の中央部領域では平均の肉厚から２６％薄くする。異なる肉厚の部分を有するThick/Thinチャンネルボックスは、肉厚の平均が２．１０ｍｍ以上あれば、増出力時における外側に向かうクリープ変形を抑制でき、各燃料棒の冷却をより均一化することができる。Thick/Thinチャンネルボックスよりもクリープ変形に対する抵抗力が小さい、肉厚が実質的に均一なチャンネルボックスは、増出力時において現行の軽水炉と同程度までにチャンネルボックスのクリープ変形を抑制するためには、肉厚の平均を２．５５ｍｍ以上にすることが望ましい。肉厚が実質的に均一なチャンネルボックスは、Thick/Thinチャンネルボックスに比べて製作が容易であり、製作に要する時間も短縮できる。

また、発明者らは、肉厚の平均が２．１０ｍｍ以上のチャンネルボックスを用いた場合には、さらに、燃料集合体の浮き上がりという新たな課題が生じることを新たに見出した。上記した燃料装荷量の増加策を採用して燃料棒格子領域の冷却材流路面積を減少した場合には、増出力によるボイド率の増加、及び増出力時における反応度補填のための炉心流量の増加により、燃料集合体の圧力損失が増大する。このような圧力損失の増大は、チャンネルボックスの下端面に作用する冷却材の圧力を増大させる。この圧力の増大は、燃料集合体を支持部材から浮き上がらせるという新たな課題を発生させる。発明者らは、その新たな課題である、増出力時における燃料集合体の浮き上がりを防止する対策を検討した。この結果、上記した燃料装荷量の増加策を採用して燃料棒格子領域の冷却材流路面積を減少した燃料集合体において、チャンネンルボックスの肉厚の平均が３．５５ｍｍ以下であれば、増出力時においても燃料集合体の浮き上がりを防止できることが判明した。

本発明によれば、熱的余裕を現在運転中のＢＷＲと同程度に保ちつつ増出力が可能であり、かつ増出力時での燃料集合体内における各燃料棒の冷却をより均一化することができる。

以下、本発明の実施例を図面を用いて詳細に説明する。

本発明の好適な一実施例である実施例１のＢＷＲ炉心を、図１〜図４を用いて説明する。本実施例のＢＷＲ炉心は、電気出力１３２０ＭＷｅのＢＷＲ／５の炉心の例である。

まず、本実施例のＢＷＲ炉心が適用されるＢＷＲ／５を対象とした沸騰水型原子力発電プラント（ＢＷＲ発電プラント）の概略構成を説明する。ＢＷＲ発電プラントの主要機器である原子炉は、図２に示す構成を有する。この原子炉は、内部にＢＷＲ炉心（以下、単に炉心という）１０が形成される原子炉圧力容器１３を有する。炉心シュラウド１４が原子炉圧力容器１３内に設置され、上部格子板１５及び炉心支持板１６が炉心シュラウド１４に設置される。複数のジェットポンプ１７が炉心シュラウド１４と原子炉圧力容器１３との間に形成されるアニュラス部に配置される。炉心１０は、炉心シュラウド１４内に形成されており、７６４体の燃料集合体５、及び燃料集合体５の相互間に挿入される１８５本の制御棒１１を有する（図３参照）。炉心１０では、原子炉に設けられた制御棒の本数に対する炉心に装荷されている燃料集合体の体数の比が４．１３（＝７６４／１８５））となる。それらの燃料集合体５は、下端部が炉心支持板１６に取り付けられた燃料支持金具（図示せず）よって支持され、上端部が上部格子板１５によって保持されている。制御棒１１は、横断面が十字形をしており、４体の燃料集合体５に１本の割合で配置されている。制御棒１１の各ブレードは、内部にＢ_４Ｃを充填した複数の中性子吸収棒２２を有する。制御棒１１は原子炉圧力容器１３の底部に設けられた制御棒駆動装置１２によって操作される。原子炉出力は、制御棒１１の炉心１０への挿入量を調節することによって制御される。

ジェットポンプ１７から吐出された冷却水（冷却材）は、下部プレナム２０より各燃料集合体５内に供給される。この冷却水は、燃料集合体５内で核燃料の核分裂によって発生する熱によって加熱されて蒸気になる。この蒸気は、原子炉圧力容器１３内で炉心１０の上方に設置された気水分離器１８及び蒸気乾燥器１９おいて水分を除去される。その後、蒸気は、主蒸気管２１を通ってタービン（図示せず）に供給され、タービンを回転させる。タービンから排出された蒸気は復水器（図示せず）で凝縮され、この蒸気の凝縮によって生じた水は給水配管（図示せず）により原子炉圧力容器１３内に戻される。

燃料集合体５は、図４に示すように、４体ごとに上部格子板１５で形成される１つの升目内に配置される。これらの燃料集合体５はそれぞれチャンネルボックス７を有する。各燃料集合体５は燃料集合体上端部に設けられたチャンネルファスナ２４によって上部格子板１５に押圧されている。これにより、各チャンネルボックス７が上部格子板１５に接触する。隣り合う燃料集合体相互間には、飽和水である冷却水が流れるギャップ水領域２５（図１及び図４(ａ)参照）が夫々形成される。本実施例は、前述したように飽和水領域を増大させているため、ギャップ水領域２５の幅が既設のＢＷＲ／５炉心よりも広くなっている。このため、既設のＢＷＲ／５の上部格子板１５で燃料集合体５の上端部が保持できるように、チャンネルボックス７は、上部格子板１５と接触する２つの側壁部の上端部に厚肉部２３を形成している。この厚肉部２３の肉厚はチャンネルボックス７の他の部分の肉厚よりも厚くなっている。厚肉部２３の形成によって、燃料集合体５の状端部を既設のＢＷＲ／５の上部格子板１５で保持することができる。

燃料集合体５は、図１（ａ）に示すように、１２行１２列に配列した複数の燃料棒６をチャンネルボックス７内に配置している。これらの燃料棒６は、下端部が下部タイプレート（図示せず）に保持され、上端部が上部タイプレート（図示せず）に保持されている。燃料棒６の外径は９．３ｍｍであり、燃料棒６のピッチは１０．８ｍｍである。それぞれの燃料棒６は正方格子状に配置されている。水ロッド８が燃料集合体５の横断面中央部に配置される。水ロッド８の上端部及び下端部は上部端部及び下部端部に保持される。水ロッド８は、横断面が十字形をしており、１２本の燃料棒６が配置される領域を占有している。燃料棒６は水ロッド８の周囲に配置される。燃料集合体５の軸方向に配置された複数の燃料スペーサ（図示せず）は、燃料棒６の相互間の間隔を所定間隔に保持する。燃料スペーサは、高圧損型燃料スペーサであって、ジルコニウム合金（例えばジルカロイ）製の格子部材及び燃料棒６を押圧するスプリング部材（例えばインコネル製）を有する。各燃料棒６は、その格子部材に形成された個々の升目内に挿入され、スプリング部材によって押圧されている。

一つの燃料集合体格子は、ギャップ水領域２５の中間点を結ぶ四辺で囲まれた領域であり、燃料集合体５、及び燃料集合体５の周囲を取り囲むギャップ水領域２５の幅の１／２の領域を含んでいる。このギャップ水領域２５が前述した周辺部の飽和水領域であり、水ロッド８の部分が前述の中央部の飽和水領域である。水ロッド８とチャンネルボックス７との間に燃料棒６が配置される燃料棒格子領域が形成される。

チャンネルボックス７は、コーナー部が肉厚が厚いThick/Thinチャンネルボックスである。肉厚の厚いコーナー部が図１(ａ)に示されていないが、チャンネルボックス７内の冷却水流量が均一になるように、肉厚の厚いコーナー部は外側に向かって突出している。このコーナー部は制御棒１１の操作に悪影響を与えない程度に外側に突出している。チャンネルボックス７の平均肉厚は２．６ｍｍであり、チャンネルボックス７の内幅は１３１．５ｍｍである。燃料集合体格子の幅に対するチャンネルボックス７の内幅の比は０．８６３である。このようなチャンネルボックス７の構成は本実施例に限定されるものでなく、他の実施例においても適用可能である。平均肉厚が２．６ｍｍであれば、Thick/Thinチャンネルボックスの替りに肉厚が実質的に一様なチャンネルボックスを用いてもよい。

図１（ａ）及び図１(ｂ)を用いて、チャンネルボックス７内の燃料棒格子領域に配置される燃料棒６について説明する。燃料棒６は、ウランを含み可燃性毒物であるガドリニウムを含まない燃料棒６Ａ，６Ｂ，６Ｃ，６Ｄ及び６Ｅ、及びウラン及びガドリニウムを含む燃料棒６Ｆ，６Ｇ及び６Ｈを含んでいる。燃料棒６Ａ〜６Ｄ及び６Ｆ〜６Ｈは燃料有効長が３８１ｃｍである。燃料棒６Ｅは燃料有効長が１８３ｃｍの部分長燃料棒である。燃料棒６Ａ〜６Ｄ及び６Ｆは、燃料有効長の下端から燃料有効長の９６．６％の位置までの第１領域、及び第１領域の上端から燃料有効長の上端までの第２領域を有する。燃料棒６Ｇ及び６Ｈは、第１領域が、燃料有効長の下端から燃料有効長の４８．０％の位置までの第１Ａ領域、及び第１Ａ領域の上端と燃料有効長の下端から燃料有効長の９６．６％の位置との間にある第１Ｂ領域に区分される。１本の燃料棒６Ｄは最外周から一層目において制御棒１１に面するコーナー部に配置される。燃料棒６Ｄは、第１領域がウラン濃縮度２．５ｗｔ％で第２領域がウラン濃縮度１．０ｗｔ％である。その一層目において燃料棒６Ｄに隣接して配置される２本の燃料棒６Ｃは、第１領域がウラン濃縮度３．５ｗｔ％で第２領域がウラン濃縮度２．０ｗｔ％である。５本の燃料棒６Ｂは、最外周から一層目に配置され、制御棒１１に面するコーナー部では燃料棒６Ｃに隣接し、他の３つのコーナー部にも配置される。燃料棒６Ｂは、第１領域がウラン濃縮度４．０ｗｔ％で第２領域がウラン濃縮度１．０ｗｔ％である。ウラン濃縮度が４．９ｗｔ％の１６本の燃料棒６Ｅは、一層目の各辺の中央部、及び最外周から二層目のコーナー部にそれぞれ配置され、さらに水ロッド８に隣接して配置される。８本の燃料棒６Ｆは水ロッド８に隣接して配置される。燃料棒６Ｆは、第１領域がウラン濃縮度４．９ｗｔ％及びガドリニウム濃度８．０％で第２領域がウラン濃縮度が２．０ｗｔ％及びガドリニウム濃度２．５％である。上記の二層目に配置されて燃料棒６Ｂに隣接している２本の燃料棒６Ｇの第１Ａ領域は、ウラン濃縮度が４．９ｗｔ％でガドリニウム濃度が９．５％である。燃料棒６Ｇの第１Ｂ領域はウラン濃縮度が４．９ｗｔ％でガドリニウム濃度が０％である。燃料棒６Ｇの第２領域はウラン濃縮度が２．０ｗｔ％及びガドリニウム濃度０％である。上記の一層目に配置される６本の燃料棒６Ｈの第１Ａ領域はウラン濃縮度が４．９ｗｔ％でガドリニウム濃度が１０．０％である。燃料棒６Ｈの第１Ｂ領域はウラン濃縮度が４．９ｗｔ％でガドリニウム濃度が１１．０％である。燃料棒６Ｈの第２領域はウラン濃縮度が２．０％及びガドリニウム濃度２．５％である。残りの９２本は燃料棒６Ａである。燃料棒６Ａは第１領域がウラン濃縮度４．９ｗｔ％で第２領域がウラン濃縮度２．０％である。

燃料有効長の下端から燃料有効長の４８．０％の位置までの領域には、１３２本の燃料棒６が配置される。その領域よりも上方の領域には、１１６本の燃料棒６が配置される。燃焼初期に局所的に出力が大きくなるコーナー部に配置される燃料棒６Ｂ，６Ｃ，６Ｄはウラン濃縮度が４．０ｗｔ％以下である。その他の燃料棒６はウラン濃縮度が４．９ｗｔ％である。また、燃焼初期に出力が大きくなる傾向にあるチャンネルボックス７に隣接している燃料棒６Ｇ，６Ｈは、可燃性毒物を含んでおり、燃焼初期の局所出力ピーキングを抑制している。燃料集合体５の横断面での平均ウラン濃縮度は４．７３ｗｔ％である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２．４kg/lである。炉心１０に外接する円の半径は２．６ｍである。出力密度は５８．５kW/lで、比出力は２４．１ＭＷ/tである。

燃料集合体５を装荷した炉心１０において、運転サイクル毎の燃料集合体５の取り替え体数を３８０体とすることによって、取り出し燃焼度４５ＧＷｄ／ｔ、連続運転期間３０．５ヶ月で原子炉出力を現行ＢＷＲ／５から２０％向上させることができる。

本実施例は、チャンネルボックス７の平均肉厚が２．６ｍｍであるため、増出力時においてチャンネルボックス７の外側に向かうクリープ変形が抑制される。このため、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２．４kg/lである炉心１０においても、増出力時において燃料集合体５内の燃料棒格子領域における冷却水流量分布がより均一化され、各燃料棒６の冷却をより均一化することができる。特に、燃料集合体５は、低圧損型燃料スペーサのインコネル製の格子部材に比べて肉厚の厚いジルカロイ製の格子部材を使用した高圧損型燃料スペーサを用いているが、チャンネルボックス７の上記のクリープ変形を抑制できる。また、増出力時に燃料集合体５の浮き上がりを防止することができる。

本実施例は、チャンネルボックス７の平均肉厚が２．６ｍｍであるため、低圧損型燃料スペーサよりも圧力損失の大きな高圧損型燃料スペーサを用いることができる。高圧損型燃料スペーサの適用によって、中性子の利用効率を高めることができ、さらに、一次冷却水が流れる配管の表面線量率を低減することができる。これらの効果を得ることはできないが、高圧損型燃料スペーサの替りに低圧損型燃料スペーサを用いることができる。本実施例において低圧損型燃料スペーサを使用した場合でも、原子炉の増出力が可能であって、各燃料棒６の冷却をより均一化することができ、燃料集合体５の浮き上がりを防止することができる。

本発明の他の実施例である実施例２のＢＷＲ炉心を説明する。本実施例は、実施例１の出力をさらに向上した例である。

本実施例における電気出力は実施例１よりも増加された１４１９ＭＷｅである。この電気出力の増加は、実施例１の制御棒パターンを変更して原子炉出力を増加することによって達成できる。本実施例における炉心の水平断面の構成は、図３に示す水平断面と同じである。本実施例の炉心における燃料集合体格子の水平断面の構成は図１(ａ)に示す構成と同じである。本実施例の炉心１０を構成する燃料集合体５は、図１(ａ)に示す横断面の構成を有し、図１(ｂ)に示す濃縮度分布及びガドリニウム濃度分布を有する各燃料棒６を含んでいる。しかしながら、チャンネルボックス７の肉厚の平均は２．６５ｍｍである。本実施例における炉心１０に外接する円の半径は２．６mである。出力密度は６２．８ｋW/lで、比出力は２５．９ＭＷ/tである。

平均肉厚２．６５ｍｍのチャンネルボックスを有する燃料集合体５を装荷した炉心１０において、運転サイクル毎の燃料集合体５の取り替え体数を３８０体とすることによって、取り出し燃焼度４４ＧＷｄ／ｔ、連続運転期間２７．８ヶ月で原子炉出力を現行ＢＷＲ／５から２９％向上させることができる。

本実施例も、実施例１で得られる各燃料棒の冷却のより均一化、燃料集合体５の浮き上がり防止の各効果を得ることができる。また、本実施例は、低圧損型燃料スペーサよりも圧力損失の大きな高圧損型燃料スペーサを用いることができるため、中性子の利用効率を高めることができ、さらに、一次冷却水が流れる配管の表面線量率を低減することができる。

本発明の他の実施例である実施例３のＢＷＲ炉心を、図７及び図８を用いて説明する。本実施例は、ＡＢＷＲに適用したＢＷＲ炉心である。本実施例の電気出力は１５５９ＭＷｅである。ＡＢＷＲは、図２に示す原子炉の構成においてジェットポンプ１７をインターナルポンプに替えた構成を有する。このインターナルポンプによって冷却水が炉心に供給される。本実施例の炉心１０Ａは、８７２体の燃料集合体５Ａ、及び燃料集合体５Ａの相互間に挿入される２０５体の制御棒１１を有している。燃料集合体５Ａは、外径９．３ｍｍの燃料棒４を１０．８ｍｍのピッチで水ロッド８の周囲に１２行１２列に配置している。これらの燃料棒４を取囲むチャンネルボックス７は、Thick/Thinチャンネルボックスであり、平均肉厚が２．６ｍｍ、内幅が１３１．５ｍｍである。燃料集合体格子の幅に対するチャンネルボックス７の内幅の比は０．８４９である。平均肉厚が２．６ｍｍであれば、本実施例においてもThick/Thinチャンネルボックスの替りに肉厚が実質的に一様なチャンネルボックスを用いてもよい。炉心１０Ａでは、原子炉に設けられた制御棒の本数に対する炉心に装荷されている燃料集合体の体数の比が４．２５（＝８７２／２０５））となる。

図８（ａ）及び図８(ｂ)を用いて、チャンネルボックス７内の燃料棒格子領域に配置される燃料棒４について説明する。燃料棒４は、ウランを含み可燃性毒物であるガドリニウムを含まない燃料棒４Ａ，４Ｂ，４Ｃ，４Ｄ及び４Ｅ、及びウラン及びガドリニウムを含む燃料棒４Ｆ，４Ｇ及び４Ｈを含んでいる。燃料棒４Ａ〜４Ｄ及び４Ｆ〜４Ｈは燃料有効長が３８１ｃｍである。燃料棒４Ｅは燃料有効長が１８３ｃｍの部分長燃料棒である。燃料棒４Ａ〜４Ｈのそれぞれのチャンネルボックス７内での配置は、実施例１における燃料棒６Ａ〜６Ｈのそれぞれの配置と同じである。燃料棒４Ｇ及び４Ｈは、燃料有効長の下端から燃料有効長の４８．０％の位置までの第１領域、及び第１領域の上端から燃料有効長の上端までの第２領域を、軸方向に形成している。燃料棒４Ａ〜４Ｆは、燃料有効長の全長に亘って一つの領域になっている。

燃料棒４Ａのウラン濃縮度は４．９ｗｔ％であり、燃料棒４Ｂのウラン濃縮度は４．０ｗｔ％である。燃料棒４Ｃはウラン濃縮度が３．５ｗｔ％で、燃料棒４Ｄはウラン濃縮度が２．５ｗｔ％で、燃料棒４Ｅはウラン濃縮度が４．９ｗｔ％である。燃料棒４Ｆは、ウラン濃縮度が４．９ｗｔ％、ガドリニウム濃度が８．０％である。燃料棒４Ｇは、ウラン濃縮度４．９ｗｔ％及びガドリニウム濃度９．５％の第１領域、及びウラン濃縮度４．９ｗｔ％及びガドリニウム濃度０％の第２領域を有する。燃料棒４Ｈは、ウラン濃縮度４．９ｗｔ％及びガドリニウム濃度１０．０％の第１領域、及びウラン濃縮度４．９ｗｔ％及びガドリニウム濃度１１．０％の第２領域を有する。

燃料有効長の下端から燃料有効長の４８．０％の位置までの領域には、１３２本の燃料棒４が配置される。その領域よりも上方の領域には、１１６本の燃料棒４が配置される。燃料集合体５Ａの平均ウラン濃縮度は４．８２ｗｔ％である。炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２．３kg/lである。炉心１０Ａに外接する円の半径は２．７ｍである。出力密度は５６．４kW/lで、比出力は２４．１ＭＷ/tである。

燃料集合体５Ａを装荷した炉心１０Ａにおいて、運転サイクル毎の燃料集合体５Ａの取り替え体数を４３６体とすることによって、取り出し燃焼度４６ＧＷｄ／ｔ、連続運転期間３１．４ヶ月で原子炉出力を現行ＡＢＷＲから１５％向上させることができる。

本実施例は、チャンネルボックス７の平均肉厚が２．６ｍｍであるため、増出力時においてチャンネルボックス７の外側に向かうクリープ変形が抑制される。このため、炉心領域の単位体積に含まれるウラン重量は２．３kg/lである炉心１０Ａにおいても、増出力時に燃料集合体５Ａ内の各燃料棒６の冷却をより均一化することができる。特に、燃料集合体５Ａは、ジルカロイ製の格子部材を使用した高圧損型燃料スペーサを用いているが、チャンネルボックス７の上記のクリープ変形を抑制できる。また、増出力時に燃料集合体５の浮き上がりを防止することができる。本実施例は、高圧損型燃料スペーサを用いるため、中性子の利用効率を高めることができ、さらに、一次冷却水が流れる配管の表面線量率を低減することができる。本実施例において、低圧損型燃料スペーサを高圧損型燃料スペーサの替りに用いてもよい。

本発明の他の実施例である実施例４のＢＷＲ炉心を、図７及び図９を用いて説明する。本実施例も、実施例３と同様にＡＢＷＲに適用したＢＷＲ炉心である。本実施例の電気出力も１５５９ＭＷｅである。本実施例の炉心を適用するＡＢＷＲは実施例３と同じ構成を有する。本実施例の炉心１０Ａは、８７２体の燃料集合体５Ｂ（図９（ａ）参照）、及び燃料集合体５Ｂの相互間に挿入される２０５体の制御棒１１を備えている。本実施例で用いられる燃料集合体５Ｂは、燃料集合体５Ａと異なり、核燃料物質として劣化ウランに核分裂性プルトニウム（以下、Ｐｕｆという）を富化した混合酸化物燃料を用いている。劣化ウランは、濃縮ウラン製造時に残渣として発生する。Ｐｕｆは使用済燃料集合体の再処理によって得られる。

燃料集合体５Ｂは、外径９．３ｍｍの燃料棒９を１０．８ｍｍのピッチで水ロッド８の周囲に１２行１２列に配置している。これらの燃料棒９を取囲むチャンネルボックス７は、Thick/Thinチャンネルボックスであり、平均肉厚が２．６ｍｍ、内幅が１３１．５ｍｍである。燃料集合体格子の幅に対するチャンネルボックス７の内幅の比は０．８４９である。平均肉厚が２．６ｍｍであれば、本実施例においてもThick/Thinチャンネルボックスの替りに肉厚が一様なチャンネルボックスを用いてもよい。

図９（ａ）及び図９(ｂ)を用いて、チャンネルボックス７内の燃料棒格子領域に配置される燃料棒９について説明する。燃料棒９は、混合酸化物燃料を含み可燃性毒物であるガドリニウムを含まない燃料棒９Ａ，９Ｂ，９Ｃ，９Ｄ及び９Ｅ、及びウラン及びガドリニウムを含む燃料棒９Ｆ，９Ｇ及び９Ｈを含んでいる。燃料棒９Ａ〜９Ｄ及び９Ｆ〜９Ｈは燃料有効長が３８１ｃｍである。燃料棒９Ｅは燃料有効長が１８３ｃｍの部分長燃料棒である。燃料棒９Ａ〜９Ｈのそれぞれのチャンネルボックス７内での配置は、実施例１における燃料棒６Ａ〜６Ｈのそれぞれの配置と同じである。燃料棒９Ｇは、軸方向において、燃料有効長の下端から燃料有効長の４８．０％の位置までの第１領域、及び第１領域の上端から燃料有効長の上端までの第２領域を形成している。燃料棒９Ａ〜９Ｆ及び９Ｈは、燃料有効長の全長に亘って一つの領域になっている。

９２本の燃料棒９ＡのＰｕｆ富化度は５．９ｗｔ％であり、５本の燃料棒９ＢのＰｕｆ富化度は５．０ｗｔ％である。２本の燃料棒９ＣはＰｕｆ富化度が３．０ｗｔ％で、１本の燃料棒９ＤはＰｕｆ富化度が２．０ｗｔ％である。１６本の燃料棒９ＥはＰｕｆ富化度が５．９ｗｔ％である。８本の燃料棒９Ｆは、ウラン濃縮度が４．９ｗｔ％で、ガドリニウム濃度が４．０％である。２本の燃料棒９Ｇは、ウラン濃縮度４．９ｗｔ％及びガドリニウム濃度５．０％の第１領域、及びウラン濃縮度４．９ｗｔ％及びガドリニウム濃度０％の第２領域を有する。６本の燃料棒４Ｈは、ウラン濃縮度４．９ｗｔ％及びガドリニウム濃度５．０％を含んでいる。

燃料有効長の下端から燃料有効長の４８．０％の位置までの領域には、１３２本の燃料棒９が配置される。その領域よりも上方の領域には、１１６本の燃料棒９が配置される。燃料集合体平均のＰｕｆ富化度は５．０２ｗｔ％である。炉心領域の単位体積に含まれるウランとプルトニウムの合計重量は２．３kg/lである。炉心１０Ａに外接する円の半径は２．７ｍである。出力密度は５６．４kW/lで、比出力は２４．１ＭＷ/tである。

燃料集合体５Ａを装荷した炉心１０Ａにおいて、運転サイクル毎の燃料集合体５Ａの取り替え体数を４３６体とすることによって、取り出し燃焼度４６ＧＷｄ／ｔ、連続運転期間３１．４ヶ月で原子炉出力を現行ＡＢＷＲから１５％向上させることができる。このような本実施例は、実施例３で生じる効果を得ることができる。

本発明の効果は、上記の各実施例に示された燃料集合体及び炉心に限定されるものではなく、異なる体数の燃料集合体を装荷する炉心に本発明の概念を適用しても同様に得ることができる。また、燃料領域の上下端に劣化ウラン、天然ウラン、低濃縮ウラン等によって構成されるブランケット領域を有する燃料集合体を採用しても同様の効果が得られる。さらに、燃料集合体が長さの異なる複数の燃料棒を有する場合であっても同様である。

本発明の好適な一実施例である実施例１のＢＷＲ炉心における燃料集合体格子を示し、（ａ）は燃料集合体格子の水平断面図であり、（ｂ）は（ａ）に示す燃料集合体に用いられる各燃料棒における濃縮度及びガドリニウム濃度を示す説明図である。 実施例１のＢＷＲ炉心が適用された原子炉の縦断面図である。 実施例１におけるＢＷＲ炉心の水平断面図である。 実施例１におけるＢＷＲ炉心内での燃料集合体の詳細配置をしめし、（ａ）は４体の燃料集合体を配置した１つのセルの平面図であり、（ｂ）は（ａ）のＡ−Ａ断面図である。 最大線出力密度と炉心出力密度の関係を表した特性図である。 比出力と炉心相対出力の関係を表した特性図である。 本発明の他の実施例である実施例２のＢＷＲ炉心の水平断面図である。 実施例２のＢＷＲ炉心における燃料集合体格子を示し、（ａ）は燃料集合体格子の水平断面図であり、（ｂ）は（ａ）に示す燃料集合体に用いられる各燃料棒における濃縮度及びガドリニウム濃度を示す説明図である。 本発明の他の実施例である実施例３のＢＷＲ炉心における燃料集合体格子を示し、（ａ）は燃料集合体格子の水平断面図であり、（ｂ）は（ａ）に示す燃料集合体に用いられる各燃料棒における濃縮度及びガドリニウム濃度を示す説明図である。

符号の説明

４，４Ａ〜４Ｈ，６，６Ａ〜６Ｈ，９，９Ａ〜９Ｈ…燃料棒、５，５Ａ，５Ｂ…燃料集合体、７…チャンネルボックス、８…水ロッド、１０…沸騰水型軽水炉炉心、１１…制御棒、１２…制御棒駆動装置、１３…原子炉圧力容器、１４…炉心シュラウド、１５…上部格子板、１６…炉心支持板、１７…ジェットポンプ、２２…中性子吸収棒、２５…ギャップ水領域。

Claims (5)

1. 原子炉に設けられた制御棒の本数に対する前記炉心に装荷されている燃料集合体の体数の比が３以上で、前記燃料集合体の平均濃縮度が３ｗｔ％〜８ｗｔ％の低濃縮ウランの酸化物または前記燃料集合体の平均核分裂性プルトニウム富化度が２ｗｔ％以上７ｗｔ％未満である混合酸化物を核燃料として用いるバーナー型沸騰水型軽水炉炉心において、
   炉心領域の単位体積に含まれるウラン、プルトニウムの平均重量が未燃焼時の値に換算して２．２５〜３．４kg/lであり、
   燃料集合体格子幅に対する前記燃料集合体のチャンネルボックス内幅の比が０．７９〜０．８６５であり、
   前記燃料集合体のチャンネルボックス肉厚の平均が２．１０〜３．５５mmであり、
   前記燃料集合体格子幅が１５２．４ｍｍ及び１５４．９ｍｍのいずれかであることを特徴とする沸騰水型軽水炉炉心。
2. 炉心平均の出力密度が運転サイクルを通して５２kW/l以上６３kW/l未満の範囲にある請
   求項１に記載の沸騰水型軽水炉炉心。
3. 炉心平均の比出力が運転サイクルを通して２１MW/t〜２６MW/tの範囲にある請求項１または請求項２に記載の沸騰水型軽水炉炉心。
4. 前記燃料集合体のチャンネルボックス肉厚の平均が２．５５〜３．５５mmである請求項
   １ないし請求項３のいずれか１項に記載の沸騰水型軽水炉炉心。
5. 角状筒である前記チャンネルボックスは、各コーナー部の肉厚が、前記コーナー部相互間を連絡する側壁部の肉厚よりも厚くなっている請求項１ないし請求項４のいずれか１項に記載の沸騰水型軽水炉炉心。

Images