JP5592593B2 - 燃料集合体 - Google Patents

Description

本発明は、沸騰水型原子炉に装荷される燃料集合体に関する。

図５２は、典型的な沸騰水型原子力発電プラント（ＢＷＲ）の一部の模式的な断面とともに示すブロック図である。ＢＷＲでは、原子炉格納容器１内に原子炉圧力容器２が設けられている。この原子炉圧力容器２内には、冷却水４、複数の燃料集合体および制御棒などからなる炉心３が収容されている。

冷却水４は、再循環系８により強制循環されており、炉心３でウラン２３５（Ｕ２３５）などの核分裂により発生した熱を受けることにより、飽和水と飽和蒸気が混合した状態となり、炉心３の上部に移動する。この飽和蒸気は、気水分離器および蒸気乾燥器により乾燥状態となり、原子炉圧力容器２に接続された主蒸気配管系９を介してタービン１０に送られタービン１０を駆動させる。このタービン１０の駆動により発電機１５が回転され、発電する。

タービン１０で仕事をした蒸気は、復水器１６内に導入されて復水となり、復水ポンプ１７で昇圧、給水加熱器１８で昇温された後に給水ポンプ１９により再度原子炉圧力容器２内に供給される。

図５３は、ＢＷＲの典型的な運転特性を示す図である。通常の運転は定格出力曲線、設計流量制御曲線、安定性制限曲線、最低ポンプ速度曲線、キャビテーション制限曲線、最大ポンプ速度曲線の各線上と、それらによって囲まれた領域内と、自然循環曲線上で行われる。図５３に示した例では、定格出力は炉心流量が８５％（Ａ点）〜１０５％（Ｂ点）にかけて達成されている。原子炉の運転は、通常、サイクル初期では８５％流量近傍にあり、冷却材流量増による反応度利得を利用するためにサイクル燃焼度が進むに従い高流量側に移動し、サイクル末期では１０５％流量近傍となる。

また、炉心軸方向出力分布は、通常、サイクル初期では下歪みとなるよう炉心核設計を行い、炉心出口でのボイド率を高めている。これにより、ウラン２３８（Ｕ２３８）からの核分裂性物質であるプルトニウム２３９（Ｐｕ２３９）の生成が促進される。サイクル中期〜末期にかけては、Ｕ２３５に加えてＰｕ２３９を燃焼させる運転となるため、炉心軸方向出力分布は上歪み傾向となる。経済性を向上させた炉心では、炉心流量調整と、軸方向出力分布調整を可能とする燃料集合体核設計（軸方向濃縮度分布、Ｇｄ入り燃料棒の本数など）、および、炉心設計（集合体装荷パターン、制御棒パターンなど）を適切に組み合わせている。

図５４は、典型的なＢＷＲの炉心を模式的に示す横断面図である。ＢＷＲの炉心３には、チャンネルボックスに覆われた燃料集合体３０が、制御棒３２を囲むように複数装荷されている。チャンネルボックスは、縦に長い薄肉の断面がほぼ正方形の角筒である。また、炉心内には、中性子束を検出するために、複数個の局部出力領域モニタ（ＬＰＲＭ）３３が配置されている。

図５５は、典型的なＢＷＲの炉心を模式的に示す縦断面図である。各燃料集合体３０は、炉心支持板３４および上部格子板３５で支持され、円筒形のシュラウド３６に囲まれている。冷却水４は、下方より燃料支持金具３７のオリフィスおよび下部タイプレートを経由してチャンネルボックス３１内に流入し、燃料集合体３０により熱せられ、沸騰により蒸気（ボイド）を発生し、気液二相流となる。典型的な商用ＢＷＲの燃料集合体有効長さは、約３．７ｍである。

このような沸騰水型原子炉における燃料集合体としては、国内で商用の発電が行われて以来、７行７列型、８行８列型、改良８行８列型、高燃焼度化８行８列型、そして、高燃焼度化９行９列型が採用されるに至っている。

図５６は、９×９燃料集合体（Ａ型）の一部切り欠き斜視図である。図５７は、９×９燃料集合体（Ａ型）の一部拡大一部切り欠き斜視図である。図５８は、９×９燃料集合体（Ａ型）を制御棒とともに示す横断面図である。

９×９燃料集合体（Ａ型）は、被覆管５５に核燃料物質のペレット５４を収めた複数の燃料棒７１，８１およびウォータロッド５３を備えている。これらの燃料棒７１，８１およびウォータロッド５３は、上部タイプレート６１および下部タイプレート６２によって両端が保持される。また、燃料集合体の軸方向には７個のスペーサ６３が配置されていて、燃料棒７１，８１およびウォータロッド５３の間隔を保持している。９×９燃料集合体（Ａ型）では、高さが上部タイプレート６１まで達しない部分長燃料棒８１が８本採用されている。

燃料集合体３０は、一般的に原子炉の炉心３に格子状に装荷される。燃料集合体３０が格子状に装荷された場合、減速材である水の分布は、炉心上部では相対的にウォータロッド５３の部分と隣合うチャンネルボックス３１の間の部分（水ギャップ部）に多くなる。

図５９は、９×９燃料集合体（Ａ型）を装荷した炉心についてのサイクル初期とサイクル末期での炉心平均軸方向出力分布の例を示すグラフである。

９×９燃料集合体（Ａ型）は、高燃焼度化８行８列型の燃料集合体に比べて、燃料集合体３０当たりの核分裂性物質の収容量が増加し、燃料集合体３０内濃縮度分布の適切化と可燃性毒物の適切配置が施されている。これにより、高燃焼度化と長期運転サイクル化が実現され、炉心３の経済性は向上している。

９×９燃料集合体（Ａ型）は、高燃焼度化８行８列型の燃料集合体に比べて燃料棒本数の増加によって総伝熱面積が増加するため、限界出力特性が改善される。また、高燃焼度化・長期運転サイクル化に伴う負のボイド係数（またはボイド反応度係数絶対値）増加による核的要因に基づく安定性の悪化は、２本の太径ウォータロッド５３の採用などにより抑制されている。

集合体格子の増加に伴う二相圧損増加による熱水力的要因に基づく安定性の悪化は、スペーサ圧損係数の低減と８本の部分長燃料棒８１、および、高圧損型の下部タイプレート６２の採用により抑制されている。すなわち、スペーサ圧損係数の低減と、全長燃料棒７１の約２／３の長さ（有効長が約２．２ｍ）を有する８本の部分長燃料棒８１は二相流圧損の低減に寄与し、高圧損型の下部タイプレート６２は、単相流圧損の増加に寄与している。その結果、全圧損に対する単相流圧損の割合が増加し、炉心の安定性は改善されている。

限界出力特性とは、与えられた運転条件下（出力、流量、圧力、入口エンタルピ）で、その燃料集合体にて遷移沸騰が発生する出力閾値の高低を意味する。限界出力特性は、燃料集合体格子数の他に、炉心燃料格子形状、スペーサタイプ、ウォータロッド本数・形状・配置などによっても影響を受ける。

このため、新燃料集合体の開発に当たっては、通常、実寸の模擬燃料集合体に対して、ＢＷＲ運転条件下での熱水力試験を行い、限界出力特性を確認している。さらに、試験結果は、ＢＷＲ燃料集合体についての熱水力解析コードを用いることにより、「限界クオリティ対沸騰長さ」のタイプの沸騰遷移相関式に整理される。これは、沸騰水型原子炉では、沸騰長さが長くなるに従い、被覆管５５を覆う液膜厚さが薄くなり、液膜が消失した高さが遷移沸騰発生点と考えられるためである。

その代表的なものが、ＧＥＸＬ相関式であり、現在運転中の商用ＢＷＲでは、燃料集合体タイプ毎に求められたＧＥＸＬ相関式を基にして、定常運転時の最小限界出力比（Minimum Critical Power Ratio：ＭＣＰＲ）と、過渡時のＭＣＰＲ変化量（ΔＭＣＰＲ）が評価される場合が多い。ＧＥＸＬ相関式は、ＢＷＲの炉心３の下部領域では、限界出力に対する余裕が大きいことを反映している。

ＢＷＲが定格出力運転時にタービントリップが発生すると、タービン止め弁が閉止され、タービン蒸気バイパス弁が急開されるのと同時に、制御棒が急速挿入される（原子炉スクラム）。このとき、パイパス弁不作動の場合には、原子炉圧力上昇に伴う炉心内ボイド率の減少により、一時的に炉心に正の反応度が投入されるため、燃料表面熱流束が過渡的に上昇し、ＭＣＰＲが低下する。ＭＣＰＲの低下量は、負のボイド係数が大きくなり、制御棒がほぼ全引抜き状態となるサイクル末期にて最大となる。ＢＷＲの過渡解析モデルについては、たとえば、非特許文献１に記載されている。

図６０ないし図６２に、９×９燃料Ａ型を全数装荷した従来スクラム採用ＢＷＲプラントに関する、タービントリップ・バイパス弁不作動解析結果を示す。この解析結果は、ＴＲＡＣＧコードを用いて解析した結果である。

タービン止め弁閉止直後は、ボイド率減少による正の反応度投入により中性子束は急上昇するが、燃料温度上昇に伴うドップラ効果（負の反応度投入）とスクラムによる大きな負の反応度投入により、中性子束は急減する。炉心流量は、圧力上昇によるボイド率減少を緩和するために、タービントリップ信号にて２台の再循環ポンプがトリップされることから、減少している。また、圧力の上昇は、逃がし安全弁の開放により抑制されている。燃料表面熱流束の過渡的な上昇により、ＭＣＰＲは一時的に低下するが安全限界ＭＣＰＲ（１．０７）まで低下せずに回復し（ΔＭＣＰＲ＝０．２５）、沸騰遷移状態に至らずに事象は終息している。

安定性とは、プラント起動時または停止時に運転点が低流量／高出力状態となった場合、あるいは、プラントで１台の再循環ポンプのトリップなどの過渡変化が発生し、運転点が低流量／高出力に移行したときの、中性子束振動の減衰特性を意味する。炉心３は、全運転領域で安定であることが望ましく、安定性の判定パラメータである減幅比が１未満であることを示すことにより確認される。逆に、減幅比１に対して余裕の少ない運転領域は、選択制御棒（Selected Rods Insertion：ＳＲＩ）や安定性制限曲線により除外される。

安定性の種類には、特に最高出力チャンネルの熱水力的な安定性に注目したチャンネル安定性、炉心全体の位相が揃った中性子束振動である炉心安定性（基本モードの安定性）、炉心周方向に対称軸を有し１８０度位相がずれた中性子束振動である領域安定性（高次モードの安定性）がある。それぞれの安定性の軸方向出力分布への感度は、炉心安定性が一般に平坦な分布ほど厳しい方向であり、チャンネル安定性、領域安定性は下部ピークな分布ほど厳しい方向となっている。炉心安定性では、他の安定性と軸方向出力分布への感度が異なるのは、炉心安定性では核的フィードバックの効果が大きく、これはボイド率の高いところで出力ピークが高いときに、大きな影響となって現れるためである。

図６３は、９×９燃料（Ａ型）を全数装荷したＢＷＲプラントの炉心安定性解析結果を示すグラフである。ここで、安定性解析は、冷却材の再循環系を含むＢＷＲ炉心をモデル化した周波数領域の安定性解析コードで行ったものである。

炉心安定性減幅比は、最低ポンプ速度曲線上の最大出力点で最も大きくなっており、９×９燃料Ａ型を全数装荷した炉心では、減幅比が０．７０である。

図６４は、９×９燃料集合体（Ｂ型）の一部切り欠き斜視図である。図６５は、９×９燃料集合体（Ｂ型）を制御棒とともに示す横断面図である。９×９燃料集合体（Ｂ型）では、燃料集合体内単相部として、燃料棒９本分のウォータチャンネル５２が採用されている。

このように、ＢＷＲ炉心では、各種設計改良により限界出力特性、過渡特性、および、安定性の悪化が抑制されている。他方、ウラン資源の有効利用と使用済燃料発生量の削減を目的として軽水炉燃料の高燃焼度化が進められており、これにともなって１０行１０列（１０×１０）燃料の採用が待たれている。このとき、炉心軸方向出力分布、サイクル初期での下歪み分布（入口ピーク）から、サイクル中期から末期にかけての上歪み分布（出口ピーク）までの形状が、より大きなピーキング係数となって出現する方向にある。

高燃焼度化１０行１０列燃料の設計例は、非特許文献２に記載がある。この例では、部分長燃料棒は、８本から１４本が用いられている。また、特許文献１では、１０×１０燃料で、角型ウォータロッド１本を採用した場合と、２本の太径ウォータロッドを採用した例が開示されている。
特開２００５−１３４１７９号公報 J. G. M. Andersen、他２名、"Application of Advanced Thermal Hydraulic TRACG Model to Preserve Operating Margins in BWRs at Extended Power Uprate Conditions"、Proceedings of the 2006 International Congress on Advances in Nuclear Power Plants (ICAPP '06) 、米国、ＡＮＳ、２００６年、p.1066 Nuclear Engineering International、英国、Nuclear Engineering International、２００２年９月

ＢＷＲのスクラム特性は、一般に軸方向出力分布が上歪み（炉心出口付近に最大値が出現する）のときに低下する。ＢＷＲの定格出力運転時に、たとえばタービントリップ・バイパス弁不作動などの、圧力が上昇する過渡変化が発生すると、炉心内ボイドの一部消滅により原子炉出力が上昇し、燃料の熱的健全性の余裕が低下する方向となる。すなわち、被覆管表面での沸騰状態が、核沸騰から膜沸騰に遷移する可能性が高まる。このため、タービン蒸気止め弁が閉止されたことを検知して、原子炉スクラム信号が発せられる。

しかしながら、ＢＷＲでは制御棒３２が炉心３の下部より挿入されるため、スクラムによる負の反応度投入の効果は炉心３の下部では急速に顕れるが、炉心３の上部に達するまでには数秒間の時間遅れが生じる。このため、軸方向出力分布が上歪みのときは、沸騰遷移への余裕が減少し易く、ΔＭＣＰＲが大きくなる傾向がある。サイクル末期では、負のボイド係数が増加する傾向にあることから、炉心運転計画を立てる際には、サイクル末期での軸方向出力分布が極端な上歪みとならないよう注意が必要である。

ＢＷＲのスクラム特性は、制御棒３２の挿入速度とも関係する。挿入速度が速い制御棒駆動系を有するプラントは、高速スクラムプラントと呼ばれている。高速スクラムプラントにおいては、定格圧力での全炉心平均でのスクラム時挿入時間は、全ストロークの７５％挿入で１．６２秒以下となっている。一方、挿入速度が遅い制御棒駆動系を有するプラントは、従来スクラムプラントと呼ばれている。従来スクラムプラントにおいては、平均スクラム時間は全ストロークの９０％挿入で３．５秒以下となっている。

高速スクラムプラントでは、出力分布が上歪みの炉心設計でも、従来スクラムプラントと比べて、過渡時のΔＭＣＰＲは小さくなっている。また、改良型ＢＷＲ（ＡＢＷＲ）のスクラム特性は、高速スクラムと従来スクラムの中間的な特性となっている。ＡＢＷＲにおいては、定格圧力での全炉心平均でのスクラム時挿入時間は、全ストロークの６０％挿入で１．４４秒以下、１００％挿入で２．８０秒以下となっている。

ＢＷＲプラントで発生する運転時の異常な過渡変化には、給水加熱喪失のようにスクラム速度と炉心サイクル燃焼度に殆ど依存しない過渡変化もある。９×９燃料Ａ型を装荷した高速スクラムプラント、ＡＢＷＲプラント、従来スクラムプラント（サイクル末期炉心）において、発電機負荷遮断・バイパス弁不作動、および、給水加熱喪失が発生したときのΔＭＣＰＲの代表的な解析結果を以下に示す。

運転上の制限ＭＣＰＲ（ＯＬＭＣＰＲ）は、安全限界ＭＣＰＲ（ＳＬＭＣＰＲ。典型値は１．０７）に過渡時のΔＭＣＰＲ最大値を加えることより定まる。したがって、従来スクラムプラントでは、スクラム特性を改善することによりＯＬＭＣＰＲを低減できる。同時に、スクラム特性を改善させる手段を選ぶ場合には、発電機負荷遮断・バイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲを約０．１低減する手段を選ぶことが重要であり、０．１を超える手段を選択することはＯＬＭＣＰＲ低減上は無意味であることも分る。

なお、発電機負荷遮断・バイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲは、燃料集合体内の水領域（ウォータロッド内断面積）にも依存する。水領域の設計は、圧力上昇過渡時のΔＭＣＰＲを緩和する、すなわち負のボイド係数を小さくすることを考慮して行われる。また、流量減少過渡・事故時に正の反応度が投入されないようにする、すなわち、ボイド係数が正にならないようにすることも考慮される。さらに、中性子の効率的な減速による中性子経済の向上、すなわち、燃料サイクル費の低減なども考慮される。

高燃焼度燃料では、燃料棒断面積の７倍〜１０倍程度の水領域が採用されている場合がある。これにより、従来スクラムプラントでのΔＭＣＰＲは０．０２程度の変動幅があるが、スクラム特性の改善によるΔＭＣＰＲ緩和の要請があることには変わりはない。

原子炉スクラム特性を向上させる手段としては、炉心有効長を短くする方法もある。これにより、炉心出口付近でもスクラムの効果が速やかに顕れることが期待できる。ただし、炉心を短尺化したときには、所用のサイクル燃焼度度を確保することが難しくなる場合があり、燃料の取替体数が増加する傾向になる。また、短尺炉心への集合体装荷体数を増加させる、すなわち炉心等価直径を増大させることは、プラントの大規模な改造が必要となり、非現実的である。

ＢＷＲ炉心の経済性の一層の向上を目指すために高燃焼度化１０×１０燃料を導入した場合には、高燃焼度化達成のために燃料ペレット濃縮度が高くなり、核的フィードバック効果が大きくなる。このため、過渡時の燃料熱的健全性の余裕、および、核熱結合の安定性（炉心安定性、領域安定性）の余裕が減少する傾向がある。さらには、サイクル末期での上歪み軸方向出力分布がより大きなピーキング係数を有する傾向がある。したがって、燃料・炉心の健全性上の余裕を減少させることなく、高燃焼度化が達成可能な炉心燃料の実現が待たれている。

そこで本発明は、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることを目的とする。

上述の目的を達成するため、本発明は、軸方向に延びる燃料有効部に核燃料物質を収めて沸騰水型原子炉に装荷される燃料集合体において、前記軸方向に垂直な平面が広がる方向の１０行１０列の正方格子位置の少なくとも一部に配列されて筒状の被覆管の前記燃料有効部の少なくとも一部に前記核燃料物質を収めた燃料棒と、前記燃料棒を下端で支持する下部タイプレートと、前記燃料棒の少なくとも一部を上端で支持する上部タイプレートと、を有し、前記燃料棒は、前記燃料有効部の全体に亘って前記核燃料物質を収めた全長燃料棒と、前記核燃料物質が収められていない欠損領域が前記燃料有効部の上端から下方に前記燃料有効部の長さである燃料有効長の１／６以上延びる範囲に形成された一部欠損燃料棒と、を含み、前記全長燃料棒を前記正方格子位置の全ての位置に配置した場合の前記核燃料物質の体積に対する前記欠損領域の体積の割合は３％以上６％以下であり、前記欠損領域は１０ ^２ の１／５以上１／３以下の本数の一部欠損燃料棒を構成し、前記一部欠損燃料棒が、上端が前記上部タイプレートと離れて位置する短尺一部欠損燃料棒を含み、前記全長燃料棒および前記短尺一部欠損燃料棒の上端近傍にはプレナムが形成され、前記短尺一部欠損燃料棒のプレナム長さは前記全長燃料棒のプレナム長さ以下である、ことにより発電機負荷遮断かつバイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲを、給水加熱喪失時のΔＭＣＰＲ程度に抑制することを特徴とする。

軸方向に延びる燃料有効部に核燃料物質を収めて沸騰水型原子炉に装荷される燃料集合体において、前記軸方向に垂直な平面が広がる方向の１０行１０列の正方格子位置の少なくとも一部に配列されて筒状の被覆管の前記燃料有効部の少なくとも一部に前記核燃料物質を収めた燃料棒と、前記燃料棒を下端で支持する下部タイプレートと、前記燃料棒の少なくとも一部を上端で支持する上部タイプレートと、を有し、前記燃料棒は、前記燃料有効部の全体に亘って前記核燃料物質を収めた全長燃料棒と、前記核燃料物質が収められていない欠損領域が前記燃料有効部の上端から下方に前記燃料有効部の長さである燃料有効長の１／６以上延びる範囲に形成された一部欠損燃料棒と、を含み、前記全長燃料棒を前記正方格子位置の全ての位置に配置した場合の前記核燃料物質の体積に対する前記欠損領域の体積の割合は３％以上６％以下であり、前記欠損領域は前記燃料有効部の上端から前記燃料有効長の１／６以上１／３以下下方に延びる範囲に形成された第１の一部欠損燃料棒と、前記欠損領域が前記燃料有効部の上端から下方に前記燃料有効長の１／３以上１／２以下延びる範囲に形成された１０ ^２ の１／５以下の本数の第２の一部欠損燃料棒を構成し、前記一部欠損燃料棒が、上端が前記上部タイプレートと離れて位置する短尺一部欠損燃料棒を含み、前記全長燃料棒および前記短尺一部欠損燃料棒の上端近傍にはプレナムが形成され、前記短尺一部欠損燃料棒のプレナム長さは前記全長燃料棒のプレナム長さ以下である、ことにより発電機負荷遮断かつバイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲを、給水加熱喪失時のΔＭＣＰＲ程度に抑制することを特徴とする。

本発明によれば、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

本発明に係る燃料集合体の実施の形態を、図面を参照して説明する。なお、同一または類似の構成には同一の符号を付し、重複する説明は省略する。

［第１の実施の形態］
図４は、本発明に係る燃料集合体の第１の実施の形態における横断面を模式的に示す、図６および図７におけるZ4−Z4矢視横断面図である。図５は、本発明に係る燃料集合体の第１の実施の形態における横断面を模式的に示す、図６および図７におけるZ5−Z5矢視横断面図である。図６は、図４および図５におけるX6−X6矢視縦断面図である。図７は、図４および図５におけるX7−X7矢視縦断面図である。

本実施の形態の燃料集合体は、たとえば図５２および図５４に示した沸騰水型原子力発電所の炉心３に装荷される燃料集合体３０である。この燃料集合体３０は、燃料棒５１と、下部タイプレート６２と、上部タイプレート６１とを備えている。

燃料棒５１は軸方向に垂直な平面、すなわち、炉心３に装荷した場合の水平面の１０行１０列の正方格子位置の一部に配列されている。燃料棒５１は、上下端を端栓で封止された被覆管５５に、核燃料物質をウラン酸化物などのペレット５４として収容したものである。被覆管５５の外径は約１０．２ｍｍ、装填されるペレット５４の直径は約８．８ｍｍである。

また、この燃料集合体３０は、ウォータチャンネル５２を有している。ウォータチャンネル５２は、（５，５）、（５，６）、（５，７）、（６，５）、（６，６）、（６，７）、（７，５）、（７，６）および（７，７）で表される、燃料棒５１の９本分の位置に配置されている。ここで、（ｉ，ｊ）は、上述の正方格子位置のそれぞれを行の番号ｉおよび列の番号ｊを表したものである。

下部タイプレート６２は、燃料棒５１の下端を支持している。また、上部タイプレート６１は、一部の燃料棒５１の上端を支持している。また、燃料集合体３０は、軸方向に間隔を置いてたとえば８個配置されたスペーサ６３を有している。スペーサ６３は、下部タイプレート６２および上部タイプレート６１ともに、燃料棒５１を正方格子位置に配置し、それぞれの燃料棒５１およびウォータチャンネル５２の間隔を保つ役割を持っている。

燃料棒５１は、１０行１０列の１００個の正方格子位置の内の９１箇所に配置されている。いずれかの燃料棒５１にペレット５４が収められている軸方向の範囲を、燃料有効部と呼ぶこととし、その長さを燃料有効長Ａとする。燃料有効部長は、約３．７ｍである。

本実施の形態の燃料棒５１には、燃料有効部の全体に亘ってペレット５４を収めた全長燃料棒７１と、ペレット５４が収められていない欠損領域９１，９２が形成された一部欠損燃料棒７２，８２と、がある。全長燃料棒７１の全体の長さは、約４ｍである。一部欠損燃料棒７２，８２には、下端から上方に約３．０ｍ延びる範囲Ｂにペレット５４が収められている。

本実施の形態では、一部欠損燃料棒７２，８２には、全長一部欠損燃料棒７２と、短尺一部欠損燃料棒８１の２種類がある。

全長一部欠損燃料棒７２は、全体として全長燃料棒７１と同じ長さであるが、下端から上方に約３．０ｍ延びる範囲Ｂにペレット５４が収められている燃料棒５１である。したがって、全長一部欠損燃料棒７２の上端は、全長燃料棒７１と同様に、上部タイプレート６１で支持されている。全長一部欠損燃料棒７２は、（１，４）、（１，７）、（４，１）、（７，１）、（１０，４）、（１０，７）、（４，１０）および（７，１０）で表される８箇所のそれぞれに配置されている。全長一部欠損燃料棒７２の欠損領域９２は、プレナムになっている。

短尺一部欠損燃料棒８１は、全体として全長燃料棒７１よりも短い燃料棒５１であり、下端から上方に約３．０ｍ延びる範囲Ｂにペレット５４が収められている。したがって、短尺一部欠損燃料棒８１は、上部タイプレート６１で支持されていない。短尺一部欠損燃料棒８１は、（１，５）、（１，６）、（５，１）、（６，１）、（１０，５）、（１０，６）、（５，１０）、（６，１０）、（４，５）、（４，７）、（５，４）、（５，８）、（７，４）、（７，８）、（８，５）および（８，７）で表される１６箇所のそれぞれに配置されている。

この燃料集合体３０は、装填されるペレット５４の体積、すなわち、燃料有効長にペレット外径を乗じた体積は、約１．９５×１０^４ｃｍ^３であり、９×９燃料（Ａ型）の装填燃料体積を約３％上回っている。したがって、９×９燃料（Ａ型）よりも高燃焼度化を達成することができる。

ウォータチャンネル５２の周辺に８本の部分長燃料棒を配置することにより、集合体中央領域での水対ウラン比が増加する。このため、負のボイド係数の低減効果が大きくなる。また、バイパス領域に最も近い集合体外周部の４辺に合計８本の全長一部欠損燃料棒７２、および、８本の短尺一部欠損燃料棒８１を配置することにより、ボイド係数低減効果が拡大される。さらに、全長一部欠損燃料棒７２と短尺一部欠損燃料棒８１は、集合体コーナー部を避けて配置されていることから、中性子計装系の一部であるＬＰＲＭ３３への影響は最小限になっている。

また、本実施の形態では、全ての燃料棒５１の有効長を同じにした場合に対してペレットが装填されていない欠損領域９１，９２は、燃料有効長Ａの５／６以上、１以下の範囲に存在し、一部欠損燃料棒７２，８１の本数割合、および、全格子位置に燃料棒を配置した場合の燃料棒の総断面積に対する割合は共に２４％である。また、欠損領域９１，９２の体積の、全格子位置に全長燃料棒７１を配置した場合の核燃料物質の装填体積に対する割合は約５％である。

図８は、本実施の形態における燃料集合体を装荷した炉心のサイクル初期とサイクル末期での炉心平均軸方向出力分布の例を示すグラフである。サイクル末期は、制御棒全引抜き状態である。

本実施の形態では、燃料集合体３０の上部での核燃料物質の大幅な削減により、９×９燃料（Ａ型）を装荷した炉心のサイクル末期での軸方向出力分布の例と比べて、上部（炉心出口）での出力発生割合が約２割減少している。

図９ないし図１１は、本実施の形態の燃料集合体を装荷した従来スクラムプラントのサイクル末期炉心でのタービントリップ・バイパス弁不作動時の過渡解析結果を示すグラフである。解析コードには、ＴＲＡＣＧコードを使用している。図１０ないし図１１には、比較のため、９×９燃料（Ａ型）装荷炉心での値を併せて示した。

本実施の形態の燃料集合体３０を装荷した炉心３では、初期の軸方向出力分布が上歪とならず、また、炉心上部での水対ウラン比が増加、すなわち負のボイド係数が低減している。このため、スクラム動作による負の反応度が、ボイド消滅による正の反応度投入を打ち消す効果が大きく作用する。結果として、過渡時のΔＭＣＰＲ（０．１７）は、９×９燃料（Ａ型）装荷炉心でのΔＭＣＰＲ（０．２５）よりも０．０８小さくなっている。

図１２は、本実施の形態の燃料集合体を装荷した炉心の炉心安定性減幅比を示すグラフである。図１２には、比較のため、９×９燃料（Ａ型）装荷炉心での値を併せて示した。

本実施の形態の燃料集合体３０を装荷した炉心３の炉心安定性減幅比は、負のボイド係数の低減効果と部分長燃料棒採用による圧損低減の効果が相俟って、９×９燃料（Ａ型）装荷炉心と比べ、最大値（最低ポンプ速度最大出力点での値）が約０．１０改善されている。

このように本実施の形態では、サイクル末期での軸方向出力分布が、燃料集合体３０の上部で極端なピーキング係数を有することがなく、かつ、燃料温度上昇時の燃料被覆管−冷却材熱伝達特性が緩やかになるようにできる。よって、本実施の形態の燃料集合体は、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

［第２の実施の形態］
図１３は、本発明に係る燃料集合体の第２の実施の形態における横断面を模式的に示す、図１５および図１６におけるZ13−Z13矢視横断面図である。図１４は、本発明に係る燃料集合体の第２の実施の形態における横断面を模式的に示す、図１５および図１６におけるZ14−Z14矢視横断面図である。図１５は、図１３および図１４におけるX15−X15矢視縦断面図である。図１６は、図１３および図１４におけるX16−X16矢視縦断面図である。

本実施の形態の燃料集合体３０は、第１の実施の形態の燃料集合体と、燃料棒５１の種類およびその配置が異なる。

本実施の形態では、燃料棒５１は、全長燃料棒７１、第１の短尺一部欠損燃料棒８１および第２の短尺一部欠損燃料棒８２の３種類である。第１の短尺一部欠損燃料棒８１は、全体として全長燃料棒７１よりも短い燃料棒５１であり、下端から上方に約３．０ｍ延びる範囲Ｂにペレット５４が収められている。また、第２の短尺一部欠損燃料棒８２は、全体として第１の短尺一部欠損燃料棒８１よりも短い燃料棒５１であり、下端から上方に約２．０ｍ延びる範囲Ｃにペレット５４が収められている。第１および第２の短尺一部欠損燃料棒８１，８２は、上部タイプレート６１で支持されていない。

この燃料集合体３０では、第１の実施の形態の燃料集合体３０において周辺部に配置した１６本の短尺一部欠損燃料棒８１の内、制御棒３２の中心から最も離れた２本を、全長燃料棒７１に置き換えている。また、第１の実施の形態の燃料集合体３０においてウォータチャンネルの周辺に配置した８本の短尺一部欠損燃料棒８１の内、制御棒３２の中心から最も離れた２本を全長燃料棒７１に置き換え、残りの６本の第２の短尺一部欠損燃料棒８２に置き換えている。

すなわち、第１の短尺一部欠損燃料棒８１は、（１，４）、（１，５）、（１，６）、（１，７）、（４，１）、（５，１）、（６，１）、（７，１）、（１０，４）、（１０，５）、（１０，６）、（４，１０）、（５，１０）および（６，１０）で表される１４箇所のそれぞれに配置されている。また、第２の短尺一部欠損燃料棒８２は、（４，５）、（４，７）、（５，４）、（５，８）、（７，４）および（８，５）で表される６箇所のそれぞれに配置されている。

本実施の形態の燃料集合体３０では、欠損領域９１は燃料有効長Ａの１／２以上〜６／６以下で存在する。また、燃料有効長Ａの１／２〜２／３に欠損領域９１がある燃料棒５１の本数と燃料有効長Ａの２／３〜５／６に欠損領域９１がある燃料棒５１の本数の合計割合は２０％であり、１／２〜２／３での欠損燃料棒本数の割合は６％である。燃料有効長Ａの５／６〜６／６での欠損領域９１の断面積の、全格子位置に燃料棒を配置した場合の燃料棒の総断面積に対する割合は２０％となっている。欠損領域９１の体積の、全格子位置に全長燃料棒７１を配置した場合の核燃料物質の装填体積に対する割合は約５％となっている。

このような燃料集合体３０は、ウォータチャンネル５２が偏心していることによる燃料集合体３０の横断面での中性子束分布の歪みを緩和した上で、スクラム特性の改善を図ることもできる。

図１７は、本実施の形態における燃料集合体を装荷した炉心のサイクル初期とサイクル末期での炉心平均軸方向出力分布の例を示すグラフである。サイクル末期は、制御棒全引抜き状態である。

本実施の形態では、ウォータチャンネル５２の周辺の第２の短尺一部欠損燃料棒８２の長さを約２．０ｍとすることで、欠損領域９１の拡大が段階的となっている。このため、軸方向出力分布の上部での減少が、第１の実施の形態と比べて滑らかにすることができる。

過渡時のΔＭＣＰＲは、９×９燃料（Ａ型）よりも０．０８改善され、炉心安定性減幅比は、９×９燃料（Ａ型）よりも最大値が約０．１０改善される。装填される燃料の体積（約１．９３×１０^４ｃｍ^３）は、９×９燃料（Ａ型）を約２％上回っている。よって、本実施の形態の燃料集合体は、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

［第３の実施の形態］
図１８は、本発明に係る燃料集合体の第３の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２０および図２１におけるZ18−Z18矢視横断面図である。図１９は、本発明に係る燃料集合体の第３の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２０および図２１におけるZ19−Z19矢視横断面図である。図２０は、図１８および図１９におけるX20−X20矢視縦断面図である。図２１は、図１８および図１９におけるX21−X21矢視縦断面図である。

本実施の形態の燃料集合体３０は、第２の実施の形態の燃料集合体３０と、ウォータチャンネル５２の位置および燃料棒５１の配置が異なる。

ウォータチャンネル５２は、第２の実施の形態に対して制御棒３２中心寄りの、（４，４）、（４，５）、（４，６）、（５、４）、（５，５）、（５，６）、（６，４）、（６，５）および（６，６）の位置に配置されている。また、ウォータチャンネル５２が偏心していることによる燃料集合体３０内での中性子束分布の歪みを緩和することを目的として、燃料棒５１を配置している。第１の短尺一部欠損燃料棒８１は、（１，５）、（１，６）、（１，７）、（５，１）、（６，１）、（７，１）、（１０，４）、（１０，５）、（１０，６）、（１０，７）、（４，１０）、（５，１０）、（６，１０）および（７，１０）で表される１４箇所のそれぞれに配置されている。第２の短尺一部欠損燃料棒８２は、（３，６）、（４，７）、（６，３）、（６，７）、（７，４）および（７，６）で表される６箇所のそれぞれに配置されている。

本実施の形態の燃料集合体３０では、欠損領域９１は燃料有効長Ａの１／２以上〜６／６以下で存在する。また、燃料有効長Ａの１／２〜２／３に欠損領域９１がある燃料棒５１の本数と燃料有効長Ａの２／３〜５／６に欠損領域９１がある燃料棒５１の本数の合計割合は２０％であり、１／２〜２／３での欠損燃料棒本数の割合は６％である。燃料有効長Ａの５／６〜６／６での欠損領域９１の断面積の、全格子位置に燃料棒を配置した場合の燃料棒の総断面積に対する割合は２０％となっている。欠損領域９１の体積の、全格子位置に全長燃料棒７１を配置した場合の核燃料物質の装填体積に対する割合は約５％となっている。

ウォータチャンネル５２周辺の第２の短尺一部欠損燃料棒８２のペレット装填長さを約２．０ｍとすることで、燃料欠損領域の拡大が段階的となっている。このため、軸方向出力分布の上部での減少が、第１の実施の形態と比べて滑らかになっている。

過渡時のΔＭＣＰＲは、９×９燃料（Ａ型）よりも０．０８改善され、炉心安定性減幅比は、９×９燃料（Ａ型）よりも最大値が約０．１０改善される。また、装填されるペレットの体積（約１．９３×１０^４ｃｍ^３）は、高燃焼度９×９燃料（Ａ型）を約２％上回っている。よって、本実施の形態の燃料集合体は、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

［第４の実施の形態］
図２２は、本発明に係る燃料集合体の第４の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２４および図２５におけるZ22−Z22矢視横断面図である。図２３は、本発明に係る燃料集合体の第４の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２４および図２５におけるZ23−Z23矢視横断面図である。図２４は、図２２および図２３におけるX24−X24矢視縦断面図である。図２５は、図２２および図２３におけるX24−X24矢視縦断面図である。

本実施の形態の燃料集合体３０は、第１ないし第３の実施の形態の燃料集合体３０におけるウォータチャンネル５２の代わりにウォータロッド５３を用いている。燃料棒５１の４本分の位置を占めるウォータロッド５３は、１０×１０の格子のほぼ中央の（４，６）、（４，７）、（５、６）および（５、７）の位置、並びに、（６、４）、（６、５）、（７、４）および（７、５）の位置のそれぞれに配置されている。ウォータロッド５３の最大外径は、約２５ｍｍである。

この燃料集合体３０は、７０本の全長燃料棒７１の他に、１６本の第１の短尺一部欠損燃料棒８１と、６本の第２の短尺一部欠損燃料棒８２とを有する。第１の短尺一部欠損燃料棒８１のペレット装填長さは、約３．０ｍであり、第２の短尺一部欠損燃料棒８２のペレット装填長さは、約２．０ｍである。これらの短尺一部欠損燃料棒８１，８２を用いることにより、欠損領域９１の拡大は段階的となっている。

第１の短尺一部欠損燃料棒８１は、外周部の（１，４）、（１，５）、（１，６）、（１，７）、（４，１）、（５，１）、（６，１）、（７，１）、（１０，４）、（１０，５）、（１０，６）、（１０，７）、（４，１０）、（５，１０）、（６，１０）および（７，１０）で表される位置に配置されている。第２の短尺一部欠損燃料棒８２は、ウォータロッド５３の周辺の（４，５）、（５，４）、（５，５）、（６，６）、（６，７）および（７，６）で表される位置に配置されている。

ウォータロッド５３の周辺に６本の第２の短尺一部欠損燃料棒８２を配置することにより、燃料集合体３０の横断面の中央領域での水対ウラン比が増加することから、負のボイド係数の低減効果が大きくなる。バイパス領域に最も近い燃料集合体３０の外周部の４辺に第１の短尺一部欠損燃料棒８１を配置することにより、やはりボイド係数低減効果が拡大される。短尺一部欠損燃料棒８１，８２は、燃料集合体３０のコーナー部を避けて配置されていることから、中性子計装系（ＬＰＲＭ３３）の影響は最小限になっている。

本実施の形態の燃料集合体３０では、欠損領域９１は燃料有効長Ａの１／２以上〜６／６以下で存在する。また、燃料有効長Ａの１／２〜２／３に欠損領域９１がある燃料棒５１の本数と燃料有効長Ａの２／３〜５／６に欠損領域９１がある燃料棒５１の本数の合計割合は２２％であり、１／２〜２／３での欠損燃料棒本数の割合は６％である。燃料有効長Ａの５／６〜６／６での欠損領域９１の断面積の、全格子位置に燃料棒を配置した場合の燃料棒の総断面積に対する割合は２２％となっている。欠損領域９１の体積の、全格子位置に全長燃料棒７１を配置した場合の核燃料物質の装填体積に対する割合は約６％となっている。

過渡時のΔＭＣＰＲは、９×９燃料（Ａ型）よりも０．０７改善され、炉心安定性減幅比は、９×９燃料（Ａ型）よりも最大値が０．０７改善される。また、装填されるペレットの体積（約１．９４×１０^４ｃｍ^３）は、高燃焼度９×９燃料（Ａ型）を約２％上回っている。よって、本実施の形態の燃料集合体は、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

［第５の実施の形態］
図２６は、本発明に係る燃料集合体の第５の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２４および図２５におけるZ26−Z26矢視横断面図である。図２７は、本発明に係る燃料集合体の第５の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２４および図２５におけるZ27−Z27矢視横断面図である。図２８は、図２２および図２３におけるX28−X28矢視縦断面図である。図２９は、図２２および図２３におけるX29−X29矢視縦断面図である。

本実施の形態の燃料集合体３０は、第１の実施の形態の燃料集合体３０と同様にウォータチャンネル５２およびペレット装填長さが約３．０ｍの短尺一部欠損燃料棒８１を有している。ウォータチャンネル５２は、（５，５）、（５，６）、（５，７）、（６，５）、（６，６）、（６，７）、（７，５）、（７，６）および（７，７）で表される位置に配置されている。短尺一部欠損燃料棒８１は、（１，５）、（１，６）、（５，１）、（６，１）、（１０，５）、（１０，６）、（５，１０）、（６，１０）、（４，６）、（６，４）、（６，８）および（８，６）で表される１２箇所に配置されている。

ウォータチャンネル５２または短尺一部欠損燃料棒８１が配置されていない残りの７９箇所の正方格子位置には、３５本の全長燃料棒７１および４０本の上部中空燃料棒７３が配置されている。上部中空燃料棒７３は、互いに隣り合わないように配置されている。上部中空燃料棒７３は、短尺一部欠損燃料棒８１のペレット装填位置と同じ位置に、同じ中実のペレット５４が装填され、それより上方には中空ペレット５６が装填されている。

燃料集合体３０の上部領域に中空ペレット５６を装填すると、この領域での水対ウラン比が増加するため、負のボイド係数が低減する。この効果と、１２本の短尺一部欠損燃料棒８１を採用したことによるサイクル末期での軸方向出力分布の上歪み化回避効果が相俟って、ボイド減少時の過渡特性が改善される。なお、負のボイド係数の低減は、炉心安定性を改善する方向に作用する。

過渡時のΔＭＣＰＲは、９×９燃料（Ａ型）よりも０．０５改善され、炉心安定性減幅比は、９×９燃料（Ａ型）よりも最大値が約０．０７改善される。装填される燃料の体積（約１．９９×１０^４ｃｍ^３）は、９×９燃料（Ａ型）を約５％上回っている。よって、本実施の形態の燃料集合体は、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

［第６の実施の形態］
図３０は、本発明に係る燃料集合体の第６の実施の形態における横断面を模式的に示す、図３２および図３３におけるZ30−Z30矢視横断面図である。図３１は、本発明に係る燃料集合体の第６の実施の形態における横断面を模式的に示す、図３２および図３３におけるZ31−Z31矢視横断面図である。図３２は、図３０および図３１におけるX32−X32矢視縦断面図である。図３３は、図３０および図３１におけるX33−X33矢視縦断面図である。

本実施の形態の燃料集合体３０は、第５の実施の形態の燃料集合体３０の上部中空燃料棒７３を上部細径燃料棒７４に代えたものである。上部細径燃料棒７４は、上部中空燃料棒７３に装填された中空ペレット５６の代わりに、細径ペレット５７を装填したものである。細径ペレット５７は、外径約８ｍｍである。

図３４は、本実施の形態の燃料集合体を装荷した炉心のＭＣＰＲの解析結果を示すグラフである。なお、図３４には、比較のため、９×９燃料（Ａ型）を装荷した炉心の解析結果をあわせて示した。

ペレットを細径化すると、ペレットの外面と被覆管５５の内面との間隔（ギャップ）が増大するため、ギャップ熱伝達率が低下する傾向がある。これにより、ボイドの消滅により正の反応度が印加し燃料棒温度が上昇したときに、被覆管表面から冷却材への熱流束の上昇率が緩やかとなる。この効果と、１２本の短尺一部欠損燃料棒８１を採用したことによるサイクル末期での軸方向出力分布の上歪み化回避効果が相俟って、過渡時のΔＭＣＰＲ（０．２０）は従来９×９燃料Ａ型（０．２５）よりも小さくなる。なお、ギャップ熱伝達率の低下は、炉心安定性を改善する方向に作用する。

過渡時のΔＭＣＰＲは、９×９燃料（Ａ型）よりも０．０５改善され、炉心安定性減幅比は、９×９燃料（Ａ型）よりも最大値が約０．０７改善される。装填される燃料の体積（約１．９７×１０^４ｃｍ^３）は、９×９燃料（Ａ型）を約４％上回っている。よって、本実施の形態の燃料集合体は、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

［第７の実施の形態］
図３５は、本発明に係る燃料集合体の第７の実施の形態における横断面を模式的に示す、図３７および図３８におけるZ35−Z35矢視横断面図である。図３６は、本発明に係る燃料集合体の第７の実施の形態における横断面を模式的に示す、図３７および図３８におけるZ36−Z36矢視横断面図である。図３７は、図３５および図３６におけるX37−X37矢視縦断面図である。図３８は、図３５および図３６におけるX38−X38矢視縦断面図である。

本実施の形態の燃料集合体３０は、第５の実施の形態の燃料集合体の上部中空燃料棒７３を第１および第２のセグメント８３，８４を結合した燃料棒に代えたものである。

図３９は、本実施の形態におけるセグメントの一部拡大縦断面図である。

第１および第２のセグメント８３，８４は、それぞれ被覆管５５に中実のペレット５４を装填したものである。第１のセグメント８３と第２のセグメント８４との間は、セグメント結合部８５で結合されている。ペレット５４の上端部にはプレナムスプリング８６が押しつけられている。また、プレナムスプリング８６によってプレナム９３が形成される。また、第１のセグメント８３には、初期封入圧７気圧でヘリウムが封入されている。第２のセグメント８４には、初期封入圧３気圧でヘリウムが封入されている。

燃料棒の初期ヘリウム封入圧を低圧化すると、ギャップ熱伝達率が低下する傾向がある。これにより、ボイドの消滅により正の反応度が印加されて燃料棒温度が上昇したときに、被覆管表面から冷却材への熱流束の上昇率が緩やかとなり、被覆管５５の熱的健全性の余裕が増加する。また、下部の第１のセグメント８３の上端にプレナム９３が設けられており、軸方向上部への中性子束の過渡的流れによる上部ピーク化を緩和している。

過渡時のΔＭＣＰＲは、９×９燃料（Ａ型）よりも０．０５改善され、炉心安定性減幅比は、９×９燃料（Ａ型）よりも最大値が約０．０７改善される。装填される燃料の体積は、９×９燃料（Ａ型）を約５％上回っている。よって、本実施の形態の燃料集合体は、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

［第８の実施の形態］
図４０は、本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図４２および図４３におけるZ40−Z40矢視横断面図である。図４１は、本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図４２および図４３におけるZ41−Z41矢視横断面図である。図４２は、図４０および図４１におけるX42−X42矢視縦断面図である。図４３は、図４０および図４１におけるX43−X43矢視縦断面図である。

本実施の形態の燃料集合体３０は、第６の実施の形態の燃料集合体における全長燃料棒７１を上部低濃縮燃料棒７５に代えたものである。上部低濃縮燃料棒７５は、細径ペレット５７が装填されている位置と同じ位置に、低濃縮ペレット５８を装填したものである。低濃縮ペレット５８の軸方向の平均濃縮度は約３．６％で、低濃縮ペレット５８が装填されている位置よりも下方に装填されたペレット５４の軸方向の平均濃縮度は４％である。上部低濃縮燃料棒７５の上部における平均濃縮度が下方よりも低いため、サイクル末期で軸方向出力分布が極端な上部ピークになることを回避することができる。

過渡時のΔＭＣＰＲは、９×９燃料（Ａ型）よりも０．０８改善され、炉心安定性減幅比は、９×９燃料（Ａ型）よりも最大値が約０．１０改善される。装填される燃料の体積（約１．９２×１０^４ｃｍ^３）は、９×９燃料（Ａ型）を約１％上回っている。よって、本実施の形態の燃料集合体は、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

さらに、下端から約３．０ｍでのペレット最大濃縮度を５％よりも大きくすることにより、燃料集合体３０の取出平均燃焼度を延ばすこともできる。また、燃料有効部の下端から約３．０ｍでのペレット平均密度を、約３．０ｍから約３．７ｍでのペレット平均密度よりも約１．１倍以上に大きくすることで、サイクル末期で軸方向出力分布が極端な上部ピークになることを回避する効果が得られる。ペレット製造時に添加する中性子毒物であるガドリニアの濃度を、燃料有効部の下端から約３．０ｍでの平均濃度の方が、約３．０ｍから約３．７ｍでの平均濃度よりも約１．１倍以上に大きくすることにより、サイクル末期での上部ピーク発生を回避することもできる。

［第９の実施の形態］
図４４は、本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図４６および図４７におけるZ44−Z44矢視横断面図である。図４５は、本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図４６および図４７におけるZ45−Z45矢視横断面図である。図４６は、図４４および図４５におけるX46−X46矢視縦断面図である。図４７は、図４４および図４５におけるX47−X47矢視縦断面図である。

本実施の形態の燃料集合体３０は、第１の実施の形態における燃料集合体３０の全長一部欠損燃料棒７２を、上部固体減速材入り燃料棒７６に代えたものである。上部固体減速材入り燃料棒７６は、第１の実施の形態における全長一部欠損燃料棒７２の欠損領域９２に、固体減速材５９を収めたものである。固体減速材５９は、たとえば、水素化ジルコニウム、重水素化ジルコニウム、水素化イットリウム、水素化セリウムなどである。

このような燃料集合体３０では、上部領域に固体減速材を配置することにより、燃料集合体上部領域での負のボイド係数を低減することができる。その結果、１６本の短尺一部欠損燃料棒８１の採用による、サイクル末期での軸方向出力分布の上歪み化回避効果が相俟って、ボイド減少時の過渡特性、および、安定性が改善される。同様の効果は、短尺一部欠損燃料棒８１に、固体減速材を含む合金製ロッドを接続することでも得られる。

過渡時のΔＭＣＰＲは、９×９燃料（Ａ型）よりも０．０８改善され、炉心安定性減幅比は、９×９燃料（Ａ型）よりも最大値が約０．１０改善される。装填される燃料の体積は、９×９燃料（Ａ型）を約３％上回っている。よって、本実施の形態の燃料集合体は、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

また、燃料有効部の下端から約３．０ｍないし約３．７ｍまでの欠損領域９２は、プレナム部として利用する方法の他に、天然ウラン燃料ペレット、または、劣化ウラン燃料ペレットを装填することも可能であり、これによっても、上部ピークの緩和効果が得られる。

［第１０の実施の形態］
図４８は、本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図５０および図５１におけるZ48−Z48矢視横断面図である。図４９は、本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図５０および図５１におけるZ49−Z49矢視横断面図である。図５０は、図４８および図４９におけるX50−X50矢視縦断面図である。図５１は、図４８および図４９におけるX51−X51矢視縦断面図である。

本実施の形態の燃料集合体３０は、高速スクラムプラントまたはＡＢＷＲプラント用である。この燃料集合体３０は、第１の実施の形態の燃料集合体３０で外周部に配置された全長一部欠損燃料棒７２を、全長燃料棒７１に代えたものである。つまり、第１の実施の形態の燃料集合体３０の外周部に配置された一部欠損燃料棒のうち、１辺当たり２本、合計８本の全長一部欠損燃料棒７２の燃料有効部の下端から約３．０ｍないし約３．７ｍの範囲に、ペレット５４を装填したものである。これにより、装填される燃料の体積は、高燃焼度９×９燃料（Ａ型）を約４％上回る。

また、過渡時のΔＭＣＰＲは、９×９燃料（Ａ型）よりも０．１５改善され、炉心安定性減幅比は、９×９燃料（Ａ型）よりも最大値が約０．０３改善される。よって、本実施の形態の燃料集合体は、高速スクラムプラントまたはＡＢＷＲプラントの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させることができる。

［他の実施の形態］
なお、本発明は、上述の各実施の形態に限定されず、様々な形態で実施することができる。また、各実施の形態の特徴を組み合わせて実施することもできる。

図６６は、各実施の形態の特徴をまとめた表である。

上述の各実施の形態の燃料集合体３０は、短尺一部欠損燃料棒８１（部分長燃料棒）、太径ウォータロッドなど、これまでに培われたＢＷＲの燃料設計・製造技術を基盤とした上で、ＢＷＲの経済性を低下させることなく、スクラム・過渡特性と安定性を向上させる。また、これらの燃料集合体３０は、適切な本数、長さおよび配置の部分長燃料棒を採用しており、あるいは、適切な径、Ｕ２３５濃縮度、密度およびガドリニア濃度装填するペレット５４を用いている。これにより、サイクル末期での軸方向出力分布が集合体上部で極端なピーキング係数を有することがなく、かつ、燃料温度上昇時の燃料被覆管−冷却材熱伝達特性が緩やかになるようにしている。

一部欠損燃料棒７１，８１，８２の本数を増やした場合には、炉心運転計画策定時に燃料集合体の軸方向の出力分布が出口付近でピークを有することを容易に回避できる。この場合、スクラム動作時には、効果的に負の反応度が投入され、過渡時のＭＣＰＲ低下幅（ΔＭＣＰＲ）を小さくすることができる。

また、一般にスクラム特性は軸方向出力分布が下歪みのときに改善されることから、燃料棒５１の核燃料物質の装填範囲を最大有効長の半分未満とすることはスクラム特性の改善にはつながらない。また、核燃料物質の装填範囲が短い燃料棒５１を多く採用することは、燃料ペレット装填量確保の観点からの不利である。

図３は、核燃料物質の装填量と燃料棒本数の関係の例を核燃料物質の装填長さ毎に示すグラフである。この図は、たとえば１本のウォータチャンネルによって燃料棒９本分の水領域を確保し、燃料有効長Ａが約３．７１ｍの１０×１０燃料集合体を例としたものである。被覆管外径は約１０．２ｍｍ、ペレット直径は約８．８ｍｍとしている。また、燃料ペレット装填量は、９×９燃料（Ａ型）のペレット装填体積に対する割合として表している。ペレット装填長さは、７／８Ａ、５／６Ａおよび１／２Ａの３種類について示した。燃料棒本数は、１０行×１０列＝１００本に対する割合として示した。

この図から、９×９燃料（Ａ型）と同等のペレット装填量を確保する観点からは、燃料有効長を７／８Ａとすると、約５０％（約５０本）まで増やすことができることがわかる。また、５／６Ａでは約４０％（約４０本）、１／２Ａでは約１３％（約１３本）まで、燃料棒本数を増やせる。なお、この図には示していないが、２／３Ａの場合には、約２０％（約２０本）まで燃料棒本数を増やすことができる。

図２は、本発明に係る燃料集合体の各実施の形態における従来スクラムプラントのサイクル末期炉心で発電機負荷遮断・バイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲと、一部欠損燃料棒の燃料棒本数との関係を示すグラフである。炉心３には、図３と同じ１０×１０燃料集合体が装荷されている場合であり、横軸は１０行１０列の正方格子全ての位置に燃料棒が配置された場合の燃料棒本数（１００本）に対する割合として示した。

核燃料物質の装填長さがＡよりも短い燃料棒本数が０のときのΔＭＣＰＲは０．２６である。一部欠損燃料棒７２，８１，８２の核燃料物質の装填長さが７／８Ａでは、燃料棒本数を増やしてもΔＭＣＰＲの緩和効果はほとんど得られない。それに対して、一部欠損燃料棒の核燃料物質の装填長さが５／６Ａでは、燃料棒を約２０％とするとΔＭＣＰＲが約０．０５改善され、約３５％とするとΔＭＣＰＲが約０．１０改善されている。ΔＭＣＰＲの改善率はＮ^２の１／５〜１／３で最大となっている。Ｎ^２の４０％を超えると給水加熱喪失時のΔＭＣＰＲ（０．１５）を下回るようになるが、改善率は小さくなっている。また、一部欠損燃料棒の核燃料物質の装填長さが１／２Ａでは、ΔＭＣＰＲの改善率はＮ^２の１／１０〜１／５で最大となっている。

このように、一部欠損燃料棒７１，８１，８２の核燃料物質の装填長さが５／６Ａ〜１／２Ａの燃料棒をＮ^２の一定割合装荷することで、ペレット装填量を９×９燃料（Ａ型）と比べて同等以上とした上で、過渡時のΔＭＣＰＲを効率的に低減することができる。具体的には、一部欠損燃料棒の核燃料物質の装填長さが５／６Ａ〜２／３Ａの燃料棒を、Ｎ^２の約１／５〜１／３、一部欠損燃料棒の核燃料物質の装填長さが２／３Ａの１／２Ａの燃料棒をＮ^２の約０〜１／５を採用すれば良い。

図１は、本発明に係る燃料集合体の各実施の形態における従来スクラムプラントのサイクル末期炉心で発電機負荷遮断・バイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲと、欠損領域の体積との関係を示すグラフである。ここで、欠損領域９１，９２の体積は、Ｎ行Ｎ列の正方格子位置の全ての位置に燃料有効長の全範囲に亘って核燃料物質を装填した燃料棒を配置した場合の核燃料物質の体積に対する割合として示した。

一部欠損燃料棒７２，８１，８２の核燃料物質の装填長さが５／６Ａ〜１／２Ａの場合に、欠損領域の体積の割合を約３〜６％とすることで、９×９燃料（Ａ型）と同等以上のペレット装填量を確保した上で、ΔＭＣＰＲを０．２０〜０．１５まで低下することができる。この関係は、たとえば２本のウォータロッド５３を備えて燃料棒８本分の水領域を有する１０×１０燃料集合体に関してもほぼ当てはまる。さらには、Ｎ×Ｎ燃料集合体の全燃料棒本数に対する一部欠損燃料棒７２，８１，８２の本数の割合、あるいは、Ｎ×Ｎ集合体のペレット装填体積あるいは断面積に対する欠損領域の体積あるいは断面積の割合として見た場合には、ＢＷＲ燃料、特に９×９燃料集合体、１０×１０燃料集合体、１１×１１燃料集合体、に対してほぼ共通に成立する。

燃料集合体３０の上部領域に中空ペレット５６を装填した場合には、同領域での水対ウラン比が増加することから負のボイド係数が小さくなり、ΔＭＣＰＲは低減される。燃料集合体３０の上部領域に固体減速材５９を装填した場合でも同様の効果が得られる。また、燃料集合体３０の上部領域でのペレット５４の外径を小さくする、あるいは、初期ヘリウム封入圧を小さくすると、ペレット−被覆管ギャップ部での熱伝達率が減少することから、過渡的な燃料温度上昇時の燃料表面熱流束増加の時間変化が緩やかになり、軸方向出力分布が上歪みの場合でも、ΔＭＣＰＲは低減される。

燃料集合体３０の上部領域での濃縮度平均値が集合体下部領域での濃縮度平均値よりも小さい場合、あるいは、燃料集合体３０の上部領域での密度平均値が燃料集合体下部領域での密度平均値よりも小さい場合には、燃料集合体３０の上部での核反応が下部での反応よりも低くなる、このため、軸方向出力分布は上部ピークとなり難くなる。また、燃料集合体３０の上部領域でのガドリニア濃度平均値を、集合体下部領域でのガドリニア濃度平均値よりも小さくすることにより、サイクル末期での軸方向出力分布が上部ピークを回避することが容易になる。

このような方法をとると、従来スクラムプラントのサイクル末期炉心において、発電機負荷遮断・バイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲを最大０．１０低減し、従来９×９燃料集合体での燃料装填体積を確保できる。

さらに、部分長燃料棒の採用により、燃料集合体圧損が低減されることから、熱水力的な安定性（チャンネル水力学的安定性）が改善される。これにより、核と熱水力が結合した安定性（炉心安定性、領域安定性）の改善をもたらす。このとき、部分長燃料棒をバイパス領域に面する集合体外周部に集中させた場合、あるいは、太径ウォータロッド、あるいはウォータチャンネルに隣接させた場合には、中性子束の減速が効果的に行われることから負のボイド係数の低減効果が拡大され、ボイド消滅時の核的フィードバックの影響を緩和することができる。

本発明に係る燃料集合体の各実施の形態における従来スクラムプラントのサイクル末期炉心で発電機負荷遮断・バイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲと、欠損領域の体積との関係を示すグラフである。 本発明に係る燃料集合体の各実施の形態における従来スクラムプラントのサイクル末期炉心で発電機負荷遮断・バイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲと、一部欠損燃料棒の燃料棒本数との関係を示すグラフである。 核燃料物質の装填量と燃料棒本数の関係の例を核燃料物質の装填長さ毎に示すグラフである。 本発明に係る燃料集合体の第１の実施の形態における横断面を模式的に示す、図６および図７におけるZ4−Z4矢視横断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第１の実施の形態における横断面を模式的に示す、図６および図７におけるZ5−Z5矢視横断面図である。 図４および図５におけるX6−X6矢視縦断面図である。 図４および図５におけるX7−X7矢視縦断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第１の実施の形態を装荷した炉心のサイクル初期とサイクル末期での炉心平均軸方向出力分布の例を示すグラフである。 本発明に係る燃料集合体の第１の実施の形態を装荷した従来スクラムプラントのサイクル末期炉心でのタービントリップ・バイパス弁不作動時の過渡解析結果を示すグラフである。 本発明に係る燃料集合体の第１の実施の形態を装荷した従来スクラムプラントのサイクル末期炉心でのタービントリップ・バイパス弁不作動時の過渡解析結果を示すグラフである。 本発明に係る燃料集合体の第１の実施の形態を装荷した従来スクラムプラントのサイクル末期炉心でのタービントリップ・バイパス弁不作動時の過渡解析結果を示すグラフである。 本発明に係る燃料集合体の第１の実施の形態を装荷した炉心の炉心安定性減幅比を示すグラフである。 本発明に係る燃料集合体の第２の実施の形態における横断面を模式的に示す、図１５および図１６におけるZ13−Z13矢視横断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第２の実施の形態における横断面を模式的に示す、図１５および図１６におけるZ14−Z14矢視横断面図である。 図１３および図１４におけるX15−X15矢視縦断面図である。 図１３および図１４におけるX16−X16矢視縦断面図である。 本実施の形態における燃料集合体を装荷した炉心のサイクル初期とサイクル末期での炉心平均軸方向出力分布の例を示すグラフである。 本発明に係る燃料集合体の第３の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２０および図２１におけるZ18−Z18矢視横断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第３の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２０および図２１におけるZ19−Z19矢視横断面図である。 図１８および図１９におけるX20−X20矢視縦断面図である。 図１８および図１９におけるX21−X21矢視縦断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第４の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２４および図２５におけるZ22−Z22矢視横断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第４の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２４および図２５におけるZ23−Z23矢視横断面図である。 図２２および図２３におけるX24−X24矢視縦断面図である。 図２２および図２３におけるX24−X24矢視縦断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第５の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２４および図２５におけるZ26−Z26矢視横断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第５の実施の形態における横断面を模式的に示す、図２４および図２５におけるZ27−Z27矢視横断面図である。 図２２および図２３におけるX28−X28矢視縦断面図である。 図２２および図２３におけるX29−X29矢視縦断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第６の実施の形態における横断面を模式的に示す、図３２および図３３におけるZ30−Z30矢視横断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第６の実施の形態における横断面を模式的に示す、図３２および図３３におけるZ31−Z31矢視横断面図である。 図３０および図３１におけるX32−X32矢視縦断面図である。 図３０および図３１におけるX33−X33矢視縦断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第６の実施の形態を装荷した炉心のＭＣＰＲの解析結果を示すグラフである。 本発明に係る燃料集合体の第７の実施の形態における横断面を模式的に示す、図３７および図３８におけるZ35−Z35矢視横断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第７の実施の形態における横断面を模式的に示す、図３７および図３８におけるZ36−Z36矢視横断面図である。 図３５および図３６におけるX37−X37矢視縦断面図である。 図３５および図３６におけるX38−X38矢視縦断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第７の実施の形態におけるセグメントの一部拡大縦断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図４２および図４３におけるZ40−Z40矢視横断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図４２および図４３におけるZ41−Z41矢視横断面図である。 図４０および図４１におけるX42−X42矢視縦断面図である。 図４０および図４１におけるX43−X43矢視縦断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図４６および図４７におけるZ44−Z44矢視横断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図４６および図４７におけるZ45−Z45矢視横断面図である。 図４４および図４５におけるX46−X46矢視縦断面図である。 図４４および図４５におけるX47−X47矢視縦断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図５０および図５１におけるZ48−Z48矢視横断面図である。 本発明に係る燃料集合体の第８の実施の形態における横断面を模式的に示す、図５０および図５１におけるZ49−Z49矢視横断面図である。 図４８および図４９におけるX50−X50矢視縦断面図である。 図４８および図４９におけるX51−X51矢視縦断面図である。 典型的な沸騰水型原子力発電プラント（ＢＷＲ）の一部の模式的な断面とともに示すブロック図である。 ＢＷＲの典型的な運転特性を示す図である。 典型的なＢＷＲの炉心を模式的に示す横断面図である。 典型的なＢＷＲの炉心を模式的に示す縦断面図である。 ９×９燃料集合体（Ａ型）の一部切り欠き斜視図である。 ９×９燃料集合体（Ａ型）の一部拡大一部切り欠き斜視図である。 ９×９燃料集合体（Ａ型）を制御棒とともに示す横断面図である。 ９×９燃料集合体（Ａ型）を装荷した炉心についてのサイクル初期とサイクル末期での炉心平均軸方向出力分布の例を示すグラフである。 ９×９燃料Ａ型を全数装荷した従来スクラム採用ＢＷＲプラントに関する、タービントリップ・バイパス弁不作動解析結果を示すグラフである。 ９×９燃料Ａ型を全数装荷した従来スクラム採用ＢＷＲプラントに関する、タービントリップ・バイパス弁不作動解析結果を示すグラフである。 ９×９燃料Ａ型を全数装荷した従来スクラム採用ＢＷＲプラントに関する、タービントリップ・バイパス弁不作動解析結果を示すグラフである。 ９×９燃料（Ａ型）を全数装荷したＢＷＲプラントの炉心安定性解析結果を示すグラフである。 ９×９燃料集合体（Ｂ型）の一部切り欠き斜視図である。 ９×９燃料集合体（Ｂ型）を制御棒とともに示す横断面図である。 各実施の形態の特徴をまとめた表である。

符号の説明

１…原子炉格納容器、２…原子炉圧力容器、３…炉心、４…冷却水、８…再循環系、９…主蒸気配管系、１０…タービン、１６…復水器、１７…復水ポンプ、１８…給水加熱器、１９…給水ポンプ、３０…燃料集合体、３１…チャンネルボックス、３２…制御棒、３３…ＬＰＲＭ、３４…炉心支持板、３５…上部格子板、３６…シュラウド、３７…燃料支持金具、５１…燃料棒、５２…ウォータチャンネル、５３…ウォータロッド、５４…ペレット、５５…被覆管、５６…中空ペレット、５７…細径ペレット、５８…低濃縮ペレット、６１…上部タイプレート、６２…下部タイプレート、６３…スペーサ、７１…全長燃料棒、７２…全長一部欠損燃料棒、７３…上部中空燃料棒、７４…上部細径燃料棒、７５…上部低濃縮燃料棒、７６…上部固体減速材入り燃料棒、８１，８２…短尺一部欠損燃料棒（部分長燃料棒）、８３，８４…セグメント、８５…セグメント結合部、８６…プレナムスプリング、９１，９２…欠損領域、９３…プレナム

Claims (2)

1. 軸方向に延びる燃料有効部に核燃料物質を収めて沸騰水型原子炉に装荷される燃料集合体において、
   前記軸方向に垂直な平面が広がる方向の１０行１０列の正方格子位置の少なくとも一部に配列されて筒状の被覆管の前記燃料有効部の少なくとも一部に前記核燃料物質を収めた燃料棒と、
   前記燃料棒を下端で支持する下部タイプレートと、
   前記燃料棒の少なくとも一部を上端で支持する上部タイプレートと、
   を有し、
   前記燃料棒は、
   前記燃料有効部の全体に亘って前記核燃料物質を収めた全長燃料棒と、
   前記核燃料物質が収められていない欠損領域が前記燃料有効部の上端から下方に前記燃料有効部の長さである燃料有効長の１／６以上延びる範囲に形成された一部欠損燃料棒と、
   を含み、
   前記全長燃料棒を前記正方格子位置の全ての位置に配置した場合の前記核燃料物質の体積に対する前記欠損領域の体積の割合は３％以上６％以下であり、
   前記欠損領域は１０ ^２ の１／５以上１／３以下の本数の一部欠損燃料棒を構成し、
   前記一部欠損燃料棒が、上端が前記上部タイプレートと離れて位置する短尺一部欠損燃料棒を含み、
   前記全長燃料棒および前記短尺一部欠損燃料棒の上端近傍にはプレナムが形成され、
   前記短尺一部欠損燃料棒のプレナム長さは前記全長燃料棒のプレナム長さ以下である、
   ことにより発電機負荷遮断かつバイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲを、給水加熱喪失時のΔＭＣＰＲ程度に抑制することを特徴とする燃料集合体。
2. 軸方向に延びる燃料有効部に核燃料物質を収めて沸騰水型原子炉に装荷される燃料集合体において、
   前記軸方向に垂直な平面が広がる方向の１０行１０列の正方格子位置の少なくとも一部に配列されて筒状の被覆管の前記燃料有効部の少なくとも一部に前記核燃料物質を収めた燃料棒と、
   前記燃料棒を下端で支持する下部タイプレートと、
   前記燃料棒の少なくとも一部を上端で支持する上部タイプレートと、
   を有し、
   前記燃料棒は、
   前記燃料有効部の全体に亘って前記核燃料物質を収めた全長燃料棒と、
   前記核燃料物質が収められていない欠損領域が前記燃料有効部の上端から下方に前記燃料有効部の長さである燃料有効長の１／６以上延びる範囲に形成された一部欠損燃料棒と、
   を含み、
   前記全長燃料棒を前記正方格子位置の全ての位置に配置した場合の前記核燃料物質の体積に対する前記欠損領域の体積の割合は３％以上６％以下であり、
   前記欠損領域は前記燃料有効部の上端から前記燃料有効長の１／６以上１／３以下下方に延びる範囲に形成された第１の一部欠損燃料棒と、
   前記欠損領域が前記燃料有効部の上端から下方に前記燃料有効長の１／３以上１／２以下延びる範囲に形成された１０ ^２ の１／５以下の本数の第２の一部欠損燃料棒を構成し、
   前記一部欠損燃料棒が、上端が前記上部タイプレートと離れて位置する短尺一部欠損燃料棒を含み、
   前記全長燃料棒および前記短尺一部欠損燃料棒の上端近傍にはプレナムが形成され、
   前記短尺一部欠損燃料棒のプレナム長さは前記全長燃料棒のプレナム長さ以下である、
   ことにより発電機負荷遮断かつバイパス弁不作動時のΔＭＣＰＲを、給水加熱喪失時のΔＭＣＰＲ程度に抑制することを特徴とする燃料集合体。

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