JPH01191093A

JPH01191093A - 原子炉

Info

Publication number: JPH01191093A
Application number: JP63016555A
Authority: JP
Inventors: Koji Fujimura; 幸治藤村; Hiromi Maruyama; 博見丸山; Taisuke Bessho; 別所　泰典; Yoshihiko Ishii; 佳彦石井; Yuichi Morimoto; 裕一森本; Tadao Aoyama; 肇男青山; Junichi Koyama; 淳一小山
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1988-01-27
Filing date: 1988-01-27
Publication date: 1989-08-01
Anticipated expiration: 2011-10-16
Also published as: JP2543930B2

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕本発明は炉心流量を調節して反応度を制御できる原子炉
に係り、特にスペクトルシフト運転を効果的に実施する
ことにより燃料経済性を高めることのできる沸騰水型原
子炉の炉心構造に関する。

〔従来の技術〕

従来の軽水炉の燃料集合体は燃料棒を束ね、それらの間
に冷却材が流れる構造になっており、また燃料棒の一部
を、核燃料物質を含まず内部に冷却材のみが流れる水ロ
ッドで置き換えたものもある。このような構造の燃料集
合体内の冷却材の平均密度は、出力及びその分布、冷却
材流量、入口温度、圧力等が同じであれば、変わらない
。

沸騰水型原子炉では、運転サイクル期間内に、燃焼の進
行に伴い炉心流量を変えて、冷却材のボイド率、従って
冷却材の平均密度を変えて運転するいわゆるスペクトル
シフト運転を行っており、これにより燃料を有効に利用
することができる。

即ち、サイクル初期において、炉心流量を少なくすると
ボイド率が高くなり、減速材密度が減少するため、中性
子スペクトルが硬くなる。この結果、ウラン−２３８の
共鳴捕獲が増し、プルトニウム−２３９への転換が促進
されると同時に、ウラン−２３５の核分裂割合が減少し
反応度も低下する。

逆に、サイクル末期においては、炉心流量を多くすると
、冷却材ボイド率が低くなり、減速材密度が増加し、中
性子スペクトルが軟らかくなるので反応度が増加する。

スペク■・ルシフト運転を実現する方法としては、上記
の流量制御による方法以外に、例えば特開昭６１−５０
０９３号に記載のように、炉心を、燃料棒を稠密に配置
し、中性子スペクトルを硬くすることによって転換比を
高めた燃料集合体と７、スペクトルシフトを可能にする
案内管を持つ燃料集合体とにより構成し、減損ウランを
内包した水排除棒を上記案内管に出し入れすることによ
りスペクトルシフトを行う方法や、特開昭６０−１３１
４８７号に記載のように、炉心を、燃焼初期の燃料集合
体が装荷される炉心領域と、燃料が進んだ燃料集合体が
装荷される炉心領域とに分け、燃焼初期の燃料集合体が
装荷される炉心領域のオリフィスの孔径を燃料が進んだ
燃料集合体が装荷される炉心領域のオリフィスの孔径よ
りも小径にすることにより、燃料寿命の前半と後半とで
スペクトルシフトを行う方法が提案されている。

〔発明が解決しようとする課題〕

上記従来技術のうち、案内管内に、減損ウランを内包し
た水排除棒を出し入れする方法においては、炉心出力調
整用の制御棒の駆動ｉ構とは別に、水排除を目的とした
水排除棒用の駆動機構を新たに設置する必要がある。

また、燃焼初期の燃料集合体が装荷される炉心領域のオ
リフィスの孔径を、燃焼後期のそれよりも小さくする方
法では、燃料寿命全体でスペクトルシフトを行うもので
あり、運転サイクル期間内でのスペクトルシフト効果を
高めるものではない。

本発明の目的は、運転サイクル期間中に炉心流量を調整
するだけで、特定のチャンネルのスペクトルシフト効果
を高め、燃料経済性を高めることのできる原子炉を提供
することである。

〔課題を解決するための手段〕

上記目的は、ボイド反応度係数の絶対値の大きな第１の
燃料集合体と、ボイド反応度係数の絶対値の小さな第２
の燃料集合体とを装荷して炉心を構成し、第１の燃料集
合体に流量によって圧力損失係数の変わる抵抗変化型オ
リフィスを組み合わせ、第２の燃料集合体に流量によっ
て圧力損失係数の実質的に変わらない抵抗不変型オリフ
ィスを組み合わせたことを特徴とする原子炉によって達
成される。

前記抵抗変化型オリフィス及び抵抗不変型オリフィスは
、それぞれ第１及び第２の燃料集合体に直接取り付けて
もよいし、それら燃料集合体の燃料支持金具に取り付け
てもよい。

前記第１及び第２の燃料集合体は、例えば以下の手法に
よりボイド反応度係数の絶対値の大小を実現することが
できる。

（１）第１及び第２の燃料集合体間で減速相対燃料体積
比（減速相対核燃料物質の原子数比）を変える。

（２）第１及び第２の燃料集合体間で燃料に含まれてい
る核分裂性核種量を変える。

（３）第１及び第２の燃料集合体間で燃料の燃焼度を変
える。

特に、第１の手法の一例として、高転換バーナー型沸騰
水炉の場合には、第１の燃料集合体を高転換領域の燃料
で構成し、第２の燃料集合体をバーナー領域の燃料で構
成する。

〔作用〕

第１図に上述した本発明による原子炉の炉心構造の概念
図を示す、炉心１は、流量によって圧力損失係数の変わ
る抵抗変化型オリフィスと組み合わされたボイド反応度
係数の絶対値の大きな第１の燃料集合体２と、流量によ
って圧力損失係数の変わらない抵抗不変型オリフィスと
組み合わされたボイド反応度係数の絶対値の小さな第２
の燃料集合体３とにより構成されている。

第２図及び第３図に、従来の通常のオリフィス４と、特
開昭６１−２８４６９６号の発明になるオリフィス５と
を、それらの圧損係数の流量依存性と共に示す、第２図
（Ａ）に示す従来型のオリフィス４は、流量変化に対す
る圧損係数の変化は第２図（８）に示すように小さく、
本発明の上記抵抗不変型オリフィスとして用いることが
できる。第３図（Ａ）に示す上記特許の発明になるオリ
フィス５はリング本体の径内に複数の丸棒６を配置した
オリフィスであり、流量変化に対する圧損係数の変化は
第３図（Ｂ）に示すように大きく、本発明の上記抵抗変
化型オリフィスとして用いることができる。

これら２種類のオリフィス４．５を同じ炉心内に配置し
、炉心全体の流量を、サイクル初期の８０％からサイク
ル末期の１００％に変化させるスペクトルシフト運転を
行った時の、各燃料集合体のチャンネル内流量のサイク
ル中の燃焼度に伴う変化を示したものが第４図である。

抵抗変化型オリフィス５の圧損係数は第３図（Ｂ）に示
すように、流量８０％の時に大きく、流量を増やすにつ
れて小さくなる。従って、抵抗変化型オリフィス５を使
用した燃料集合体のチャンネルの流量は第４図（Ｂ）に
示すように、サイクル初期には炉心の平均的な流量より
小さくなり、サイクル末期には大きくなる。一方、抵抗
不変型オリフィス４の圧損係数は第３図（Ｂ）に示すよ
うに、上記抵抗変化型オリフィス５と比べると、流量に
よる変化が小さい。

従って、抵抗不変型オリフィス４を使用した燃料集合体
のチャンネルは、抵抗変化型オリフィス５を使用した燃
料集合体のチャンネルと比べ、サイクル初期には冷却材
が流れ易く、サイクル末期には流れにくくなる。その結
果、抵抗不変型オリフィス４を使用した燃料集合体のチ
ャンネンルの流量は第４図（＾）に示すように、サイク
ル初期には炉心の平均的な流量より大きくなり、サイク
ル末期には小さくなる。

即ち、抵抗変化型オリフィス５を使用する燃料集合体の
流量は、抵抗不変型オリフィス４を使用する燃料集合体
と比べると、運転サイクル期間内での流量の変化幅が大
きくなる。従ってこれをボイド率で見れば、ボイド率は
逆にサイクル初期で高く、サイクル末期で低くなり、運
転サイクル期間内でのボイド率の変化幅はやはり大きく
なる。

本発明では、その抵抗変化型オリフィス５をボイド反応
度係数の絶対値の大きい第１の燃料集合体２と組み合わ
せ、抵抗不変型オリフィス４をボイド反応度係数の絶対
値の小さな第２の燃料集合体３と組み合わせる。ここで
ボイド反応度係数とは、ボイド率の変化に対する反応度
の変化割合の大小を示す値である。即ち、第１の燃料集
合体と第２の燃料集合体では、第１の燃料集合体２の方
が第２の燃料集合体３より同じボイド率の変化幅に対す
る反応度の変化幅が大きい。

従って、そのボイド反応度係数の絶対値の大きな第１の
燃ｆ集合体２を流量変化幅の大きい抵抗変化型オリフィ
ス５と組み合わせて、第１の燃料集合体２に大きなボイ
ド率の変化幅を与えることにより、サイクル初期におい
ては核分裂性物質の生成が促進され、サイクル末期にお
いては反応度が高くなる。即ち、第１の燃料集合体２の
スペクトルシフト効果が高くなる。その結果、炉心全体
の反応度変化は、本発明を用いない場合と比べ大きくな
り、燃料経済性が向上する。

燃料集合体のボイド反応度係数は、具体的には前述した
ように、減速相対核燃料物質の原子数比、核分裂性核種
量、燃焼度等に依存している。

減速相対核燃料物質の原子数比でボイド反応度係数を変
化させる例としては、ＵＯ２燃料の水素対ウラン原子数
比（Ｈ／Ｕ）を変化させるものがある。第５図に、６Ｗ
１０濃縮ＵＯ２燃料の中性子無限増倍率と水素対ウラン
原子数比（Ｈ／Ｕ）の関係を示す、ボイド反応度係数の
大小関係は、この図に示す曲線の接線の傾きの大小間係
と一致している。従って、Ｈ／Ｕの小さな燃料集合体を
第１の燃料集合＃２として抵抗変化型オリフィス５と組
み合わせ、Ｈ／Ｕのより大きな燃料集合体を第２の燃料
集合体３として抵抗不変型オリフィス４と組み合わせ、
炉心流量を調整することにより、上述した作用効果が得
られる。

特に、高転栖バーナー型沸騰水炉の高転換領域の燃料は
Ｈ／Ｕが小さく、バーナー領域の燃料はＨ／Ｕが大きい
ので、高転換領域の燃料を第１の燃料集合体２として用
い、バーナー領域の燃料を第２の燃料集合体３として用
いることができ、この場合は、高転換バーナー炉として
の燃料の寿命全体のスペクトルシフト効果と上述したサ
イクル運転期間でのスペクトルシフト効果との相乗効果
が得られ、燃料経済性がさらに高まる。

減速相対核燃料物質の原子数比でボイド反応度係数を変
化させる別の例としては、天然つ５ランに核分裂性プル
トニウムを富化した燃料の水素対重金属原子数比（８７
８Ｍ）を変えるものがあり、第６図に、天然ウランに、
６Ｗ１０の核分裂性プルトニウムを富化した燃料の中性
子無限増倍率と水素対重金属原子数比（８７８Ｍ）の関
係を示す。

プルトニウム核種の中性子再生率には、中性子エネルギ
ーが高くなるとウラン系核種と比べ大きくなるので、８
７８Ｍが３より小さな領域では曲線の接線の傾きがＯに
近づく傾向があり、ボイド反応度係数の絶対値が小さく
なる。従って、プルトニウム系燃料を使用する場合には
、（１）８７８Ｍが２以上の領域で８７８Ｍの小さな燃料
集合体と抵抗変化型オリフィス５を組み合わせ、それよ
り８７８Ｍの大きな燃料集合体と抵抗不変型オリフィス
４を組み合わせる、ｆ２）８７８Ｍが２より小さな燃料集合体と抵抗変化型
オリフィス５を組み合わせ、８７８Ｍが２〜４の燃料集
合体と抵抗不変型オリフィス４を組み合わせる等の方法により、上述した作用効果が得られる。

核分裂性核種量でボイド反応度係数を変化させる例とし
てはＵＯ２燃料の濃縮度を変化させるものがあり、第７
図に、ＵＯ２燃料の濃縮度と、濃縮度３　ｗ　／　ｏの
値で規格化したボイド反応度係数の関係を示す、この図
より、ボイド反応度係数の絶対値は、濃縮度が高くなる
程小さくなることがわかる。従って、濃縮度の低い燃料
集合体を第１の燃料集合体２として抵抗変化型オリフィ
スと組み合わせ、濃縮度の高い燃料集合体を第２の燃料
集合体３として抵抗不変型オリフィスと組み合わせて、
炉心流量を調整することにより、上述した作用効果が得
られる。

さらにボイド反応度係数は、燃料の燃焼度によっても変
化する。第８図に、濃縮度４　ｗ　／　ｏの酸化ウラン
燃料の燃焼に伴うボイド反応度係数の変化を示す、燃料
のボイド反応度係数は、プルトニウムが生成される燃焼
初期においてはその絶対値が大きくなるが、その後燃焼
によって核分裂性物質量が減少し、その絶対値が次第に
小さくなる。

従って、ボイド反応度係数の絶対値の大きい炉心滞在サ
イクル数２．３の燃料集合体を第１の燃料集合体２とし
て抵抗変化型オリフィスと組み合わせ、それ以外の滞在
サイクル数の燃料集合体を第２の燃料集合体３として抵
抗不変型オリフィスと組み合わせて、炉心流量を調整す
ることにより、上述した作用効果が得られる。

〔実施例〕以下、本発明の実施例を第９図ないし第１９図を参照し
て説明する。

第９図は、六角形の燃料集合体から構成された高転換バ
ーナー型の沸騰水型原子炉に本発明を適用した実施例で
ある。高転換バーナー型の沸騰水型原子炉の炉心２０は
、親核種に効率よく中性子を吸収させて核分裂性物質の
蓄積を図る高転換領域２１と、核分裂性物質を効率よく
燃焼させるバーナー領域２２から構成される。高転換領
域２１には、中性子のウラン２３８への共鳴吸収割合を
高めるために、水対燃料物質の原子数比（Ｈ／Ｕ）の小
さい、即ち燃料棒２５が稠密に配置された燃料集合体２
３を装荷している。一方、バーナー領域２２には、核分
裂性物質を効率よく燃焼させるため、高転換領域２１に
比べてＨ／Ｕの大きい、燃料棒２５の間隔の粗な燃料集
合体２４を装荷している。

第５図を参照して説明したように、ウラン系燃料ではＨ
／Ｕの値が小さいほど、ボイド反応度係数の絶対値は大
きくなる。そこで、高転換領域２１のボイド反応度係数
の絶対値の方がバーナー領域２２のそれより大きくなる
。

高転換領域２１の燃料集合体２３の下部の冷却材流入部
には、第１０図（Ａ）　、　（Ｂ）　、　（Ｃ）に示す
ように、作用の項で説明した、流量によって圧損係数が
大きく変化する抵抗変化型オリフィス５が設置され、バ
ーナー領域２２の燃料集合体２４の冷却材流入部には、
第１１図（Ａ）　、　（Ｂ）　、　（Ｃ）に示すように
、圧損係数の値が流量にほとんど影響されない抵抗不変
型オリフィス４が設置されている。

即ち、高転換領域２１の燃料集合体２３の下端２８には
、その中に制御棒を通す中空の制御棒案内シンプル２６
の下端が固定され、また下部タイプレート３０が集合体
下部構造物２９と制御棒案内シンプル２６に固定されて
いる。下部タイプレート３ｏには燃料棒２５の下端が挿
入されているが、図では燃料棒は略した。燃料棒２５と
制御棒案内シンプル２６は、チャンネルボックス２７で
覆われている。燃料集合体下端２８の冷却材流入口には
上述した抵抗変化型のオリフィス５が設置されている。

バーナー領域２２の燃料集合体２４も基本的な構造は高
転換領域２１と同じであるが、抵抗変化型オリフィス５
の代わりに抵抗不変型のオリフィス４が設置されている
。

次に本実施例の効果について説明する。

ウラン濃縮度６％、平均取出燃焼度９９ＧＷｄ／ｌ、サ
イクル燃焼度増分９ＧＷｄ／ｌのとき、高転換領、域２
１、バーナー領域２２とも抵抗不変型のオリフィス４を
設け、サイクル期間中、すべて定格流量で運転した場合
をケース１とし、同じく全て抵抗不変型４のオリフィス
を設け、サイクルの初めは定格の８０％の炉心流量とし
、サイクル終了時に１度定格流量になるように徐々に流
量を増加していくスペクトルシフト運転をした場合をケ
ース２とする。さらに、本実施例のように、高転換領域
２１に抵抗変化型オリフィス５を設置し、バーナー領域
２２に抵抗不変型オリフィス４を設けて、ケース２と同
じスペクトルシフト運転をした場合をケース３とする。

ケース１とケース２でサイクル終了時の炉心の実効増倍
率ｋ　ｅｆｆを比較すると、ケース１に比べてケース２
のｋ　ｅｆｆの方が大きかった。これは、スペクトルシ
フト運転を行うことにより核分裂性物質の生成が促進さ
れたためである。

第１２図にスペクトルシフト運転による省ウラン効果を
示した。サイクル終了時のｋ　ｅｆｆの値が大きいとい
うことは、その分だけ初期のウラン濃縮度を低減できる
ことを意味し、ケース１に対しケース２は、濃縮度に換
算して０．１８ｗ１０の濃縮度低減が達成でき、約３％
の省ウラン効果がある。さらに本実施例の構成でスペク
トルシフト運転をしたケース３においては、濃縮度低減
量は０．２７ｗ１０、省ウラン効果は約５％となる。

これは、炉心流量を変化させた場合に、高転換領域２１
に抵抗変化型オリフィス５をつけたために、ケース３の
方がケース２と比較して高転換領域２１の流量変化幅が
大きく、逆にバーナー領域２２では流量変化幅が小さく
できるからである。即ちケース２と比較してケース３で
は、高転換領域２１において、サイクル初期では核分裂
性物質の生成をより促進し、サイクル末期では反応度を
高くするように作用するからである。

以上、本実施例のように、核分裂性物質の生成を目的と
する領域２１の燃料集合体２３の入口オリフィスとして
抵抗変化型オリフィス５を、核分裂性物質の燃焼を目的
とした領域２２の燃料集合体２４の入口オリフィスとし
て抵抗不変型オリフィス４を設けた構造の炉心では、ス
ペクトルシフト運転の効果をより向上させることができ
る。

なお高転換バーナー型沸騰水炉においては、もともと１
つの燃料の寿命前半を高転換領域２１に滞在させ、寿命
後半をバーナー領域に滞在させることにより、燃料の寿
命全体でのスペクトルシフト効果を得るという特徴があ
る。従って、本実施例のようにこの原子炉に本発明を適
用することにより、高転換バーナー炉としての燃料の寿
命全体のスペクトルシフト効果と上述したサイクル運転
期間でのスペクトルシフト効果との相乗効果が得られ、
燃料経済性が大いに向上するものである。

第１の実施例では六角形の燃料集合体であったが、本発
明は四角形の燃料集合体にも適用できる。

また、第１の実施例では、燃料棒間隔が異なる事によっ
てＨ／Ｕ及びボイド係数が異なる２つの燃料集合体部か
ら構成されていたが、水ロッドの本数が異なることによ
ってＨ／Ｕ及びボイド反応度係数が異なる集合体群から
炉心が構成されていてもよい、第１３図はこのような実
施例を示すものである。炉心３２の中心部３３には水ロ
ッド３８の本数が少なく、従ってＨ／Ｕが小さくボイド
反応度係数の絶対値の大きな燃料集合体３５が装荷され
ている。また炉心周辺部３４には水ロッド３８の本数が
多く、従ってＨ／Ｕが大きくボイド反応度係数の絶対値
の小さな燃料集合体３６が装荷されている。Ｈ／Ｕめ小
さな集合体３５の入口オリフィスには、前述した抵抗変
化型オリフィス５が、Ｈ／Ｕの大きな集合体３６の入口
オリフィスには抵抗不変型オリフィス４が設置されてい
る。

第１の実施例では、入口オリフィスは燃料集合体に付属
していたが、本実施例では炉心支持板に設置された燃料
支持金具に取り付けている４即ち、第１４図に示すよう
に、炉心支持板４０には制御棒案内管４２と燃料支持金
具４１がピン４３で固定されている。燃料支持金具４１
には４体の燃料集合体３５又は３６が置かれている。下
部プレナム４５の冷却材は制御棒案内管４２に設けられ
た孔４６から燃料支持金具４１内の冷却材流路４７に流
入し、燃料集合体３５又は３６の下端から集合体内に流
入する。下部プレナム４５と燃料支持金具４１内の冷却
材流路４７との間には、入口オリフィスとして、中心領
域の燃料集合体３５の場合は抵抗変化型オリフィス５が
設置され、周辺領域の燃料集合体３６の場合は抵抗不変
型のオリフィス４が設置される。その燃料集合体３５．
３６と抵抗変化型オリフィス５又は抵抗不変型オリフィ
ス４を備えた燃料支持金具４１とを斜視図で見た状態は
、後述する第１８図（＾）及び（Ｂ）で示すのと同じで
ある。

この構造では、燃料集合体３５又は３６と入口オリフィ
ス５又は４が分離している点に特徴がある。この構造を
とると、例えば、炉心の中心領域３３で燃焼させた水ロ
ッド３８が５本のＨ／Ｕの小さい燃料集合体３５を取り
出し、燃料棒３７のうち１２本を水ロッド３８に交換し
てＨ／Ｕの大きな燃料集合体３６に組み替え、オリフィ
スが異なる炉心周辺領域３４に装荷することが容易であ
る。

この第２の実施例の炉心においても、スペクトルシフト
運転をした時の炉心中心部での核分裂性物質の生成量を
、すべてのオリフィスを抵抗不変型のオリフィスにした
時よりも多くすることができ、スペクトルシフト運転の
効果を大きくすることができる。

なお本実施例では、炉心中心部３３はＨ／Ｕの小さな集
合体３５、周辺部３４はＨ／Ｕの大きな集合体３６から
構成されるとしたが、Ｈ／Ｕの大きな集合体３５と小さ
な集合体３６が炉心３２に分散して装架されていてもよ
い、その場合に、Ｈ／Ｕの小さな集合体３５には抵抗変
化型のオリフィス５、Ｈ／Ｕの大きな集合体３６には抵
抗不変型のオリフィス４が対応するように配置すること
は同様である。

ボイド反応度係数の違いは、Ｈ／Ｕばがっでなく濃縮度
の違いによっても生じる。第１５図及び１６図はこのよ
うな実施例を示すものである０本実施例は、１１００Ｍ
Ｗｅ級の沸騰水型原子炉に本発明を適用したものである
。炉心５０は、７６４体の燃料集合体から構成されてお
り、第１５図に示すように、炉心半径０−Ａの半径Ｂま
での範囲に位置する３８４体の燃料集合体からなる中心
領域５１と、その外側のに位置する３８（ｌの燃料集合
体からなる外周領域５２との三領域とに分割されている
。外周領域５２中の半径ＢからＣまでの外側部分、即ち
炉心の最外周領域には、燃焼の進んだ燃料集合体が配置
され、反射体の役割を担っている。中心領域５１の燃料
集合体は外周領域５２の燃料集合体に比べ、第１６図に
示すように初装荷燃料の濃縮度を高くとっている。

本炉心５０においては、中心領域５１の燃料集合体に抵
抗変化型オリフィス５（第３図参照）を装着し、最外周
領域を除く外周領域５２の燃料集合体には抵抗不変型オ
リフィス４（第２図参照）を装着しである。燃料集合体
へのオリフィスの装着は、第１の実施例で第１０図及び
第１２図を参照して説明したのと同様に行うことができ
る。

第７図を参照して説明したように、ボイド反応度係数の
絶対値は、濃縮度が窩くなる程小さくなる。そこで、中
心領域５１のボイド反応度係数の絶対値の方が外周領域
５２のそれよりも大きくなる。

このような燃料装荷方法によれば、ボイド反応度係数の
絶対値の大きな燃料集合体と抵抗変化型オリフィスが、
また、ボイド反応度係数の絶対値の小さな燃料集合体と
抵抗不変型オリフィスが組合わせられ、流量制御による
スペクトルシフトの効率が高まり、燃料経済性が向上す
る。

本炉心においては、オリフィスを各燃料集合体に直接装
着しているが、第２の実施例で第１４図を参照して説明
したように、中心領域５１の燃料支持金具に抵抗変化型
オリフィスを、外周領域５２の燃料支持金具に抵抗不変
型オリフィスを装着することによっても同様の効果が達
成できる。

ボイド反応度係数は、燃料の燃焼度によっても変化する
。第１７図に、この現象を利用した本発明になる原子炉
の実施例を示す６本実施例の炉心６０において、炉心外
周領域６２には５サイクル以上滞在した燃料からなる燃
料集合体が装荷されており、炉心内側領域６１には炉心
中央部を除いて炉心滞在サイクル数１〜４の燃料（図中
の数字は滞在サイクル数を示す）からなる燃料集合体６
８．６９（第１８図参照）が装荷されている。第１８図
は、燃料下部に配置される燃料支持金具６３とその側面
に設けられたオリフィス、及び上記燃料支持金具６３に
設置される四角格子燃料集合体４体のうちの１体を示し
ている。第１８図（Ａ）では抵抗変化型オリフィス５、
第１８図（Ｂ）では抵抗不変型オリフィス４が側面に設
けられている。この燃料支持金具６３は炉心下部支持板
に取り付けられ、開口部６４に燃料集合体６８．６９を
設置し固定する役割を果たす、なお、６５は制御棒通路
、７０は燃料棒、７１はチャンネルボックスである。

第８図を参照して説明したように、濃縮度４Ｗ１０の酸
化ウラン燃料の燃焼に伴うボイド反応度係数の変化は、
燃焼初期においてプルトニウムが生成されるとその絶対
値が大きくなるが、燃焼によって核分裂性物質量が減少
するとその絶対値が次第に小さくなる０本実施例では、
ボイド反応度係数の絶対値の大きい２．３サイクル滞在
燃料６８が設置される開口部６４に通じるオリフィスは
、第１８図（Ａ）に示すように抵抗変化型オリフィス５
となっており、それ以外の滞在サイクル数の燃料６９が
設置される開口部６４に通じるオリフィスは、第１８図
（Ｂ）に示すように抵抗不変型オリフィス４となってい
る。

このような構成で炉心流量を低くして運転サイクル初期
の期間を運転すると、前述したように抵抗変化型オリフ
ィス５に取り付けられた２、３サイクル滞在燃料６８の
平均ボイド率が高くなり、これらの燃料により多くのプ
ルトニウムが蓄積する。このように比較的滞在サイクル
数の小さな燃料にプルトニウムを蓄積することにより、
蓄積したプルトニウムを燃料が取る出されるまでに有効
に利用できる。

第１９図に、ＰｕＯ２とＵＯ２の混合酸化物燃料を用い
た本発明の実施例を示す０本実施例の原子炉の炉心８０
は、核分裂性プルトニウム富化度及び減速相対燃料原子
数比の異なる二種類の燃料によって構成されている。即
ち、図中の燃料集合体８１は、天然ウランに核分裂性プ
ルトニウムを８Ｗ１０富化した減速相対燃料原子数比的
１．０の燃料Ａを持つ集合体であり、燃料集合体８２は
核分裂性プルトニウム富化度６Ｗ１０、減速相対燃料原
子数比的２．０の燃料Ｂを持つ集合体である。また、燃
料集合体８１の下部には抵抗不変型オリフィス４（第２
図参照）が取り付けられており、燃料集合体８２の下部
には抵抗変化型オリフィス５（第３図参照）が取り付け
られている。

第６図を参照して説明したように、プルトニウムを富化
した燃料では、水素対燃料原子数比とボイド反応度係数
との間に一定の関係がある。第２０図に、上記二種類の
燃料Ａ、Ｂの水素対燃料原子数比を変えた場合の、その
変化に伴う中性子無限増倍率の変化を示す０図に示すよ
うに、燃料Ａは水素対燃料原子数比の変化に対して中性
子無限増倍率の変化が小さく、燃料Ｂは水素対燃料原子
数比に対する中性子無限増倍率の変化が大きい。

このことは、燃料Ａの水素対燃料原子数比Ａ１〜Ａ２の
範囲及び燃料Ｂの水素対燃料原子数比８１〜Ｂ２の範囲
において特に顕著である。中性子無限増倍率の変化はボ
イド反応度係数に対応する。

従って上記実施例の燃料Ａを持つ燃料集合体８１のボイ
ド反応度係数の絶対値は小さく、燃料Ｂを持つ燃料集合
体８２のボイド反応度係数の絶対値は大きい。

このように、ボイド反応度係数の絶対値の大きな燃料集
合体８２と抵抗変化型オリフィス５を、ボイド反応度係
数の絶対値の小さな燃料集合体８１と抵抗不変型オリフ
ィス４を組み合わせることにより、流量制御によるスペ
クトルシフトの効率が高まり、燃料経済性が向上する。

さらに本実施例では、燃料Ａの水素対燃料原子数比Ａ１
〜Ａ２の範囲及び燃料Ｂの水素対燃料原子数比８１〜Ｂ
２の範囲においては、中性子無限増倍率は両者はぼ等し
くなるように構成することができ、これによりスペクト
ルシフト運転を効率よ〈実施できると共に、燃料間の出
力ミスマツチも低減できるという長所がある。

なお以上説明した実施例では、流量変化型オリフィスの
みでスペクトルシフト運転を行った。しかしながら、本
発明は他の方法によるスペクトルシフト運転と組み合わ
せて実施することができる。

例えば本発明を、燃料集合体内に減損ウランを封入した
水除去棒を出し入れする方法と併石してもよい、この場
合、流量変化型オリフィスの設置と水除去棒駆動機構の
設置が炉心構成上、特に干渉しあうことはない。

このようにすれば、ウラン濃縮度低減効果や省ウラン効
果は各スペクトルシフト運転が独立に影響すると考えら
れるので、それらの総和にほぼ等スペクトルシフト効果
を得ることができる。

〔発明の効果〕

以上明らかなように、本発明によれば、ボイド反応度係
数の絶対値の大きな燃料集合体には抵抗変化型オリフィ
スを、小さな燃料集合体には抵抗不変型オリフィスを組
み合わせて配置し、炉心流量を運転サイクル期間中に制
御するだけで、ボイド反応度係数の絶対値の大きな燃料
集合体の反応度変化を有効に利用でき、スペクトルシフ
ト運転を効果的に行い、燃料経済性を高めることができ
る。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明による原子炉の炉心構造を示す概念図で
あり、第２図（Ａ）及び（Ｂ）は、それぞれ、抵抗不変
型オリフィスの斜視図、及びその抵抗不変型オリフィス
の圧損係数の流量への依存度を示す図であり、第３図（
＾）及び（Ｂ）は、それぞれ、抵抗変化型オリフィスの
斜視図、及びその抵抗変化型オリフィスの圧損係数の流
量への依存度を示す図であり、第４図（Ａ）及び（Ｂ）
は、それぞれ、抵抗不変型オリフィス及び抵抗変化型オ
リフィスを用いたときの燃料集合体内冷却材流量の運転
サイクル中の変化を示す図であり、第５図は６ｗ１０濃
縮ウラン燃料の中性子無限増倍率と水素対つラン原子数
比（Ｈ／Ｕ　）との関係を示す図であり、第６図は６　
ｗ　／　ｏ核分裂性プルトニウム富化燃料の中性子無限
増倍率と水素対ウラン・プルトニウム原子数比（Ｈ／Ｈ
Ｍ）との関係を示す図であり、第７図は濃縮ウラン燃料
のボイド係数と濃縮度の関係を示す図であり、第８図は
４　ｗ　／　ｏ濃縮ウラン燃料のボイド係数と燃焼度の
関係を示す図であり、第９図は本発明を高転換バーナー
型沸騰水炉に実施した第１の実施例による原子炉の炉心
断面図であり、第１０図（Ａ）　、（Ｂ）　、（Ｃ）は
、それぞれ、その炉心の高転換領域に装荷された燃料集
合体の横断面図、その燃料集合体の下部の縦断面図、そ
こに装着された抵抗変化型オリフィスの斜視図であり、
第１１図（＾）　、（Ｂ）　、（Ｃ）は、それぞれ、同
炉心のバーナー領域に装荷された燃料集合体の横断面図
、その燃料集合体の下部の縦断面図、そこに装着された
抵抗不変型オリフィスの斜視図であり、第１２図は、同
実施例の原子炉におけるスペクトルシフト運転による省
ウラン効果を示す図であり、第１３図は本発明を四角形
燃料集合体装荷炉心を持つ原子炉に適用した第２の実施
例による原子炉の炉心断面図であり、第１４図はその炉
心の燃料集合体を支持する燃料支持金具を示す縦断面図
であり、第１５図は本発明の第３の実施例による原子炉
の炉心断面図であり、第１６図はその炉心の径方向位置
と燃料集合体の濃縮度との関係を示す図であり、第１７
図は本発明の第４の実施例による原子炉の炉心断面図で
あり、第１８図（Ａ）及び（Ｂ）は、それぞれ、その炉
心の中央領域に装荷された燃料集合体の燃料支持金具及
び周辺領域に装荷された燃料集合体の燃料支持金具と、
燃料集合体と共に示す斜視図であり、第１９図は本発明
の第５の実施例による原子炉の炉心断面図であり、第２
０図は、その炉心に装荷された燃料集合体の中性子無限
増倍率とウラン・プルトニウム原子数比との関係を示す
図である。符号の説明１．２０，３２．５０，６０．８０・・・炉心２．２３
．３５，６８．８２・・・抵抗変化型オリフィスと組み
合わせた燃料集合体３．２４，３６，６９．８１・・・抵抗不変型オリフィ
スと組み合わせた燃料集合体４・・・抵抗不変型オリフィス５・・・抵抗変化型オリフィス２１・・・高転換領域　　　２２・・・バーナー領域４
１．６３・・・燃料支持金具出願人　　株式会社　日立製作所代理人　　弁理士　春　日　　譲 □第１図４−一一一抵抗不変盟オリフイス５−−−一抵抗変化フオリフィス４１．６３−−−一燃料支持金具第２図ム第３図ら（Ａ）ＣＢ）第４図第５図Ｈ／Ｕ（水素対ウラン原子数比）第６図（水素対重金属原子数比）第７図濃縮度（％）第１０図　　　　第１１図第１２図第１３図第１５図 ζつ第１６図第１７図（Ａ）　　　　　　　　　　　　　　（Ｂ）第１９図８゜第２０図水素対燃料原子数比

Claims

【特許請求の範囲】

（１）炉心流量を調節して反応度を制御できる原子炉に
おいて、ボイド反応度係数の絶対値の大きな第１の燃料集合体と
、ボイド反応度係数の絶対値の小さな第２の燃料集合体
とを装荷して炉心を構成し、第１の燃料集合体に流量に
よって圧力損失係数の変わる抵抗変化型オリフィスを組
み合わせ、第２の燃料集合体に流量によって圧力損失係
数の実質的に変わらない抵抗不変型オリフィスを組み合
わせたことを特徴とする原子炉。
（２）前記抵抗変化型オリフィス及び抵抗不変型オリフ
ィスを、それぞれ第１及び第２の燃料集合体に直接取り
付けたことを特徴とする請求項１記載の原子炉。
（３）前記抵抗変化型オリフィス及び抵抗不変型オリフ
ィスを、それぞれ第１及び第２の燃料集合体の燃料支持
金具に取り付けたことを特徴とする請求項１記載の原子
炉。
（４）前記第１及び第２の燃料集合体は、減速相対燃料
体積比を変えることによってボイド反応度係数の絶対値
の大小を実現したことを特徴とする請求項１記載の原子
炉。
（５）前記第１及び第２の燃料集合体は、燃料に含まれ
ている核分裂性核種量を変えることによってボイド反応
度係数の絶対値の大小を実現したことを特徴とする請求
項１記載の原子炉。
（６）前記第１及び第２の燃料集合体は、燃料の燃焼度
を変えることによつてボイド反応度係数の絶対値の大小
を実現したことを特徴とする請求項１記載の原子炉。
（７）前記第１の燃料集合体が高転換バーナー型沸騰水
炉の高転換領域燃料であり、前記第２の燃料集合体が高
転換バーナー型沸騰水炉のバーナー領域燃料であること
を特徴とする請求項４記載の原子炉。