JPH0640137B2 - 燃料集合体および沸騰水型原子炉 - Google Patents
燃料集合体および沸騰水型原子炉Info
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- JPH0640137B2 JPH0640137B2 JP61179970A JP17997086A JPH0640137B2 JP H0640137 B2 JPH0640137 B2 JP H0640137B2 JP 61179970 A JP61179970 A JP 61179970A JP 17997086 A JP17997086 A JP 17997086A JP H0640137 B2 JPH0640137 B2 JP H0640137B2
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- G21C3/328—Relative disposition of the elements in the bundle lattice
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- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
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- Y02E30/30—Nuclear fission reactors
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- Production Of Liquid Hydrocarbon Mixture For Refining Petroleum (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、燃料集合体及び沸騰水型原子炉に係り、特に
軽水減速型原子炉の高転換領域に使用するのに好適な燃
料集合体及び高転換領域を有する沸騰水型原子炉に関す
る。
軽水減速型原子炉の高転換領域に使用するのに好適な燃
料集合体及び高転換領域を有する沸騰水型原子炉に関す
る。
軽水減速型原子炉（以下、軽水炉と略す。）での核燃料
の利用方法は、ワンススルー方法及びリサイクル方法に
大別される。ワンススルー方法は、濃縮ウランを核燃料
とし、原子炉から取り出された使用済燃料に含まれてい
る核燃料物質（燃料親物質及び核分裂性物質を含む）の
どの成分も軽水炉で再利用しない（リサイクルしない）
方法である。この方法は、燃料再処理の費用がウラン濃
縮の費用を上回つている場合には、燃料サイクル費の面
で有利な方法である。ワンススルー方法で核燃料物質の
有効利用を図る方法の一つは、燃料物質の取出し燃焼度
を大きくする。すなわち、高燃焼度化を実現することで
ある。高燃焼度を実現するには、ウラン２３５の濃縮度
を高める必要がある。ところが、濃縮度を高めると次の
ような問題が生じる。新燃料集合体の濃縮度が高くてし
かも燃料集合体の取出燃焼度が大きいため、中性子無限
増倍率の大きく異なる燃料集合体が炉心内に混在するこ
とになる。このため各燃料集合体の出力分担割合に差が
生じ出力ミスマツチが大きくなり、出力ピーキングが増
大する。また、濃縮度の増加に伴ない燃焼初期で制御し
なければならない余剰反応度が増大する。
の利用方法は、ワンススルー方法及びリサイクル方法に
大別される。ワンススルー方法は、濃縮ウランを核燃料
とし、原子炉から取り出された使用済燃料に含まれてい
る核燃料物質（燃料親物質及び核分裂性物質を含む）の
どの成分も軽水炉で再利用しない（リサイクルしない）
方法である。この方法は、燃料再処理の費用がウラン濃
縮の費用を上回つている場合には、燃料サイクル費の面
で有利な方法である。ワンススルー方法で核燃料物質の
有効利用を図る方法の一つは、燃料物質の取出し燃焼度
を大きくする。すなわち、高燃焼度化を実現することで
ある。高燃焼度を実現するには、ウラン２３５の濃縮度
を高める必要がある。ところが、濃縮度を高めると次の
ような問題が生じる。新燃料集合体の濃縮度が高くてし
かも燃料集合体の取出燃焼度が大きいため、中性子無限
増倍率の大きく異なる燃料集合体が炉心内に混在するこ
とになる。このため各燃料集合体の出力分担割合に差が
生じ出力ミスマツチが大きくなり、出力ピーキングが増
大する。また、濃縮度の増加に伴ない燃焼初期で制御し
なければならない余剰反応度が増大する。
以上に述べた問題点を解決し、高濃縮ウラン燃料を使用
し高燃焼度を実現するための軽水炉である加圧水型原子
炉の炉心構成が、特開昭61−129594号公報に記載されて
いる。この炉心では、燃料親物質であるウラン２３８か
ら核分裂性物質（プルトニウム２３９等）への転換を良
くし、なおかつ、炉心内で生産された核分裂性プルトニ
ウムおよび濃縮されたウラン２３５を効率よく燃やし切
り、ワンススルー方法で核燃料物質の有効利用をねらつ
ている。具体的には、第１３図に示すように炉心１を半
径方向に仕切り部材２にて２領域に分割し、これらの領
域の水素対ウラン原子数比（以下、γH/Uと記す）を変
えている。このような炉心１は、高転換領域に第１４図
に示すγH/Uの小さな燃料集合体Ａ（γH/U＝１・０）を
装荷し、第１５図に示すγH/Uの大きな燃料集合体Ｂ
（γH/U＝５・０）を燃焼領域に装荷することによつて
構成される。燃料集合体Ａ及びＢは、正三角形格子に配
列された多数の燃料棒３を有しており、燃料集合体Ｂは
可燃性毒物入りの燃料棒４を有している。燃焼集合体Ａ
は、可燃性毒物入り燃料棒を有していない。燃料集合体
Ａは、炉心滞在期間の前半で仕切り部材２より内側の高
転換領域に装荷され、燃料集合体Ｂに再組立てされた後
に炉心滞在期間の後半で仕切り部材２より外側の燃料領
域に装荷される。すなわち、燃料集合体は、炉心滞在期
間前半はγH/Uが小さく中性子スペクトルの硬い領域
（高転換領域）に装荷されて燃料親物質の核分裂性物質
への転換が図られ、炉心滞在期間後半にγH/Uが大きく
中性子スペクトルの軟い領域（燃焼領域）に装荷されて
核分裂性物質が効率よく燃焼される。このときの、中性
子無限増倍率の燃焼度依存性を第１６図に示す。高濃縮
度ウラン燃料である新燃料が装荷される高転換領域は、
中性子無限増倍率が低くしかも燃焼の進んだ燃料集合体
が装荷される燃焼領域は中性子無限増倍率が高くなるた
め、出力ミスマツチを低減でき、また新燃料集合体の余
剰反応度を低く抑えることができる。
し高燃焼度を実現するための軽水炉である加圧水型原子
炉の炉心構成が、特開昭61−129594号公報に記載されて
いる。この炉心では、燃料親物質であるウラン２３８か
ら核分裂性物質（プルトニウム２３９等）への転換を良
くし、なおかつ、炉心内で生産された核分裂性プルトニ
ウムおよび濃縮されたウラン２３５を効率よく燃やし切
り、ワンススルー方法で核燃料物質の有効利用をねらつ
ている。具体的には、第１３図に示すように炉心１を半
径方向に仕切り部材２にて２領域に分割し、これらの領
域の水素対ウラン原子数比（以下、γH/Uと記す）を変
えている。このような炉心１は、高転換領域に第１４図
に示すγH/Uの小さな燃料集合体Ａ（γH/U＝１・０）を
装荷し、第１５図に示すγH/Uの大きな燃料集合体Ｂ
（γH/U＝５・０）を燃焼領域に装荷することによつて
構成される。燃料集合体Ａ及びＢは、正三角形格子に配
列された多数の燃料棒３を有しており、燃料集合体Ｂは
可燃性毒物入りの燃料棒４を有している。燃焼集合体Ａ
は、可燃性毒物入り燃料棒を有していない。燃料集合体
Ａは、炉心滞在期間の前半で仕切り部材２より内側の高
転換領域に装荷され、燃料集合体Ｂに再組立てされた後
に炉心滞在期間の後半で仕切り部材２より外側の燃料領
域に装荷される。すなわち、燃料集合体は、炉心滞在期
間前半はγH/Uが小さく中性子スペクトルの硬い領域
（高転換領域）に装荷されて燃料親物質の核分裂性物質
への転換が図られ、炉心滞在期間後半にγH/Uが大きく
中性子スペクトルの軟い領域（燃焼領域）に装荷されて
核分裂性物質が効率よく燃焼される。このときの、中性
子無限増倍率の燃焼度依存性を第１６図に示す。高濃縮
度ウラン燃料である新燃料が装荷される高転換領域は、
中性子無限増倍率が低くしかも燃焼の進んだ燃料集合体
が装荷される燃焼領域は中性子無限増倍率が高くなるた
め、出力ミスマツチを低減でき、また新燃料集合体の余
剰反応度を低く抑えることができる。
さて、前述したような特徴を持つ炉心を軽水炉の一種で
ある沸騰水型原子炉で構成すると、発明者等の検討によ
り次のような問題が生じることが明らかとなつた。沸騰
水型原子炉では、冷却材と減速材の機能を兼備した軽水
を炉心下部より流入させて炉心内の燃料集合体からの除
熱を行う。この過程で、軽水は非沸騰状態から沸騰状態
へ遷移する。このときの軽水の密度変化に伴う反応度変
化が、稠密格子からなる燃料集合体を装荷した高転換領
域において、従来の沸騰水型原子炉に比べ大きくなると
いう問題が生じることが解つた。また、原子炉運転時と
冷温停止状態との反応度差（炉停止余裕）も同様に従来
に比べ大きくなることも判明した。
ある沸騰水型原子炉で構成すると、発明者等の検討によ
り次のような問題が生じることが明らかとなつた。沸騰
水型原子炉では、冷却材と減速材の機能を兼備した軽水
を炉心下部より流入させて炉心内の燃料集合体からの除
熱を行う。この過程で、軽水は非沸騰状態から沸騰状態
へ遷移する。このときの軽水の密度変化に伴う反応度変
化が、稠密格子からなる燃料集合体を装荷した高転換領
域において、従来の沸騰水型原子炉に比べ大きくなると
いう問題が生じることが解つた。また、原子炉運転時と
冷温停止状態との反応度差（炉停止余裕）も同様に従来
に比べ大きくなることも判明した。
本発明の目的は、ボイド量の変化に伴う反応度変化を低
減できる燃料集合体及び沸騰水型原子炉を提供すること
にある。
減できる燃料集合体及び沸騰水型原子炉を提供すること
にある。
上記目的は、核燃料物質を内部に充填した複数の燃料棒
と、該燃料棒の両端部を保持する上部及び下部タイプレ
ートと、前記燃料棒相互間に形成される冷却材通路とを
有し、炉心の高転換領域に装荷される燃料集合体におい
て、軸方向の単位長さ当りの冷却材通路の占める体積Ｖ
Ｃと核燃料物質の占める体積ＶＦとの比率VC/VFが１．
５以下で、前記燃料棒の一部が１電子ボルト以下の中性
子エネルギ領域において少なくとも１つの共鳴エネルギ
を有する中性子吸収核種からなる可燃性毒物を含有し、
該可燃性毒物を含有する燃料棒を最外層を除く内側の層
に配置することにより達成できる。
と、該燃料棒の両端部を保持する上部及び下部タイプレ
ートと、前記燃料棒相互間に形成される冷却材通路とを
有し、炉心の高転換領域に装荷される燃料集合体におい
て、軸方向の単位長さ当りの冷却材通路の占める体積Ｖ
Ｃと核燃料物質の占める体積ＶＦとの比率VC/VFが１．
５以下で、前記燃料棒の一部が１電子ボルト以下の中性
子エネルギ領域において少なくとも１つの共鳴エネルギ
を有する中性子吸収核種からなる可燃性毒物を含有し、
該可燃性毒物を含有する燃料棒を最外層を除く内側の層
に配置することにより達成できる。
尚、中性子の運動エネルギが１電子ボルト以下の中性子
エネルギ領域を熱中性子エネルギ領域といい、熱中性子
エネルギ領域のエネルギを有する中性子を熱中性子とい
う。
エネルギ領域を熱中性子エネルギ領域といい、熱中性子
エネルギ領域のエネルギを有する中性子を熱中性子とい
う。
〔作用〕 体積ＶＣと体積ＸＦとの比率ＲＦが１．５以下の燃料集
合体では、１電子ボルト以下の中性子エネルギ領域にお
いて少なくとも１つの共鳴エネルギを有する中性子吸収
核種からなる可燃性毒物は、比率ＲＦの減少に伴つて毒
物反応度価値が大きく減少する特性を有している。従つ
て、比率ＲＦが１．５以下の燃料集合体では、上記可燃
性毒物の毒物反応度価値が比率ＲＦの大きい（ボイド量
が少ない）時に大きくなり、その毒物反応度価値が比率
ＲＦの小さい（ボイド量が多い）時に小さくなり、ボイ
ド量の変化に伴う燃料集合体の反応度変化を低減でき
る。
合体では、１電子ボルト以下の中性子エネルギ領域にお
いて少なくとも１つの共鳴エネルギを有する中性子吸収
核種からなる可燃性毒物は、比率ＲＦの減少に伴つて毒
物反応度価値が大きく減少する特性を有している。従つ
て、比率ＲＦが１．５以下の燃料集合体では、上記可燃
性毒物の毒物反応度価値が比率ＲＦの大きい（ボイド量
が少ない）時に大きくなり、その毒物反応度価値が比率
ＲＦの小さい（ボイド量が多い）時に小さくなり、ボイ
ド量の変化に伴う燃料集合体の反応度変化を低減でき
る。
この際、燃料集合体内のボイド率は、最外層の角部、最
外層の辺部、中央部の順に高くなるので、ボイド率の高
い燃料集合体の中央部（最外層を除く内側の層）に可燃
性毒物を含有する燃料棒を配置することにより、上記反
応度変化の低減効果を確実に達成することができる。
外層の辺部、中央部の順に高くなるので、ボイド率の高
い燃料集合体の中央部（最外層を除く内側の層）に可燃
性毒物を含有する燃料棒を配置することにより、上記反
応度変化の低減効果を確実に達成することができる。
本発明は、発明者等が稠密格子の燃料集合体を沸騰水型
原子炉内に装荷した状態での可燃性毒物の振舞を検討す
ることによつてなされたものである。以下、この検討結
果について説明する。
原子炉内に装荷した状態での可燃性毒物の振舞を検討す
ることによつてなされたものである。以下、この検討結
果について説明する。
従来の沸騰水型原子炉に用いられる代表的な可燃性毒物
としては、ホウ素（Ｂ）とガドリニウム（Ｇｄ）があ
る。従来の沸騰水型原子炉では、可燃性毒物は余剰反応
度の抑制のために用いられていた。すなわち、燃焼サイ
クル初期において新燃料集合体がもつ過剰な反応度を抑
えるために用いられていた。
としては、ホウ素（Ｂ）とガドリニウム（Ｇｄ）があ
る。従来の沸騰水型原子炉では、可燃性毒物は余剰反応
度の抑制のために用いられていた。すなわち、燃焼サイ
クル初期において新燃料集合体がもつ過剰な反応度を抑
えるために用いられていた。
第９図は、ホウ素とガドリニウムの毒物反応度価値を燃
料集合体内の水素対ウラン原子数比との関係で示したも
のである。従来の沸騰水型原子炉では、燃料集合体内の
燃料有効長部分で燃料集合体の軸方向の単位長さ当りに
おける冷却材流路の占める体積ＶＣと核燃料物質の占め
る体積ＶＦとの比率ＲＦが１．５（水素対ウラン原子数
比で３．０）よりも大きな値を有している。例えば、特
開昭57−74689号公報は、冷却材流路断面積の燃料断面
積に対する比（比率ＲＦと同じ）が1.71の燃料集合体
（２頁、下部左欄、１５及び１６行）、上記比が１．９
以上の燃料集合体（１頁，左欄９及び１０行）を述べて
いる。第９図から明らかであるように、従来の沸騰水型
原子炉では、ホウ素またはガドリニウムを用いた場合、
ボイドが変化しても毒物反応度価値はほぼ一定である。
すなわち、減速材である軽水（冷却材でもある）のボイ
ド発生や、運転時と冷温停止時の温度差により減速材の
密度が変化しても、毒物反応度価値の変化幅が小さい。
料集合体内の水素対ウラン原子数比との関係で示したも
のである。従来の沸騰水型原子炉では、燃料集合体内の
燃料有効長部分で燃料集合体の軸方向の単位長さ当りに
おける冷却材流路の占める体積ＶＣと核燃料物質の占め
る体積ＶＦとの比率ＲＦが１．５（水素対ウラン原子数
比で３．０）よりも大きな値を有している。例えば、特
開昭57−74689号公報は、冷却材流路断面積の燃料断面
積に対する比（比率ＲＦと同じ）が1.71の燃料集合体
（２頁、下部左欄、１５及び１６行）、上記比が１．９
以上の燃料集合体（１頁，左欄９及び１０行）を述べて
いる。第９図から明らかであるように、従来の沸騰水型
原子炉では、ホウ素またはガドリニウムを用いた場合、
ボイドが変化しても毒物反応度価値はほぼ一定である。
すなわち、減速材である軽水（冷却材でもある）のボイ
ド発生や、運転時と冷温停止時の温度差により減速材の
密度が変化しても、毒物反応度価値の変化幅が小さい。
これに対し、比率ＲＦが１．５（水素対ウラン原子数比
が３）以下の場合には、ホウ素とガドリニウムで毒物反
応度価値の変化の仕方が大きく異なる。ホウ素の場合に
は、比率ＲＦが１．５以下にあつても従来の沸騰水型原
子炉と同様に毒物反応度価値の変化が小さいのに対し、
ガドリニウムの場合には、第９図に示すように比率ＲＦ
が１．５以下になると毒物反応度価値の変化が大きく、
急激に低下する。すなわち、減速材の密度が変化したと
きに、ガドリニウムによつて制御される反応度が大きく
変化することになる。水素対ウラン原子数比が３．０以
下の場合、水素対ウラン原子数比が小さい（比率ＲＦが
小さい）ときガドリニウムによる毒物反応度価値が小さ
く、水素対ウラン原子数比が大きい（比率ＲＦが大き
い）ときガドリニウムによる毒物反応度価値も大きい。
このことは、ボイドの発生しない場合及び原子炉の冷温
停止時にガドリニウムによつて制御される反応度が大き
く、ボイド率が高い場合にはガドリニウムによつて制御
される反応度が小さくなることを意味する。
が３）以下の場合には、ホウ素とガドリニウムで毒物反
応度価値の変化の仕方が大きく異なる。ホウ素の場合に
は、比率ＲＦが１．５以下にあつても従来の沸騰水型原
子炉と同様に毒物反応度価値の変化が小さいのに対し、
ガドリニウムの場合には、第９図に示すように比率ＲＦ
が１．５以下になると毒物反応度価値の変化が大きく、
急激に低下する。すなわち、減速材の密度が変化したと
きに、ガドリニウムによつて制御される反応度が大きく
変化することになる。水素対ウラン原子数比が３．０以
下の場合、水素対ウラン原子数比が小さい（比率ＲＦが
小さい）ときガドリニウムによる毒物反応度価値が小さ
く、水素対ウラン原子数比が大きい（比率ＲＦが大き
い）ときガドリニウムによる毒物反応度価値も大きい。
このことは、ボイドの発生しない場合及び原子炉の冷温
停止時にガドリニウムによつて制御される反応度が大き
く、ボイド率が高い場合にはガドリニウムによつて制御
される反応度が小さくなることを意味する。
第１０図に、比率ＲＦが１．２の場合の、ガドリニウム
を含まない燃料集合体と、ガドリニウムを含む燃料集合
体の反応度の差を示す。第１０図から明らかなように、
ボイド率７０％のときの反応度差は、ボイド率０％のと
き反応度差の約２分の１となる。このように、比率ＲＦ
が１．５以下でガドリニウムを含む場合には、ボイド率
０％とボイド率７０％での反応度差が小さくなる。従つ
て、燃料集合体の軸方向に対しては、ボイドの少ない燃
料集合体下部とボイドの多い燃料集合体上部との反応度
差が小さくなり、燃料集合体の軸方向の出力分布の平坦
化が図られることになる。さらに、沸騰水型原子炉の冷
温停止時には、炉心内でボイドが発生しなく、しかも沸
騰水型原子炉の運転時のボイド０％のときよりもさらに
水素対ウラン原子数比が大きくなるので、ガドリニウム
によつて制御される反応度がより大きくなる。このた
め、沸騰水型原子炉の運転状態とその冷温停止状態との
反応度差が小さくなり、炉停止余裕が向上する。
を含まない燃料集合体と、ガドリニウムを含む燃料集合
体の反応度の差を示す。第１０図から明らかなように、
ボイド率７０％のときの反応度差は、ボイド率０％のと
き反応度差の約２分の１となる。このように、比率ＲＦ
が１．５以下でガドリニウムを含む場合には、ボイド率
０％とボイド率７０％での反応度差が小さくなる。従つ
て、燃料集合体の軸方向に対しては、ボイドの少ない燃
料集合体下部とボイドの多い燃料集合体上部との反応度
差が小さくなり、燃料集合体の軸方向の出力分布の平坦
化が図られることになる。さらに、沸騰水型原子炉の冷
温停止時には、炉心内でボイドが発生しなく、しかも沸
騰水型原子炉の運転時のボイド０％のときよりもさらに
水素対ウラン原子数比が大きくなるので、ガドリニウム
によつて制御される反応度がより大きくなる。このた
め、沸騰水型原子炉の運転状態とその冷温停止状態との
反応度差が小さくなり、炉停止余裕が向上する。
第１１図は燃料集合体内のガドリニウム入り燃料棒本数
割合に対する沸騰水型原子炉の運転状態と冷温状態との
反応度差の変化を示したものである。全燃料棒の１０％
にガドリニウムを添加すると、沸騰水型原子炉の運転状
態と冷温状態との反応度差が２５％低減できる。
割合に対する沸騰水型原子炉の運転状態と冷温状態との
反応度差の変化を示したものである。全燃料棒の１０％
にガドリニウムを添加すると、沸騰水型原子炉の運転状
態と冷温状態との反応度差が２５％低減できる。
さて、以上に述べたような、ホウ素とガドリニウムの毒
物としての性質の差は、これらの中性子吸収核種の中性
子エネルギに対する反応断面積の変化の違いに起因す
る。沸騰水型原子炉における毒物の作用を決定するの
は、熱中性子エネルギ領域すなわち中性子エネルギが１
電子ボルト以下での中性子吸収核種の反応断面積の振舞
いである。第１２図に、ガドリニウムの熱中性子エネル
ギ領域の反応断面積を示す。第１２図から明らかなよう
に、中性子エネルギが０．０３ｅＶ以上に増加すると、
ガドリニウムの反応断面積の減少割合が急激に増大す
る。これは、中性子エネルギ０．０３ｅＶの位置にガド
リニウムの共鳴エネルギが存在しているために生じるも
のである。これに対し、ホウ素の場合には熱中性子エネ
ルギ領域に共鳴エネルギが存在せず上述のような振舞は
見られない。第１２図において、ホウ素の毒物反応度価
値は、γH/Uが１．５以下になると急激に低下してい
る。この現象は、燃料物質の影響によつて生じるもので
あり、共鳴によるものではない。このような中性子エネ
ルギに対する反応断面積の変化の違いが毒物としての作
用の違いをもたらしている。熱中性子エネルギ領域に共
鳴エネルギを有する中性子吸収核種には、ガドリニウム
の他、カドミウム，サマリウム，タンタル等があり、こ
れらの中性子吸収核種でもガドリニウムと同様の効果が
得られる。
物としての性質の差は、これらの中性子吸収核種の中性
子エネルギに対する反応断面積の変化の違いに起因す
る。沸騰水型原子炉における毒物の作用を決定するの
は、熱中性子エネルギ領域すなわち中性子エネルギが１
電子ボルト以下での中性子吸収核種の反応断面積の振舞
いである。第１２図に、ガドリニウムの熱中性子エネル
ギ領域の反応断面積を示す。第１２図から明らかなよう
に、中性子エネルギが０．０３ｅＶ以上に増加すると、
ガドリニウムの反応断面積の減少割合が急激に増大す
る。これは、中性子エネルギ０．０３ｅＶの位置にガド
リニウムの共鳴エネルギが存在しているために生じるも
のである。これに対し、ホウ素の場合には熱中性子エネ
ルギ領域に共鳴エネルギが存在せず上述のような振舞は
見られない。第１２図において、ホウ素の毒物反応度価
値は、γH/Uが１．５以下になると急激に低下してい
る。この現象は、燃料物質の影響によつて生じるもので
あり、共鳴によるものではない。このような中性子エネ
ルギに対する反応断面積の変化の違いが毒物としての作
用の違いをもたらしている。熱中性子エネルギ領域に共
鳴エネルギを有する中性子吸収核種には、ガドリニウム
の他、カドミウム，サマリウム，タンタル等があり、こ
れらの中性子吸収核種でもガドリニウムと同様の効果が
得られる。
以上述べた検討結果に基づいて得られた本発明の実施例
を以下に述べる。
を以下に述べる。
沸騰水型原子炉の炉心内の高転換領域（比率ＲＦが１．
５以下の領域）に装荷される本発明の好適な一実施例で
ある燃料集合体を第１図及び第２図に基づいて説明す
る。
５以下の領域）に装荷される本発明の好適な一実施例で
ある燃料集合体を第１図及び第２図に基づいて説明す
る。
本実施例の燃料集合体Ａ１は、複数の燃料棒１５，制御
棒案内管２５，下部タイプレート１６，上部タイプレー
ト１７及びスペーサ１８を有している。２１はハンドル
である。燃料棒１５は、燃料棒１５Ａ，１５Ｂ及び１５
Ｃの３種類がある。燃料棒１５Ａ〜１５Ｃは、それぞれ
濃縮ウランの燃料ペレツトを有している。燃料棒１５Ａ
〜１５Ｃのうち燃料棒１５Ｂのみの燃料ペレツトに、可
燃性毒物であるガドリニウムを含むガドリニア（Gd
2O3）が混入されている。ガドリニアは、燃料棒１５Ａ
及び１５Ｃには含まれていない。燃料棒１５Ｃは、上部
タイプレート１７と下部タイプレート１６とを連結する
タイロツドである。下部タイプレート１６及び上部タイ
プレート１７は、正六角形をしている。燃料棒１５Ａ，
ガドリニア入り燃料棒１５Ｂ、及び制御棒案内管２５
は、それぞれの両端が下部タイプレート１６及び上部タ
イプレート１７にて保持される。下部タイプレート１６
は、内側に円筒部１６Ａを有しており、その円筒部１６
Ａが外側の円筒部１６Ｃに放射状に配置された連結板１
６Ｂにて結合されて構成されている。ハンドル２１は、
上部タイプレート１７の連結板１７Ｂに取付けられる。
燃料棒１５のうちの何本かはタイロツド１５Ｃとして機
能している。タイロツド１５Ｃの両端は、下部タイプレ
ート１６及び上部タイプレート１７を貫通している。タ
イロツド１５Ｃの下端にはナツト１９が取付けられ、タ
イロツド１５Ｃの上端には締付ナツト２０が取付けられ
ている。
棒案内管２５，下部タイプレート１６，上部タイプレー
ト１７及びスペーサ１８を有している。２１はハンドル
である。燃料棒１５は、燃料棒１５Ａ，１５Ｂ及び１５
Ｃの３種類がある。燃料棒１５Ａ〜１５Ｃは、それぞれ
濃縮ウランの燃料ペレツトを有している。燃料棒１５Ａ
〜１５Ｃのうち燃料棒１５Ｂのみの燃料ペレツトに、可
燃性毒物であるガドリニウムを含むガドリニア（Gd
2O3）が混入されている。ガドリニアは、燃料棒１５Ａ
及び１５Ｃには含まれていない。燃料棒１５Ｃは、上部
タイプレート１７と下部タイプレート１６とを連結する
タイロツドである。下部タイプレート１６及び上部タイ
プレート１７は、正六角形をしている。燃料棒１５Ａ，
ガドリニア入り燃料棒１５Ｂ、及び制御棒案内管２５
は、それぞれの両端が下部タイプレート１６及び上部タ
イプレート１７にて保持される。下部タイプレート１６
は、内側に円筒部１６Ａを有しており、その円筒部１６
Ａが外側の円筒部１６Ｃに放射状に配置された連結板１
６Ｂにて結合されて構成されている。ハンドル２１は、
上部タイプレート１７の連結板１７Ｂに取付けられる。
燃料棒１５のうちの何本かはタイロツド１５Ｃとして機
能している。タイロツド１５Ｃの両端は、下部タイプレ
ート１６及び上部タイプレート１７を貫通している。タ
イロツド１５Ｃの下端にはナツト１９が取付けられ、タ
イロツド１５Ｃの上端には締付ナツト２０が取付けられ
ている。
燃料棒１５及び制御棒案内管２５は、スペーサ１８によ
つて束ねられている。この燃料棒１５の束は、上部タイ
プレート１７に取付けられたチヤンネルボツクス２２に
て取囲まれている。チヤンネルボツクス２２は、減速材
及び冷却材を兼ねた機能を有する軽水の沸騰によつて生
じたボイドの横方向（炉心内での隣接した燃料集合体）
への浮遊を防止している。本実施例では、１２０本の燃
料棒１５のうち１２本は２．５重量％のガドリニアを含
む燃料棒１５Ｂである。本実施例の燃料集合体Ａ１は、
軽水、すなわち冷却材が流れる冷却材流路の占める体積
ＶＣと核燃料物質の占める体積ＶＦとの比率ＲＦは、
１．２である。ここで、前述の両体積は、燃料集合体の
軸方向の単位長さ当りの体積である。燃料棒１５の濃縮
度は６重量％である。軽水は、下部タイプレート１６を
通してチヤンネルボツクス２２内の燃料棒相互間に流
れ、上部タイプレート１７より流出する。
つて束ねられている。この燃料棒１５の束は、上部タイ
プレート１７に取付けられたチヤンネルボツクス２２に
て取囲まれている。チヤンネルボツクス２２は、減速材
及び冷却材を兼ねた機能を有する軽水の沸騰によつて生
じたボイドの横方向（炉心内での隣接した燃料集合体）
への浮遊を防止している。本実施例では、１２０本の燃
料棒１５のうち１２本は２．５重量％のガドリニアを含
む燃料棒１５Ｂである。本実施例の燃料集合体Ａ１は、
軽水、すなわち冷却材が流れる冷却材流路の占める体積
ＶＣと核燃料物質の占める体積ＶＦとの比率ＲＦは、
１．２である。ここで、前述の両体積は、燃料集合体の
軸方向の単位長さ当りの体積である。燃料棒１５の濃縮
度は６重量％である。軽水は、下部タイプレート１６を
通してチヤンネルボツクス２２内の燃料棒相互間に流
れ、上部タイプレート１７より流出する。
前述の燃料集合体を炉心の高転換領域（比率ＲＦが１．
５以下の領域）に装荷した沸騰水型原子炉では、運転状
態で燃料集合体Ａ１の高さ方向に沿つてボイド分布が生
じ、燃料集合体Ａ１の下部ではボイド率０％であるのに
対して燃料集合体Ａ１の上端では約７０％となる。この
ボイドの存在によつて、燃料集合体の上下で中性子無限
増倍率に差が生じ燃料集合体の下部に出力のピークが生
じようとする。しかし、本実施例の燃料集合体Ａ１は、
比率ＲＦが小さくてガドリニウムを含んで構成している
ので、ボイド率の低い燃料集合体Ａ１下部でのガドリニ
ウムの反応度価値が燃料集合体Ａ１の上部のその反応度
に比べて３．０倍大きくなる。このため、燃料集合体Ａ
１の上下の中性子無限増倍率の差が小さくなり、燃料集
合体Ａ１の軸方向における出力分布の平坦化が図られ
る。このように、本実施例によれば、燃料集合体の高さ
方向に濃縮度分布など特別の対策を施さずとも、ガドリ
ニアの反応度価値の変化によつて軸方向の出力分布の平
坦化が実現される。
５以下の領域）に装荷した沸騰水型原子炉では、運転状
態で燃料集合体Ａ１の高さ方向に沿つてボイド分布が生
じ、燃料集合体Ａ１の下部ではボイド率０％であるのに
対して燃料集合体Ａ１の上端では約７０％となる。この
ボイドの存在によつて、燃料集合体の上下で中性子無限
増倍率に差が生じ燃料集合体の下部に出力のピークが生
じようとする。しかし、本実施例の燃料集合体Ａ１は、
比率ＲＦが小さくてガドリニウムを含んで構成している
ので、ボイド率の低い燃料集合体Ａ１下部でのガドリニ
ウムの反応度価値が燃料集合体Ａ１の上部のその反応度
に比べて３．０倍大きくなる。このため、燃料集合体Ａ
１の上下の中性子無限増倍率の差が小さくなり、燃料集
合体Ａ１の軸方向における出力分布の平坦化が図られ
る。このように、本実施例によれば、燃料集合体の高さ
方向に濃縮度分布など特別の対策を施さずとも、ガドリ
ニアの反応度価値の変化によつて軸方向の出力分布の平
坦化が実現される。
炉心の高転領域に燃料集合体Ａ１が装荷された沸騰水型
原子炉は、冷温状態になると炉心の高転換領域内にボイ
ドがなくなるので、沸騰水型原子炉の運転状態に比べて
ガドリニウムによつて制御される反応度が大きくなり、
炉停止余裕が増大する。ガドリニアを取除いた燃料集合
体Ａ１を沸騰水型原子炉の炉心の高転換領域に装荷した
場合に比べて、前述のようにガドリニアを含有する燃料
集合体Ａ１は、沸騰水型原子炉における冷温状態と運転
状態との反応度差を約３５％低減でき、炉停止余裕を著
しく改善できる。
原子炉は、冷温状態になると炉心の高転換領域内にボイ
ドがなくなるので、沸騰水型原子炉の運転状態に比べて
ガドリニウムによつて制御される反応度が大きくなり、
炉停止余裕が増大する。ガドリニアを取除いた燃料集合
体Ａ１を沸騰水型原子炉の炉心の高転換領域に装荷した
場合に比べて、前述のようにガドリニアを含有する燃料
集合体Ａ１は、沸騰水型原子炉における冷温状態と運転
状態との反応度差を約３５％低減でき、炉停止余裕を著
しく改善できる。
前述した燃料集合体Ａ１を装荷した沸騰水型原子炉の実
施例を第３図により説明する。本実施例の沸騰水型原子
炉５０は、上部が密閉蓋５２にて密封された原子炉圧力
容器５１を有している。炉心シユラウド５３が、原子炉
圧力容器５１内に設置されている。気水分離器５４が炉
心シユラウド５３の上端に取付けられ、ドライヤ５５が
気水分離器５４より上方に位置している。下部炉心支持
板５６及び上部炉心支持板５７が、炉心シユラウド５３
内に設置されている。下部炉心支持板５６及び上部炉心
支持板５７は、炉心５８内に装荷された燃料集合体Ａ１
及びＢ１の上下端部がそれぞれ保持される。筒状の仕切
り部材６２は、下部炉心支持板５６と上部炉心支持板５
７の間に設置され、炉心５８を半径方向に中央領域５９
と周辺領域６０に分割している。燃料集合体Ａ１は中央
領域（高転換領域）５９に、燃料集合体Ｂ１は周辺領域
（燃焼領域）６０にそれぞれ装荷されている。燃料集合
体Ｂ１は、燃料集合体Ａ１の燃料棒１５の本数を約半分
に減らして比率ＲＦを約２．５に高めたものであり、第
１５図に示す燃料集合体Ｂと同様に余剰反応度抑制用の
ガドリニア（可燃性毒物）を含有する燃料棒４を有して
いる。燃料集合体Ｂ１は、中央領域５９から取出した１
体の燃料集合体Ａ１の再組立により２体作られる。燃料
集合体Ｂ１にも、複数本の制御棒案内管２５が設けられ
ている。６５はジエツトポンプであり、炉心５８に冷却
材であり減速材である軽水を供給する。
施例を第３図により説明する。本実施例の沸騰水型原子
炉５０は、上部が密閉蓋５２にて密封された原子炉圧力
容器５１を有している。炉心シユラウド５３が、原子炉
圧力容器５１内に設置されている。気水分離器５４が炉
心シユラウド５３の上端に取付けられ、ドライヤ５５が
気水分離器５４より上方に位置している。下部炉心支持
板５６及び上部炉心支持板５７が、炉心シユラウド５３
内に設置されている。下部炉心支持板５６及び上部炉心
支持板５７は、炉心５８内に装荷された燃料集合体Ａ１
及びＢ１の上下端部がそれぞれ保持される。筒状の仕切
り部材６２は、下部炉心支持板５６と上部炉心支持板５
７の間に設置され、炉心５８を半径方向に中央領域５９
と周辺領域６０に分割している。燃料集合体Ａ１は中央
領域（高転換領域）５９に、燃料集合体Ｂ１は周辺領域
（燃焼領域）６０にそれぞれ装荷されている。燃料集合
体Ｂ１は、燃料集合体Ａ１の燃料棒１５の本数を約半分
に減らして比率ＲＦを約２．５に高めたものであり、第
１５図に示す燃料集合体Ｂと同様に余剰反応度抑制用の
ガドリニア（可燃性毒物）を含有する燃料棒４を有して
いる。燃料集合体Ｂ１は、中央領域５９から取出した１
体の燃料集合体Ａ１の再組立により２体作られる。燃料
集合体Ｂ１にも、複数本の制御棒案内管２５が設けられ
ている。６５はジエツトポンプであり、炉心５８に冷却
材であり減速材である軽水を供給する。
本実施例の中央領域５９における炉心軸方向の単位長さ
当りの比率ＲＦは１．２であり、本実施例の周辺領域６
０における炉心軸方向の単位長さ当りの比率ＲＦは２．
５である。中央領域５９に装荷された隣接する燃料集合
体Ａ１間及び周辺領域６０に装荷された隣接する燃料集
合体Ｂ１間には、実質的にギヤツプは存在しなく軽水も
存在しない。もし、燃料集合体間に水ギヤツプを形成す
る必要がある場合には、特に高転換領域である中央領域
５９では、その領域における比率ＲＦ１が１．５以下に
なるように設計時に燃料集合体Ａ１内の比率ＲＦ及び燃
料集合体Ａ１間の水ギヤツプの幅を決定する必要があ
る。比率ＲＦ１は、高転換領域での軸方向単位長さ当り
の冷却材流路の占める体積ＶＣ１と核燃料物質の占める
体積ＶＦ１との比率ＶＣ１／ＶＦ１である。
当りの比率ＲＦは１．２であり、本実施例の周辺領域６
０における炉心軸方向の単位長さ当りの比率ＲＦは２．
５である。中央領域５９に装荷された隣接する燃料集合
体Ａ１間及び周辺領域６０に装荷された隣接する燃料集
合体Ｂ１間には、実質的にギヤツプは存在しなく軽水も
存在しない。もし、燃料集合体間に水ギヤツプを形成す
る必要がある場合には、特に高転換領域である中央領域
５９では、その領域における比率ＲＦ１が１．５以下に
なるように設計時に燃料集合体Ａ１内の比率ＲＦ及び燃
料集合体Ａ１間の水ギヤツプの幅を決定する必要があ
る。比率ＲＦ１は、高転換領域での軸方向単位長さ当り
の冷却材流路の占める体積ＶＣ１と核燃料物質の占める
体積ＶＦ１との比率ＶＣ１／ＶＦ１である。
制御棒駆動機構（図示せず）が、原子炉圧力容器５１の
底部の鏡部に取付けられる。制御棒案内管６３は、制御
棒駆動機構より上方の原子炉圧力容器５１内で制御棒駆
動機構の延長線上に設置される。制御棒６４の下端部
が、制御棒駆動機構に着脱可能に連結される。制御棒６
４は、特開昭61−129594号公報の第７図に示されるクラ
スター型の制御棒であつて、制御案内管６３内を上下動
する。制御棒６４が、燃料集合体Ａ１及びＢ１の３体に
１体の割合で設けられている。制御棒６４のアブソーバ
ロツドは、上方に向つて延びている。各々の制御棒６４
のアブソーバロツドは、中央領域５９及び周辺領域６０
に配置された燃料集合体Ａ１及びＢ１の制御棒案内管３
８内に下方より出入れされる。
底部の鏡部に取付けられる。制御棒案内管６３は、制御
棒駆動機構より上方の原子炉圧力容器５１内で制御棒駆
動機構の延長線上に設置される。制御棒６４の下端部
が、制御棒駆動機構に着脱可能に連結される。制御棒６
４は、特開昭61−129594号公報の第７図に示されるクラ
スター型の制御棒であつて、制御案内管６３内を上下動
する。制御棒６４が、燃料集合体Ａ１及びＢ１の３体に
１体の割合で設けられている。制御棒６４のアブソーバ
ロツドは、上方に向つて延びている。各々の制御棒６４
のアブソーバロツドは、中央領域５９及び周辺領域６０
に配置された燃料集合体Ａ１及びＢ１の制御棒案内管３
８内に下方より出入れされる。
中央領域５９に装荷された燃料集合体Ａ１が限界の燃焼
度Ｅａ（第１６図）に達した時、その燃料集合体Ａ１に
組込まれていた燃料棒１５は、燃料集合体Ａ１より取外
されて燃料集合体Ｂ１の構成要素として用いられる。そ
して、その燃料集合体Ｂ１を構成する燃料棒１５は、比
率ＲＦの大きな周辺領域６０に装荷されて燃焼度Ｅｂま
で燃焼が継続される。
度Ｅａ（第１６図）に達した時、その燃料集合体Ａ１に
組込まれていた燃料棒１５は、燃料集合体Ａ１より取外
されて燃料集合体Ｂ１の構成要素として用いられる。そ
して、その燃料集合体Ｂ１を構成する燃料棒１５は、比
率ＲＦの大きな周辺領域６０に装荷されて燃焼度Ｅｂま
で燃焼が継続される。
中央領域５９に装荷された燃料集合体Ａ１及び周辺領域
６０に装荷された燃料集合体Ｂ１は、４燃料サイクルの
期間、各々の領域内で滞在する。燃料集合体Ａ１内のガ
ドリニウムの量は、第１燃料サイクルで消失するように
含まれている。中央領域５９内の燃料集合体Ａ１は、第
１燃料サイクルの運転終了後に１／４ずつ新しい燃料集
合体Ａ１（ガドリニウム含有）と取換えられる。このた
め、中央領域５９内の燃料集合体Ａ１は、４体の１体の
割合でガドリニウムを含んでいる。ガドリニウムを含ん
でいる燃料集合体Ａ１が中央領域５９内に均一に配置さ
れるように燃料交換を行う必要がある。燃料集合体Ｂ１
内のガドリニウム量も、１燃料サイクルで消失するよう
に含まれており、燃料集合体Ｂ１も燃料集合体Ａ１と同
様に交換される。燃料集合体Ａ１内のガドリニウム量
は、必要に応じて第２燃料サイクルで消失するようにす
ることも可能である。
６０に装荷された燃料集合体Ｂ１は、４燃料サイクルの
期間、各々の領域内で滞在する。燃料集合体Ａ１内のガ
ドリニウムの量は、第１燃料サイクルで消失するように
含まれている。中央領域５９内の燃料集合体Ａ１は、第
１燃料サイクルの運転終了後に１／４ずつ新しい燃料集
合体Ａ１（ガドリニウム含有）と取換えられる。このた
め、中央領域５９内の燃料集合体Ａ１は、４体の１体の
割合でガドリニウムを含んでいる。ガドリニウムを含ん
でいる燃料集合体Ａ１が中央領域５９内に均一に配置さ
れるように燃料交換を行う必要がある。燃料集合体Ｂ１
内のガドリニウム量も、１燃料サイクルで消失するよう
に含まれており、燃料集合体Ｂ１も燃料集合体Ａ１と同
様に交換される。燃料集合体Ａ１内のガドリニウム量
は、必要に応じて第２燃料サイクルで消失するようにす
ることも可能である。
本実施例の沸騰水型原子炉は、高転換領域である中央領
域５９における軸方向の出力分布が平坦化されるととも
に、中央領域５９の冷温状態と運転状態との反応度差が
低減できることによる炉停止余裕の改善効果が著しく改
善される。これは、軽水の存在する高転換領域の比率Ｒ
Ｆが１．５以下であつてこの高転換領域にガドリニウム
が存在することによつて得られるものである。
域５９における軸方向の出力分布が平坦化されるととも
に、中央領域５９の冷温状態と運転状態との反応度差が
低減できることによる炉停止余裕の改善効果が著しく改
善される。これは、軽水の存在する高転換領域の比率Ｒ
Ｆが１．５以下であつてこの高転換領域にガドリニウム
が存在することによつて得られるものである。
本発明の他の実施例である高転換領域（ＲＦが１．５以
下の領域）に装荷される燃料集合体を第４図，第５図及
び第６図に基づいて説明する。本実施例の燃料集合体Ａ
２は、燃料集合体Ａ２内の圧力損失を減少するため他の
燃料棒１５Ａ〜１５Ｃに比べて有効長の短い６本の燃料
棒１５Ｄが配置されている。燃料棒１５Ｄの上端は、燃
料集合体Ａ２の燃料有効長（燃料ペレツトが充填された
領域の軸方向長さ）の下端から燃料集合体Ａ２の燃料有
効長さの１／３の位置にある。燃料棒１５Ｂは６本含ま
れており、燃料棒１５Ｂ及び１５Ｄは、２．５重量％の
ガドリニアを含んでいる。燃料棒１５Ａ〜１５Ｄの濃縮
度は、６重量％である。このような構成の燃料集合体Ａ
２の下部（Ｖ−Ｖ断面）は燃料棒１５が１２０本、燃料
集合体Ａ２の上部（VI−VI断面）は燃料棒１５が１１４
本で構成されている。軸方向の単位長さ当りの比率ＲＦ
は、燃料集合体Ａ２の下部（燃料棒１５Ｄが存在してい
る部分）で１．２０で、燃料棒１５の本数の少ない燃料
集合体Ａ２の上部で１．３５である。このような本実施
例も第１図の実施例と同様な効果が得られる。さらに以
下に示す効果が得られる。すなわち燃料集合体Ａ２上部
の平均ボイド率は有効長の短い燃料棒１５Ｄを用いない
場合に比べ小さくなり、燃料棒１５Ｄを用いない場合に
比べて軸方向の出力分布はより平坦化される。本実施例
の燃料集合体Ａ２は、次のような考え方で可燃性毒物の
含有量が決定される。前述したように、１電子ボルト以
下の中性子エネルギ領域において１つ以上の共鳴エネル
ギを有する中性子吸収核種を含む可燃性毒物は、減速材
の量が多い場合に反応度価値が大きく、減速材の量が少
ない場合には反応度価値が小さくなる。すなわち、比率
ＲＦが１．５以下で上記可燃性毒物は、沸騰水型原子炉
の運転状態ではボイド率の小さい燃料集合体下部で反応
度制御効果を有するが、ボイド率の大きい燃料集合体上
部ではその効果が小さい。この現象を利用して、燃料集
合体下部での可燃性毒物量を運転時の出力分布をより平
坦化するように定める。一方、沸騰水型原子炉の冷温状
態ではボイド分布が存在しないので、燃料集合体の有す
る可燃性毒物量、特に、燃料集合体上部ではプルトニウ
ムの蓄積量が多くなるため燃料集合体上部の可燃性毒物
量が、炉停止余裕改善のため重要となる。したがつて、
燃料上部の可燃性毒物量は設計基準を満たす炉停止余裕
を持つように定める。このような基本的考え方に沿つ
て、第４図の実施例では燃料集合体下部に１２本のガド
リニア入り燃料棒（燃料棒１５Ｂ及び１５Ｄ）を配置し
て出力分布の平坦化を図り、燃料集合体上部には炉停止
余裕を満足する必要最少限の６本のガドリニア入り燃料
棒６本を配置した。
下の領域）に装荷される燃料集合体を第４図，第５図及
び第６図に基づいて説明する。本実施例の燃料集合体Ａ
２は、燃料集合体Ａ２内の圧力損失を減少するため他の
燃料棒１５Ａ〜１５Ｃに比べて有効長の短い６本の燃料
棒１５Ｄが配置されている。燃料棒１５Ｄの上端は、燃
料集合体Ａ２の燃料有効長（燃料ペレツトが充填された
領域の軸方向長さ）の下端から燃料集合体Ａ２の燃料有
効長さの１／３の位置にある。燃料棒１５Ｂは６本含ま
れており、燃料棒１５Ｂ及び１５Ｄは、２．５重量％の
ガドリニアを含んでいる。燃料棒１５Ａ〜１５Ｄの濃縮
度は、６重量％である。このような構成の燃料集合体Ａ
２の下部（Ｖ−Ｖ断面）は燃料棒１５が１２０本、燃料
集合体Ａ２の上部（VI−VI断面）は燃料棒１５が１１４
本で構成されている。軸方向の単位長さ当りの比率ＲＦ
は、燃料集合体Ａ２の下部（燃料棒１５Ｄが存在してい
る部分）で１．２０で、燃料棒１５の本数の少ない燃料
集合体Ａ２の上部で１．３５である。このような本実施
例も第１図の実施例と同様な効果が得られる。さらに以
下に示す効果が得られる。すなわち燃料集合体Ａ２上部
の平均ボイド率は有効長の短い燃料棒１５Ｄを用いない
場合に比べ小さくなり、燃料棒１５Ｄを用いない場合に
比べて軸方向の出力分布はより平坦化される。本実施例
の燃料集合体Ａ２は、次のような考え方で可燃性毒物の
含有量が決定される。前述したように、１電子ボルト以
下の中性子エネルギ領域において１つ以上の共鳴エネル
ギを有する中性子吸収核種を含む可燃性毒物は、減速材
の量が多い場合に反応度価値が大きく、減速材の量が少
ない場合には反応度価値が小さくなる。すなわち、比率
ＲＦが１．５以下で上記可燃性毒物は、沸騰水型原子炉
の運転状態ではボイド率の小さい燃料集合体下部で反応
度制御効果を有するが、ボイド率の大きい燃料集合体上
部ではその効果が小さい。この現象を利用して、燃料集
合体下部での可燃性毒物量を運転時の出力分布をより平
坦化するように定める。一方、沸騰水型原子炉の冷温状
態ではボイド分布が存在しないので、燃料集合体の有す
る可燃性毒物量、特に、燃料集合体上部ではプルトニウ
ムの蓄積量が多くなるため燃料集合体上部の可燃性毒物
量が、炉停止余裕改善のため重要となる。したがつて、
燃料上部の可燃性毒物量は設計基準を満たす炉停止余裕
を持つように定める。このような基本的考え方に沿つ
て、第４図の実施例では燃料集合体下部に１２本のガド
リニア入り燃料棒（燃料棒１５Ｂ及び１５Ｄ）を配置し
て出力分布の平坦化を図り、燃料集合体上部には炉停止
余裕を満足する必要最少限の６本のガドリニア入り燃料
棒６本を配置した。
さらに本発明の他の実施例である燃料集合体Ａ３を第７
図及び第８図に基づいて説明する。第７図は、燃料集合
体Ａ３の下部、第８図は燃料集合体Ａ３の上部の各々の
横断面を示している。本実施例の燃料集合体Ａ３は、１
２０本の燃料棒１５（燃料棒１５Ａ〜１５Ｃ）を有し、
うち１２本は燃料棒１５Ｂである。本実施例の燃料棒１
５Ｂは、軸方向の中心を境にして、下半分（第７図）の
領域のガドリニア濃度が３重量％で、上半分（第８図）
の領域のガドリニア濃度が２重量％となつている。前述
したように、ボイド率の大きい燃料集合体上部では、ガ
ドリニアの反応度価値が小さい。このため燃料集合体軸
方向に一様にガドリニアを配置すると、燃料集合体上部
でガドリニア体上部にのみ可燃性毒物が残存した場合に
は、燃料集合体の上部とその下部での反応度差が増加し
て軸方向の出力ピーキングの増大を招くことになる。こ
のような場合を考慮し、本実施例では燃料集合体上部の
ガドリニア濃度を燃料集合体下部に比べ薄くすることに
より、ガドリニアの残存期間を燃料集合体の上下部で同
じにした。本実施例のような構成をとることにより、第
１図の実施例と同様な効果を得ることができるととも
に、燃料集合体上下のボイド反応度差を低減し、さらに
燃料集合体上部の可燃性毒物の残存を防止できる。
図及び第８図に基づいて説明する。第７図は、燃料集合
体Ａ３の下部、第８図は燃料集合体Ａ３の上部の各々の
横断面を示している。本実施例の燃料集合体Ａ３は、１
２０本の燃料棒１５（燃料棒１５Ａ〜１５Ｃ）を有し、
うち１２本は燃料棒１５Ｂである。本実施例の燃料棒１
５Ｂは、軸方向の中心を境にして、下半分（第７図）の
領域のガドリニア濃度が３重量％で、上半分（第８図）
の領域のガドリニア濃度が２重量％となつている。前述
したように、ボイド率の大きい燃料集合体上部では、ガ
ドリニアの反応度価値が小さい。このため燃料集合体軸
方向に一様にガドリニアを配置すると、燃料集合体上部
でガドリニア体上部にのみ可燃性毒物が残存した場合に
は、燃料集合体の上部とその下部での反応度差が増加し
て軸方向の出力ピーキングの増大を招くことになる。こ
のような場合を考慮し、本実施例では燃料集合体上部の
ガドリニア濃度を燃料集合体下部に比べ薄くすることに
より、ガドリニアの残存期間を燃料集合体の上下部で同
じにした。本実施例のような構成をとることにより、第
１図の実施例と同様な効果を得ることができるととも
に、燃料集合体上下のボイド反応度差を低減し、さらに
燃料集合体上部の可燃性毒物の残存を防止できる。
本実施例では、燃料集合体の上下部の可燃性毒物入り燃
料棒の本数を等しくとつているが、上下で必要な反応度
制御量によつて第４図の実施例の如く上部及び下部の可
燃性毒物入り燃料棒の本数を変化させることも可能であ
る。
料棒の本数を等しくとつているが、上下で必要な反応度
制御量によつて第４図の実施例の如く上部及び下部の可
燃性毒物入り燃料棒の本数を変化させることも可能であ
る。
上述した各実施例では、可燃性毒物入り燃料棒を、燃料
集合体内の最外層の角部及び辺部に比べてボイド率が高
い中央部（最外層を除く内側の層）に配置することによ
り、上記反応度変化の低減効果をより確実に達成できる
ようにしている。
集合体内の最外層の角部及び辺部に比べてボイド率が高
い中央部（最外層を除く内側の層）に配置することによ
り、上記反応度変化の低減効果をより確実に達成できる
ようにしている。
また、各実施例では可燃性毒物として、ガドリニウムを
用いたが、他の中性子吸収核種すなわちカドミウム，サ
マリウム，タンタル等を用いても同様の効果が得られ
る。
用いたが、他の中性子吸収核種すなわちカドミウム，サ
マリウム，タンタル等を用いても同様の効果が得られ
る。
第４図の実施例及び第７図，第８図の実施例である各燃
料集合体Ａ２及びＡ３を、第３図に示す高転換領域であ
る中央領域５９に燃料集合体Ａ１の代りとして装荷する
ことが可能である。
料集合体Ａ２及びＡ３を、第３図に示す高転換領域であ
る中央領域５９に燃料集合体Ａ１の代りとして装荷する
ことが可能である。
また、第３図に示す高転換領域及び燃焼領域からなる炉
心を有する沸騰水型原子炉だけでなく、高転換領域のみ
からなる炉心を有する高転換型の沸騰水型原子炉に対し
ても、燃料集合体Ａ１，Ａ２またはＡ３にて炉心を構成
することができる。
心を有する沸騰水型原子炉だけでなく、高転換領域のみ
からなる炉心を有する高転換型の沸騰水型原子炉に対し
ても、燃料集合体Ａ１，Ａ２またはＡ３にて炉心を構成
することができる。
以上に述べた実施例では、可燃性毒物は燃料ペレツト中
に添加する形で用いられる。しかしながら、可燃性毒質
は、燃料集合体中の減速材量低減のために用いられる水
除去棒或いは燃料集合体内の減速効果一様化のために用
いられる固体減速棒内に、添加して使用することも可能
である。核燃料物質と可燃性毒物を分離することによ
り、燃料集合体の健全性をより向上させることができ
る。
に添加する形で用いられる。しかしながら、可燃性毒質
は、燃料集合体中の減速材量低減のために用いられる水
除去棒或いは燃料集合体内の減速効果一様化のために用
いられる固体減速棒内に、添加して使用することも可能
である。核燃料物質と可燃性毒物を分離することによ
り、燃料集合体の健全性をより向上させることができ
る。
以上述べた実施例の各燃料集合体は、それ自他の比率Ｒ
Ｆも１．５以下であつてしかも比率ＲＦが１．５以下の
炉心領域に装荷することにより、前述したように１電子
ボルト以下の中性子エネルギ領域に少なくとも１つの共
鳴エネルギを有する中性子吸収核種からなる可燃性毒物
の機能、すなわち前述したボイド量に対応した反応度制
御の機能を発揮することができる。また、前述した燃料
集合体Ａ１，Ａ２及びＡ３は、炉心内に装荷する時点で
は核燃料物質として濃縮ウランを用いており、プルトニ
ウムは富化されていない。
Ｆも１．５以下であつてしかも比率ＲＦが１．５以下の
炉心領域に装荷することにより、前述したように１電子
ボルト以下の中性子エネルギ領域に少なくとも１つの共
鳴エネルギを有する中性子吸収核種からなる可燃性毒物
の機能、すなわち前述したボイド量に対応した反応度制
御の機能を発揮することができる。また、前述した燃料
集合体Ａ１，Ａ２及びＡ３は、炉心内に装荷する時点で
は核燃料物質として濃縮ウランを用いており、プルトニ
ウムは富化されていない。
本発明によれば、ボイド量の変化に伴う反応度変化量を
低減でき、軸方向における出力分布の平坦化を達成で
き、しかも炉停止余裕を増大させることができる。
低減でき、軸方向における出力分布の平坦化を達成で
き、しかも炉停止余裕を増大させることができる。
第１図は本発明の好適な一実施例である燃料集合体の横
断面図、第２図は第１図の燃料集合体のバンドルの側面
図、第３図は第１図の燃料集合体を装荷した沸騰水型原
子炉の一実施例の縦断面図、第４図は本発明の他の実施
例である燃料集合体のバンドルの側面図、第５図は第４
図のＶ−Ｖ断面図、第６図は第４図のVI−VI断面図、第
７図は本発明の他の実施例の燃料集合体の下部横断面
図、第８図は第７図に示す燃料集合体の上部横断面図、
第９図は水素対ウラン原子数比と毒物反応度価値との関
係をガドリニウム及びホウ素に対して示した特性図、第
１０図はボイド率と反応度差との関係を示す特性図、第
１１図は冷温状態と運転状態との反応度差の変化を全燃
料棒数とＧｄ含有燃料棒との割合で示した特性図、第１
２図は中性子エネルギに対するガドリニウムの反応断面
積の変化を示した特性図、第１３図は従来例における原
子炉の炉心の横断面図、第１４図は第１３図の炉心の高
転換領域に装荷される燃料集合体の横断面図、第１５図
は第１３図は炉心の燃焼領域に装荷される燃料集合体の
横断面図、第１６図は燃焼度と中性子増倍率との関係を
示す特性図である。 １５，１５Ａ〜１５Ｄ…燃料棒、１６…下部タイプレー
ト、１７…上部タイプレート、２２…チヤンネルボツク
ス、２５…制御棒案内管、５０…沸騰水型原子炉、５１
…原子炉圧力容器、５９…中央領域（高転換領域）、６
０…周辺領域（燃焼領域）、６２…仕切り部材、６４…
制御棒、Ａ１〜Ａ３…燃料集合体。
断面図、第２図は第１図の燃料集合体のバンドルの側面
図、第３図は第１図の燃料集合体を装荷した沸騰水型原
子炉の一実施例の縦断面図、第４図は本発明の他の実施
例である燃料集合体のバンドルの側面図、第５図は第４
図のＶ−Ｖ断面図、第６図は第４図のVI−VI断面図、第
７図は本発明の他の実施例の燃料集合体の下部横断面
図、第８図は第７図に示す燃料集合体の上部横断面図、
第９図は水素対ウラン原子数比と毒物反応度価値との関
係をガドリニウム及びホウ素に対して示した特性図、第
１０図はボイド率と反応度差との関係を示す特性図、第
１１図は冷温状態と運転状態との反応度差の変化を全燃
料棒数とＧｄ含有燃料棒との割合で示した特性図、第１
２図は中性子エネルギに対するガドリニウムの反応断面
積の変化を示した特性図、第１３図は従来例における原
子炉の炉心の横断面図、第１４図は第１３図の炉心の高
転換領域に装荷される燃料集合体の横断面図、第１５図
は第１３図は炉心の燃焼領域に装荷される燃料集合体の
横断面図、第１６図は燃焼度と中性子増倍率との関係を
示す特性図である。 １５，１５Ａ〜１５Ｄ…燃料棒、１６…下部タイプレー
ト、１７…上部タイプレート、２２…チヤンネルボツク
ス、２５…制御棒案内管、５０…沸騰水型原子炉、５１
…原子炉圧力容器、５９…中央領域（高転換領域）、６
０…周辺領域（燃焼領域）、６２…仕切り部材、６４…
制御棒、Ａ１〜Ａ３…燃料集合体。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 瑞慶覧 篤 茨城県日立市森山町1168番地 株式会社日 立製作所エネルギー研究所内 (72)発明者 別所 泰典 茨城県日立市森山町1168番地 株式会社日 立製作所エネルギー研究所内 (72)発明者 松本 知行 茨城県日立市森山町1168番地 株式会社日 立製作所エネルギー研究所内 (72)発明者 石井 佳彦 茨城県日立市森山町1168番地 株式会社日 立製作所エネルギー研究所内 (72)発明者 藤村 幸治 茨城県日立市森山町1168番地 株式会社日 立製作所エネルギー研究所内 (72)発明者 内川 貞夫 茨城県日立市森山町1168番地 株式会社日 立製作所エネルギー研究所内 (56)参考文献 特開 昭58−103687（ＪＰ，Ａ)
Claims (4)
- 【請求項１】核燃料物質を内部に充填した複数の燃料棒
と、該燃料棒の両端部を保持する上部及び下部タイプレ
ートと、前記燃料棒相互間に形成される冷却材通路とを
有し、炉心の高転換領域に装荷される燃料集合体におい
て、 軸方向の単位長さ当りの冷却材通路の占める体積ＶＣと
核燃料物質の占める体積ＶＦとの比率VC/VFが１．５以
下で、前記燃料棒の一部が１電子ボルト以下の中性子エ
ネルギ領域において少なくとも１つの共鳴エネルギを有
する中性子吸収核種からなる可燃性毒物を含有し、該可
燃性毒物を含有する燃料棒を少なくとも最外層を除く内
側の層に配置したことを特徴とする燃料集合体。 - 【請求項２】特許請求の範囲第１項に記載の燃料集合体
において、 前記核燃料物質は、前記炉心に前記燃料集合体を装荷す
る時に濃縮ウランであることを特徴とする燃料集合体。 - 【請求項３】特許請求の範囲第１項に記載の燃料集合体
において、 前記可燃性毒物を含有する燃料棒の一部の長さが該燃料
棒の残りの長さよりも短いことを特徴とする燃料集合
体。 - 【請求項４】核燃料物質を内部に充填した複数の燃料棒
を有する複数の燃料集合体を装荷して高転換領域が形成
される炉心を備えた沸騰水型原子炉において、 前記燃料集合体は、前記燃料棒と、該燃料棒の両端部を
保持する上部及び下部タイプレートと、前記燃料棒相互
間に形成される冷却材通路とを有し、 前記燃料集合体内における軸方向の単位長さ当りの冷却
材通路の占める体積ＶＣと核燃料物質の占める体積ＶＦ
との比率VC/VFが１．５以下で、前記燃料棒の一部が１
電子ボルト以下の中性子エネルギ領域において少なくと
も１つの共鳴エネルギを有する中性子吸収核種からなる
可燃性毒物を含有し、該可燃性毒物を含有する燃料棒を
前記燃料集合体の少なくとも最外層を除く内側の層に配
置したことを特徴とする沸騰水型原子炉。
Priority Applications (6)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP61179970A JPH0640137B2 (ja) | 1986-08-01 | 1986-08-01 | 燃料集合体および沸騰水型原子炉 |
| KR1019870008034A KR950005899B1 (ko) | 1986-08-01 | 1987-07-23 | 연료집합체 및 원자로 |
| US07/077,513 US4789520A (en) | 1986-08-01 | 1987-07-24 | Fuel assembly and nuclear reactor |
| DE8787111042T DE3767809D1 (de) | 1986-08-01 | 1987-07-30 | Brennstoffanordnung und kernreaktor. |
| EP87111042A EP0257337B1 (en) | 1986-08-01 | 1987-07-30 | Fuel assembly and nuclear reactor |
| CN87105267A CN1006338B (zh) | 1986-08-01 | 1987-08-01 | 燃料组件和核反应堆 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP61179970A JPH0640137B2 (ja) | 1986-08-01 | 1986-08-01 | 燃料集合体および沸騰水型原子炉 |
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| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6337290A JPS6337290A (ja) | 1988-02-17 |
| JPH0640137B2 true JPH0640137B2 (ja) | 1994-05-25 |
Family
ID=16075163
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP61179970A Expired - Lifetime JPH0640137B2 (ja) | 1986-08-01 | 1986-08-01 | 燃料集合体および沸騰水型原子炉 |
Country Status (6)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4789520A (ja) |
| EP (1) | EP0257337B1 (ja) |
| JP (1) | JPH0640137B2 (ja) |
| KR (1) | KR950005899B1 (ja) |
| CN (1) | CN1006338B (ja) |
| DE (1) | DE3767809D1 (ja) |
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|---|---|---|---|---|
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| JP2510561B2 (ja) * | 1987-03-25 | 1996-06-26 | 株式会社日立製作所 | 燃料集合体 |
| US4986958A (en) * | 1987-11-02 | 1991-01-22 | Hitachi, Ltd. | Fuel assembly |
| US5207979A (en) * | 1987-11-07 | 1993-05-04 | Hitachi, Ltd. | Nuclear fuel assemblies and reactor cores including them |
| DE3925617A1 (de) * | 1989-08-02 | 1991-02-07 | Siemens Ag | Einrichtung zur steuerung des leistungsausstosses eines reaktors mit steuerstaeben |
| US5112534A (en) * | 1990-03-05 | 1992-05-12 | The United States Of America As Represented By The United States Department Of Energy | Yttrium and rare earth stabilized fast reactor metal fuel |
| JPH07119818B2 (ja) * | 1990-03-14 | 1995-12-20 | 株式会社日立製作所 | 燃料集合体および原子炉 |
| US5156804A (en) * | 1990-10-01 | 1992-10-20 | Thermal Technology, Inc. | High neutron-absorbing refractory compositions of matter and methods for their manufacture |
| US5273709A (en) * | 1990-10-01 | 1993-12-28 | Thermal Technology Inc. | High neutron absorbing refractory compositions of matter and methods for their manufacture |
| JP2954312B2 (ja) * | 1990-10-05 | 1999-09-27 | 株式会社日立製作所 | 燃料集合体 |
| JP2866520B2 (ja) * | 1992-02-20 | 1999-03-08 | 株式会社東芝 | 沸騰水型原子炉 |
| US5345485A (en) * | 1992-03-13 | 1994-09-06 | Siemens Power Corporation | Coolant vent fuel rod for a light water reactor |
| US5416813A (en) * | 1992-10-30 | 1995-05-16 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Moderator rod containing burnable poison and fuel assembly utilizing same |
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| US5402570A (en) * | 1994-02-02 | 1995-04-04 | Mpr Associates, Inc. | Method for repairing boiling water reactor shrouds |
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| US5828713A (en) * | 1996-10-15 | 1998-10-27 | Mpr Associates, Inc. | Replacement core shroud assembly for a boiling water reactor |
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| JP5364424B2 (ja) * | 2009-04-14 | 2013-12-11 | 三菱重工業株式会社 | 原子炉 |
| KR102025676B1 (ko) * | 2010-09-03 | 2019-09-26 | 아토믹 에너지 오브 캐나다 리미티드 | 토륨을 함유하는 핵연료 다발 및 그것을 포함하는 원자로 |
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| FR2983625B1 (fr) * | 2011-12-02 | 2014-02-07 | Commissariat Energie Atomique | Dispositif de declenchement et d'insertion d'elements absorbants et/ou mitigateurs dans une zone fissile d'un reacteur nucleaire et assemblage de combustible nucleaire comportant un tel dispositif |
| JP6073555B2 (ja) * | 2012-01-20 | 2017-02-01 | 株式会社グローバル・ニュークリア・フュエル・ジャパン | 初装荷炉心 |
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| ES2964846T3 (es) * | 2018-06-21 | 2024-04-09 | Westinghouse Electric Sweden Ab | Pastilla de combustible y método de preparación de una pastilla de combustible |
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| CN113674876A (zh) * | 2021-07-20 | 2021-11-19 | 中国核动力研究设计院 | 一种含固体慢化剂金属冷却反应堆的堆芯布置及组件布置 |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| GB1272296A (en) * | 1969-05-29 | 1972-04-26 | Atomic Energy Authority Uk | Nuclear reactor |
| JPS5149391A (ja) * | 1974-10-28 | 1976-04-28 | Hitachi Ltd | |
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| FR2517866B1 (fr) * | 1981-12-04 | 1987-05-07 | Framatome Sa | Assemblage combustible pour un reacteur nucleaire sous-modere |
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-
1987
- 1987-07-23 KR KR1019870008034A patent/KR950005899B1/ko not_active IP Right Cessation
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- 1987-07-30 DE DE8787111042T patent/DE3767809D1/de not_active Expired - Lifetime
- 1987-08-01 CN CN87105267A patent/CN1006338B/zh not_active Expired
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| US4789520A (en) | 1988-12-06 |
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| EP0257337B1 (en) | 1991-01-30 |
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