JPS6128117B2

JPS6128117B2 -

Info

Publication number: JPS6128117B2
Application number: JP52110591A
Authority: JP
Inventors: Renzo Takeda; Sadao Uchikawa; Kunitoshi Kurihara
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1977-09-16
Filing date: 1977-09-16
Publication date: 1986-06-28
Also published as: US4292128A; JPS5445482A

Description

【発明の詳細な説明】

〔発明の利用分野〕本発明は、沸騰水型原子炉の運転方法に関する
ものである。〔発明の背景〕従来のBWRでは、炉心出口における冷却材中
の蒸気重量率（クオリテイ）は、13〜15％で運転
されていた。BWRの熱的制限値の代表的なもの
に最大線出力密度と最小限界出力比（MCPR）の
２つがある。最近の設計では出力が決まると、最
大線出力密度が13.4kw／ft以下になるように、炉
心の大きさを決定する。その後、燃料棒がバー
ン・アウトしないようなMCPRを与えるように炉
心の流量を決めると、一般に炉心出口での冷却材
中のクオリテイは、13〜15％になるので、この値
が長く用いられてきた。〔発明の目的〕本発明の目的は、燃料経済性を向上できるとと
もに原子炉の運転法の単純化を実現することがで
きる沸騰水型原子炉の運転方法を提供することに
ある。〔発明の概要〕本発明の特徴は、冷却材が可燃性毒物を有する
複数の燃料集合体で構成される炉心を通つて循環
する沸騰水型原子炉の運転方法において、炉心出
口における冷却材中の蒸気重量率が17％以上にな
るように前記炉心を通る冷却材の流量を調節して
運転することにある。 BWRの炉心出口における冷却材中の蒸気重量
率（クオリテイ）は、（冷却材中の蒸気重量）／
（冷却材重量）であり、具体的には式(1)で決定さ
れる。ｘ＝ｈｉｎ＋Ｐ／Ｗ−ｈｆ／ｈｆｇ (1) ここで、hinは冷却材炉心入口エンタルピー、
hfは水の飽和エンタルピー、hfgは蒸気潜熱、Ｐ
は炉心熱出力及びＷは冷却材流量である。式(1)から、炉心出口における冷却材中のクオリ
テイを変化させる要因としては、冷却材炉心入口
エンタルピー及び炉心熱出力冷却材流量がある。一方、冷却材中の蒸気体積率は、ボイド率と言
われている。ボイド率は、（冷却材中の蒸気体
積）／（冷却材体積）として定義され、一般的に
クオリテイの関数である。この関数は、実験によ
つて求められ、例えば第１図のように示される。
第１図は、BWRにおけるクオリテイとボイド率
との関係を示したものである。現在の標準的なBWRの設計では、出力密度が
50kw／、燃料集合体あたりの出力が4.3MW、
冷却材流量が63.6t／ｈ、炉心出口での冷却材中
のクオリテイが13.1％、炉心平均ボイド率が約43
％である。その時の熱的制限値である最小限界出
力比（MCPR）は、約1.35で設計基準1.24に対し
て、約0.1の余裕がある。電気出力800MWeを例にとつて説明すると、従
来のBWRの設計である燃料集合体数560本を624
本に変更する。これにより、燃料集合体あたりの
出力は3.9MWとなる。燃料集合体あたりの冷却
材流量は従来と同じく63.6t／ｈとすると、燃料
集合体出口（炉心出口）における冷却材中のクオ
リテイは11.4％、炉心平均ボイド率は、40％及び
MCPRの値は1.5以上となる。そこで、燃料集合体あたりの冷却材流量を、従
来の63.6t／ｈから38.2t／ｈと従来の60％に下げ
ると、炉心出口での冷却材中のクオリテイは11.4
％から21.1％となる。第１図に示すように、冷却
材中のクオリテイが10％以上の領域では、冷却材
中のクオリテイが変化しても、ボイド率はあまり
大きく変化せず、炉心平均ボイド率は40％から56
％に増加するにとどまる。一方、燃料集合体の無限増倍率と燃焼度の関係
をボイド率をパラメータにして第２図に示す。実
線はボイド率０％、一点鎖線はボイド率40％、及
び破線はボイド率70％での特性を示している。ま
た、炉心を構成する燃料集合体の平均濃縮度は
2.51重量％で、Gdを含む燃料棒は５本（ガドリ
ニア濃度２重量％）である。ボイド率が高くなる
と、水対ウラン比が小さくなつて²³⁸Uに中性子が
吸収される割合が増加し、転換比が高くなる。こ
のため、燃焼度の低いところでは無限増倍率が低
くなるが、燃焼度が大きくなるにしたがつて、燃
料集合体中におけるPuの蓄積量が増大し、無限
増倍率な燃焼度20GWd／st以降では他の低ボイ
ド率の場合より高くなる。したがつて、燃焼交換
を数回経て燃焼の進んだ燃料集合体が多く存在す
る炉心では、炉心平均ボイド率を高くすることに
よつて使用する燃料集合体の平均濃縮度を低くで
き、燃料経済性を向上できる。さらに、可燃毒物であるガドリニアをうまく組
合せることにより、冷却材流量の制御のみで燃焼
による反応度変化を調整し、制御棒全引抜の状態
で一年間の定常運転を継続することが可能とな
る。第３図に仮想的なガドリニア入り燃料集合体の
無限増倍率（ｋ∞）を示す。の点は新燃料集合
体を炉心内に装荷した時のｋ∞を、の点は２年
目の最初における燃料集合体ｋ∞を、は３年目
の最初における燃料集合体のｋ∞、は４年目の
最初における燃料集合体のｋ∞を及びは４年目
の終りにおける燃料集合体をそれぞれ示してい
る。の時点で燃料集合体内のガドリニアがちよ
うど燃尽きる。の時点で炉心内から燃料集合体
が取出されると。及びの時点におけるｋ∞は
同じ値で、と及びとの間が直線でむすば
れているようにｋ∞が変化するとする。ガドリニ
アの濃度及びガドリニア入り燃料棒の本数を調整
して第３図のようにｋ∞が変化する燃料集合体が
実現出来れば、この集合体を用いて、４バツチの
分散装荷炉心をつくることが可能であり、燃焼に
よる反応度変化がなく、燃焼サイクルを通じて、
制御棒を操作せずに冷却材流量の調節のみにより
燃焼のための反応度制御が可能となる。しかし、現実には炉心の各場所で出力やボイド
率がことなるため、理想状態からずれて部分的に
ガドリニアが残留し、それを補償するためにウラ
ン濃縮度を高くする必要が生じ、燃料経済性を悪
化させる危険がある。そこで通常は、燃料集合体
内のガドリニアの濃度を理想的な状態から若干小
さくすることにより、一年間の炉心の中性子増倍
率の変化が第４図のようになるよう設計する。そ
して、第４図の斜線でかこまれた部分の余剰反応
度を、制御棒で吸収するのが通例である。しかし
本発明では、炉心出口での冷却材中のクオリテイ
を17％以上にしているので、冷却材流量が少なく
出力密度が低く、定格出力下での冷却材流量の制
御巾を最大流量の60〜100％までとることが可能
となるので、制御棒全引抜状態で、冷却材流量の
調節のみにより反応度制御が可能な炉心が実現す
る。本発明において炉心出口の冷却材中のクオリテ
イを17％以上と限定した理由について説明する。
炉心出口の冷却材中のクオリテイ17％は、前述し
た燃料集合体あたりの出力を3.9MWとした場
合、燃料集合体あたりの冷却材流量を45.8t／
ｈ、すなわち従来の冷却材量である63.6t／ｈの
約72％にすることによつて実現できる。炉心出口
における冷却材中のクオリテイを17％以上にする
と、最低、炉心の上部半分の領域における冷却材
中のクオリテイは、8.5％以上となる。このため
冷却材ボイド率は、炉心の上半分で66％以上とな
る（第１図）。この結果、第２図に示すボイド率
70％の場合における無限増倍率の変化に沿つた燃
焼が少なくとも炉心上半分で期待できる。上記のごとく本発明によれば、制御棒全引抜き
の状態で一年間の定常運転をおこなうことによ
り、従来急激な出力変化を燃料棒に与えていた制
御棒引抜き及び挿入操作が不要になるため、燃料
の健全性が向上する。また従来、燃料の燃焼度分
布平坦化のため、炉心出力をおとしておこなつて
いた制御棒パターンの変更も不要となり、プラン
ト利用率の改善につながる。〔発明の実施例〕以下、本発明の実施例を詳細に説明する。 800MWeの沸騰水型原子炉を例にとつて説明す
る。炉心構成を第５図に示す。中央部が燃料集合の
４年滞在領域、周辺部の丸印がついているところ
が燃料集合体の６年滞在領域である。第５図の各
弁目内の数字は、任意の時点での燃料集合体の炉
心滞在年数を示している。燃料集合体は原則とし
てシヤフリング（炉心内での移動）をしないこと
とし、ひとたび炉心に装荷された燃料集合体は、
炉心から取出されるまでの４ないし６年の間同じ
場所に滞在する。燃料集合体の構成を第６図に示
す。左側に燃料集合体の断面を示し、数字は右側
に示す燃料棒の種類を示している。中央部にＷで
示す２本の水ロツドがあり、Ｇはガドリニア入り
燃料棒を示している。右側に示す燃料棒中の数字
はウラン濃縮度を示している。燃料集合体平均の
濃縮度は2.51重量％、ガドリニア入り燃料棒の本
数は５本、ガドリニアの濃度は２重量％である。プラント利用率75％、出力密度45kw／１で１
年間運転した場合の平衡炉心のサイクル末期の中
性子増倍率は、３次元の核熱水力計算プログラム
で解折すると１，005で、ちようど反応度のバラ
ンスがとれている。炉心から取出す燃料集合体の
平均燃焼度は25400MWd／ｔである。次に炉心を流れる冷却材流量を少なくして運転
した場合を考える。一年間を４等分し、それぞれ
の期間を最大流量の60，60，65，85％の冷却材流
量でそれぞれ運転し、最後に最大流量にした場合
の中性子増倍率は1016で、１年を通じて最大流量
で運転した場合よりも中性子増倍率が約1.1％△
ｋ／ｋだけ高くなつている。通常、燃料集合体の
ウラン235の平均濃縮度を0.1重量％変化させる
と、燃料集合体の中性子無限増倍率は約１％変化
する。炉心の中性子増倍率を1.1％△ｋ／ｋさげ
られることは、燃料集合体の平均濃縮度を2.51重
量％から2.4重量％に下げることが可能であるこ
とを示している。ウラン濃縮度が0.1重量％低くなると、１Kgの
濃縮ウランを作るのに必要な天然ウランの量が
4.5Kgから4.3Kgに減少し、濃縮作業が3.2KgSWU
から3.0KgSWUになる。このため、濃縮ウラン費
用は5.2％安くなり、天然ウラン資源も4.5％節約
される。なお最大流量に対して60％の冷却材流量
の時でも、MCPRは1.3以上であり、現在の設計
基準1.24を十分満足しており問題はない。次に冷却材流量の調節による反応度制御の可能
性についてのべる。平均濃縮度2.42重量％の燃料
集合体の構成を第７図に示す。中性子増倍率
（keff）と燃焼度の関係を第８図に示す。二重丸
印は中性子増倍率を、実線は燃焼計算時の流量
を、三角印は中性子増倍率計算時の流量を示して
いる。制御棒の全引抜状態で１年間を４つのステ
ツプにわけ、第８図に示した冷却材流量で燃焼さ
せたもので、各時点でのkeffは、サイクル末期、
最大流量での値1005を基準に±0.6％△ｋ／ｋの
範囲に入つている。従つて、本実施例では、冷却
材流量の微調整によつて、サイクル末期の値１，
005に調整することが可能であるこてがわかる。
濃縮度、ガドリニアの濃度ガドリニア入り燃料棒
の本数を調整した最適設計により、最大流量の場
合に第４図のような特性を示す燃料集合体の設計
が可能である。最大線出力密度、MCPRと燃焼度の関係を表１
に示す。それぞれ10kw／ft以下、1.30以上になつ
ており、当初のねらい通りすぐれた特性を有して
いる。

〔発明の効果〕

本発明によれば、炉心のボイド率が高くなつて
燃料のPuへの転換比が増大し、燃料経済性が向
上する。また、冷却材中のクオリテイを17％以上
にすることによつて炉心を流れる冷却材流量の制
御幅が増大するので、原子炉出力を制御棒によら
ず炉心を流れる冷却材流量の調節のみで制御でき
る。従つて、原子炉出力操作が容易になり、原子
炉の運転法が単純化できる。

【図面の簡単な説明】

第１図はボイドクオリテイとボイド率の関係
図、第２図はボイド率をパラメータとした燃料集
合体の無限増倍率と燃焼度の関係図、第３図は仮
想的な燃料集合体の無限増倍率と燃焼度の関係を
示す図、第４図は最大流量下での１年間の炉心の
中性子増倍率の変化を示す図、第５図は炉心構成
図、第６図は燃料集合体構成図、第７図は燃料集
合体構成図、第８図はサイクル寿命（１年）中性
子増倍率と炉心流量の関係を示す図である。

Claims

【特許請求の範囲】

１冷却材が可燃性毒物を有する複数の燃料集合
体で構成される炉心を通つて循環する沸騰水型原
子炉の運転方法において、炉心出口における冷却
材中の蒸気重量率が17％以上になるように前記炉
心を通る冷却材の流量を調節して運転することを
特徴とする沸騰水型原子炉の運転方法。