JPS63217291A - 燃料集合体 - Google Patents

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〕 本発明は沸騰水型原子炉用燃料集合体に係り、特に、冷
却材流動に伴う水ロンドの振動を抑制して機械的摩耗を
減じ、しかも、沸騰遷移に対する熱的余裕を増大するの
に好適な燃料集合体に関する。

〔従来の技術〕

沸騰水型原子炉には燃料集合体が数多く装荷されている
。たとえば、電気出力１３５０ＭＷ級の沸騰水型原子炉
には、約九百体の燃料集合体が装荷されている。

第２図に燃料集合体１の斜視図を示す。燃料集合体１は
四角筒のチャンネルボックス２と、このチャンネルボッ
クス２の内部に収納される燃料バンドル３から構成され
る。

第３図は燃料集合体１の縦断面図を示したもので、燃料
バンドル３はチャンネルボックス２の上・下部にはめこ
む上部タイプレート４および下部タイプレート５とチャ
ンネルボックス１内部で軸方向に沿って間隔を置いて設
置されたスペーサ６とこのスペーサを貫通し、タイプレ
ート４，５に貫通した複数本の燃料棒７．水ロッド８と
から構成される。

スペーサ６は、燃料棒の軸方向発熱部長さ３．７ｍにわ
たり、はぼ、０．５　　ｍおきに七個とりつけられてお
り、燃料棒および水ロッドを正方格子状に整列支持する
。また、上・下タイプレートには冷却水通路用の孔が複
数個設けられている。

燃料集合体では、わずかに未飽和状態の冷却水が下部タ
イプレートの孔から燃料棒間に流入し。

燃料棒間を下部から上方に流れるにつれ、加熱されて沸
騰し、二相流となり気泡流、スラグ流、環状流という状
態を経て上部タイプレートの孔から流出していく。燃料
集合体の出口におけるボイド率は平均約７０％であり、
出力の高い燃料集合体では約８０％となる。また、軸方
向には平均して約４０％のボイド率となっている。冷却
水が環状流となるのは、たとえば、第４図に示した二相
流の流動様式図かられかるようにボイド率が約７３％以
上の゛ときである。

水ロッド８は、一般に、燃料集合体の水平断面の中央部
に配置され、中をほぼ飽和状態の水が流れており、中性
子の減速に役立っている。水ロッド回りの冷却材は、既
に述べたように、二相流となっており、流動に伴って水
力振動を起しやすく、スペーサ、および、上部タイプレ
ートと機械的摩耗を生じる。この場合、水ロッドやスペ
ーサが軸方向に移動する可能性があり、炉心の安全上好
ましくない。

また、燃料棒２は通常運転時は勿論、予想しうる運転上
の過渡状態、すなわち、運転員の単一誤操作、または、
機器の単一故障によって生じる過渡状態にも、燃料ペレ
ットおよび核分裂生成物を被覆管内部に完全に保持する
ため、熱的限界から一定の余裕を持って運転するように
考慮されている。

燃料集合体の熱的限界は、第５図に示す沸騰遷移点すＣ
と呼ばれ、この沸騰曲線において核沸１１Ｗ領域Ｂ−Ｃ
から遷移沸騰領域Ｃ−Ｄに移行するときの熱流束であり
、このときの集合体出力を限界出力と呼ぶ。

沸騰水型炉の通常運転時の沸騰モードは核沸騰領域Ｂ−
Ｃにある。この領域では燃料棒被覆管の表面に液膜が存
在し、安定した沸騰状態にあり、被覆管表面温度は、冷
却材飽和温度よりも士数度高い温度で一定に保たれてい
る。一方、沸Ｉｌ！遷移点Ｃを越えると、Ｅ−Ｆ領域に
移り、被覆管表面温度と冷却材飽和温度の差は数十度か
ら数百度に増大し、被覆管表面に液膜が存在しないこと
もあり、不安定な沸騰状態となる。この沸騰遷移点は被
覆管の焼損に直接結びつく限界点ではないが、高い温度
で長時間運転すると被覆材の劣化により燃料棒の健全性
が低下するため、燃料棒としては通常運転時、および、
過渡変化時にも許容できない沸騰領域である。

この沸騰遷移点を求めるため、国内外で数多くの実験が
実施され、その結果、限界出力は冷却水流量、圧力、冷
却水入口温度、燃料集合体の形状。

軸方向および水平方向の出力分布に依存することがわか
っている。さらに、実験から沸Ｉｌｌ遷移は。

多くの場合、燃料集合体上部のスペーサの直下で起って
おり、この原因として、スペーサ構造材により、二相流
の流れが乱されて被覆管表面の液膜がなくなることによ
るとわかっている。

従って、燃料集合体で限界出力を大きくして、沸騰遷移
に対する熱的余裕を大きくするには、燃料棒被覆管表面
に液膜を常に存在させればよい。

ところで、第６図（ｂ）は燃料集合体内の燃料棒および
水ロッドに囲まれた流路でのボイド率の分布を示してお
り、第６図（ｃ）は冷却水流速の分布を示している。ボ
イド、すなわち、蒸気は主に流路中央部を高速で流れや
すく、逆に、水は燃料棒の表面で液膜となり、低速で流
れ、燃料棒表面にくらべ、水ロツド表面の方が液膜は厚
い。水ロンド表面の液膜は燃料棒からの除熱に寄与しな
いので、この液膜を剥がして燃料棒表面に移せば、沸騰
遷移が起こるのを防止できる限界出方を大きくできる。

、水ロツド表面の液膜を剥がして燃料棒表面に移す例は
特開昭６１−７５２８９号、特開昭６１−１７５５８５
　＝・公報がある。これらの公知例では水ロツド表面液
膜を剥がす突起は燃料集合体の軸方向に約５０ｃｎ＋お
きに配置したスペーサに設けたり（特開昭６１−７５２
８９号）、スペーサと同じ水平断面で水ロッドを太くし
ている（特開昭６１−１７５５８５号）、第７図にこの
例（特開昭６１−７５２８９号）にょる水ロッド８の表
面の液膜９および隣接した燃料棒７表面の液膜１ｏの下
から上に流れる冷却材流動方向の変化を示す。水ロツド
表面の液膜９はスペーサ６にとりつけた突起６０１で剥
がされて燃料棒表面に移るが、下部では液膜がＧ点で最
も薄くなり、それより上方の点Ｈでで液膜が厚くなる。

更に、冷却材が上方に流れるにつれて燃料棒の加熱によ
り液膜１０は薄くなり、１点で厚さがＯとなり、燃料棒
被覆管の温度は急上昇する。それより、上方の５点でス
ペーサ上突起の効果により液膜は再び回復するが、１点
には影響しない。つまり、Ｈ点の液膜厚さがスペーサ」
二突起６０１で厚くなっただけ、液膜厚さが０となる１
点の位置が上に移動して沸騰遷移を起こす限界出力が大
きくなるが、その効果は必ずしも十分でない。この例で
限界出力を十分に大きくできなかったのは、水ロツド上
の液膜を剥がす突起をスペーサにつけたことによる。ス
ペーサは約５０口おきにとりつけるので途中で燃料棒表
面に液膜を十分に補充できず、液膜ドライアウトを防止
できなかったのである。また、特開昭６１−１７５５１
１５号でも太径水ロッドが　くなっているのは、スペー
サと同じ水平断面だけなので全く同じ現象が起る。

また、特開昭６１−７５２８９号、特開昭６１−１７５
５８５号公報では、冷却材流動に伴う水ロッドの振動は
防止できず、機械的摩耗を減少することはできない。

また、特開昭６１−１５９１８７号公報では、集合体断
面中央部の水ロッド、または、小出力燃料棒のまわりに
流れ規制材を設けている。この流れ規制材により集合体
断面内で冷却材流量分布を平坦化して、集合体断面の周
辺部で起りやすい沸騰遷移を防止することを意図してい
る。この公知例で、流れの規制により集合体断面冷却材
流量分布を平坦化するのは規制材の流れ方向断面積を大
きくしなくてはならず、このときには集合体圧力損失が
大きくなり、冷却材駆動用ポンプの容量を増大しなくて
はならないこともある。次に、水ロンドと小出力燃料棒
のまわりを流れ規制材で囲んだ場合、両者が一体となっ
て流動振動を起す可能性がある。

〔発明が解しようとする問題点〕

従来技術で、たとえばスペーサやスペーサ水平断面と同
じ位置の水ロッドに液膜を拡散する突出部をつける方法
は、沸騰遷移に対する熱的余裕を増大するのに一応の効
果があるが、必ずしも十分ではなく、さらに、水ロッド
の振動を防止する点では効果がない。また、流れ規制材
を設ける従来技術では圧力損失が大きくなったり、流動
振動が大きくなる可能性がある。

本発明の目的は、冷却材流動に伴う水ロンドの振動を抑
制して、上・下タイプレートなどとの機械的摩耗を減少
するとともに、沸騰遷移に対する熱的余裕を増大した燃
料集合体を提供することにある。

〔問題点を解決するための手段〕 前記目的を達成するため、本発明になる沸騰水型原子炉
用の燃料集合体は、断面中央部に限らず、周辺部にある
水ロッド、または、固体減速捧の燃料発熱部上半分に相
当する位置に突起、または、切り込み部を設け、突起ま
たは切り込みが燃料棒の軸線に直角な方向に対し、所定
の仰角をもつように構成する。

〔作用〕

このように燃料集合体を構成する理由は次の通りである
。

まず、従来水ロッドのように均質で断面が一様で両端が
上・下タイプレートで支持された物体の固有振動数ｆ、
（ｍは振動モード次数）は、ここで　λ、＝ｍπ Ｑ　＝支持点間距離 μ　：みかけの質量 ｅｉ：まげ剛性 ｉ　：慣性モーメント すなわち、水ロッドが固有振動数ｆ、で点動するときに
、上・下タイプレートとの間に機械的摩耗が生じ、さら
にスペーサとの間にも摩耗を生じる。

水ロッドの振幅は、均質で断面が一様のときに。

最も大きくなるので、長さ方向の一部で、たとえば、み
かけの質量μを変えてやれば、水ロンドの長さ方向の位
置により、振動数が異なるのでそれらが打消しあって振
幅が小さくなり、機械的摩耗を小さくすることができる
。このためには水ロッドの一部に突起または切り込みを
いれればよい。

ところでみかけの質量μは、水ロツド材、ジルカロイの
質量と振動時に作用する冷却水質量の和である。ジルカ
ロイと冷却水との質量比は約８．５であるから、水ロッ
ドの一部に突起または切り込みを入れることで、みかけ
の質量を変えることができ１機械的摩耗を有効に低減で
きる。

次に、水ロツド表面上の液膜を剥がして燃料棒表面に移
動するには、既に説明したように液の流れの慣性を引用
するのが最、も効率がよいので、突起、または、切れこ
みを燃料集合体軸線と直角の方向に対し所定の仰角をも
たせれば良い。

また、燃料棒表面で沸騰遷移が起るのは上部で冷却水が
環状流となって流れる位置なので、水ロンド表面の突起
、または、切り込みは集合体上部に取りつければ良い、
これらの突起、または、切り込みは集合体断面の中心部
、または１周辺部に水ロンドがあっても、その表面上の
液膜をはがして周囲の燃料棒に移すので、熱的余裕を増
大できる。

〔実施例〕

以下、本発明を実施例を引用して詳細に説明する。

第１図は本発明の第一の実施例の燃料集合体である。こ
の燃料集合体では９×９正方格子の中に配列された十二
本の水ロッド８０１，８０２表面に螺線状の突起１１を
燃料発熱長３７０■のうち。

下部から２８０〜３５０ｃｍの間に巻きピッチ１５】で
とりつけている。また突起１１の下部は燃料棒軸線と直
角な方向Ｘに対し６０’の仰角Ｏをもっている。

この燃料集合体の水ロッドは上・下のみかけの質量μが
異なるので振動の振幅は約３０％小さくなり、それに伴
い機械的摩耗も小さくなる。

第８図は第一の実施例での水ロツド８０１表面の液膜９
と隣接した燃料棒７の表面の液膜１０の軸方向変化を示
している。水ロツド表面液膜９は巻きピッチ１５ａｌの
突起１１により定期的に燃料棒７の表面に移動させられ
るので燃料棒表面液膜１０は厚さＯになりにくいので沸
騰遷移も起りにくくなる０本実施例を用いた場合には、
用いない場合にくらべ、限界出力は７％増大する。

本実施例では、突起１１を全水ロッドの上部にとりつけ
た。しかし、沸騰遷移は発熱割合大の燃料棒で起りやす
いので、突起はそのまわりの水ロッドのみにつけてもよ
い。たとえば、集合体断面中央部Ｌ（第１図）に発熱部
の燃料棒があるときには、中央部の水ロッド８０１の四
本にのみ突起をつけても同様の効果が得られる。逆に、
発熱部の燃料棒が集合体断面周辺部にあるときには、周
辺部水ロッドの表面にのみ突起をつけても同様の効果が
得られる。

なお、突起１１による液膜剥離により限界出力が増大す
るのは、二相流流動様式が環状流となるときなので、第
４図を参照して通常の沸騰水型原子炉でボイド率約７０
％となる、燃料発熱部の上部３５％の長さに突起をつけ
ればよい。

次に、本発明の第二の実施例になる燃料集合体を第９図
を用いて詳細に説明する。この実施例は断面中央部の二
本の太怪水ロッド８０３の表面に直径１．５　ｍのワイ
ヤを突起１１１として、発熱部３７０ａｎのうち、下部
から２８０〜３５０ａ１１の間にピッチ１５国で巻いた
ものである。

燃料棒の直径及び配列ピッチは第一の実施例と同じであ
る。

第二の実施例と第一の実施例とのちがいは仰角がない（
もしくは仰角θく０）ことである。そのた・め、太径水
ロツド８０３表面の液膜を剥雛する効果は突起直径を１
．５　ｍとしないと十分でない。

このため、第二の実施例では圧力損失が０．３ｐｓｉだ
け第一の実施例にくらべ大きくなる。

また、第一の実施例では突起付水ロッドが集合体断面で
分散していたので、発熱割合大の燃料棒の位置にかかわ
らず、限界出力聖人効果はほぼ同じであった。しかし、
第二の実施例では突起付水ロッドが集合体断面中央部に
ある。液膜の移動は水ロンドからの距離に依存して減る
ので、第１０図に示すように、水ロッドに近い燃料棒か
ら順にＱ、Ｒ，Ｓとグループ分けすると各グループ内に
発熱割合が大きい燃料棒がある場合、限界出力増大効果
は、それぞれ、７，５．２％であり、突起付水ロッドか
ら三層離れた燃料棒にも影響を及ぼす。

第二の実施例による振幅減少効果は約４０％であり、第
一の実施例よりも効果が大きい。

第一、第二の実施例では、ともに突起を水ロツド表面に
取りつけた。しかし、突起は液膜を剥離しても熱的に問
題が起らない集合体内の固体減速棒（たとえば、ジルコ
ニウムハイドライド、または、セリウムハイドライド使
用）などの表面につけても良い。

本発明の第三の実施例を第１１図を用いて詳細に説明す
る。第二の実施例と水ロンド、燃料捧直径などは同じも
のを第三の実施例は対象としている。第三の実施例では
、水ロッド８０３の表面に燃料棒軸線と垂直な方向Ｘに
対し、仰角θ＝７５゜となる高さ１＋＋ａの軸状の突起
１１２を燃料発熱長３７０■のうち、下部から２４０印
〜３５０■の間に、１０（１）の間隔で取り付けている
点が第二の実施例と異なる。また、突起１１２は集合体
断面の外側に向い、上がるように取りつけられており、
断面中央部Ｕに集まりやすい水を外側に移動しやすくす
る効果をもつ。この結果、Ｑ、Ｒ，Ｓに発熱割合大の燃
料棒がある場合、限界出力増大効果は８，６．３％と第
二の実施例よりも大きい。ただし、圧力損失も第二の実
施例にくらべて０．２ρｓｉ大きくなる。

第三の実施例による水ロンド８０３の振幅減少効果は約
４５％で第二の実施例よりも良い。

本発明の第四の実施例を第１２図を用いて詳細に説明す
る。これまでに述べた実施例にくらべて、第四の実施例
の異なっている点は断面中央部の正方形水ロッド８０４
の上部表面に線状の切り込み１１３をつけていることで
ある。切り込み１１３は仰角θ＝３０°となっている。

第四の実施例では、水コンド８０４近傍の燃料棒発熱割
合が大きいとき限界出力増大効果は４％であり、水ロッ
ドの振幅減少効果は約２０％である。また、圧力損失は
切り込みを入れない場合とほぼ同じである。

燃料棒軸線と直角方向Ｘに対する仰角θは水ロンド表面
液膜を効率良く剥離するためにつけられるもので、突起
の下部に３０°≦θ≦７５°の範囲であれば効果的であ
る。

本発明の第五の実施例を第１３図を用いて詳細に説明す
る。第五の実施例では集合体断面中央部に十字型に配置
した水ロッド８０５の八本の表面で集合体上部の半円状
の突起１１４を取りつけている。

突起１１．４は仰角θ＝４５°であり、集合体上部に複
数個とりつけられている。

第五の実施例による限界出力増大効果は４％であり、水
ロンド８０５の振幅減少効果は２５％である。

〔発明の効果〕

本発明によれば、燃料棒表面の液膜を厚くすることがで
き、通常運転時および過渡変化時の燃料集合体の熱的余
裕を増大することができ、さらに、水ロンドの機械的摩
耗を減少することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の第二の実施例の燃料集合体の水平断面
図、第２図は燃料集合体の斜視図、第３図は燃料集合体
の縦断面図、第４図はボイド率の変化による二相流流動
様式の変化を示す図、第５図は沸騰時における燃料棒表
面熱流束と被覆管表面温度の冷却材温度との差の関係を
示す沸騰曲線図、第６図は燃料集合体内のボイド率およ
び流速の分布図、第７図は従来の燃料棒および水ロッド
表面液瞑厚さの軸方向変化を示す図、第８図は本発明の
第一の実施例を用いたときの燃料棒および水ロツド表面
液膜厚さの軸方向変化を示す図、第９図は本発明の第二
の実施例の燃料集合体の水平断面図、第１０図は第二の
実施例で水ロツド表面突起により限界出力増大効果がほ
ぼ等しい燃料棒の分類図、第１１図は本発明の第三の実
施例の燃料集合体の水平断面図、第１２図は本発明の第
四の実施例の燃料集合体の水平断面図、第１３図は本発
明の第五の実施例の燃料集合体の水平断面図である。 １・・燃料集合体、２・・・チャンネルボックス、３・
・・燃料バンドル、４・・・上部タイプレート。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、多数本の燃料棒と水ロッドまたは固体減速棒を格子
   状に規則正しく配置した燃料集合体において、 前記水ロッドまたは前記固体減速棒の前記燃料集合体上
   部に相当する部分の表面に突起または切り込み部を設け
   たことを特徴とする燃料集合体。