KR20070100818A - 가압수형 원자로의 연료 집합체 및 연료 집합체의 설계방법 - Google Patents

가압수형 원자로의 연료 집합체 및 연료 집합체의 설계방법 Download PDF

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Abstract

가압수형 원자로의 연료 집합체 및 연료 집합체의 설계 방법에 있어서 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿을 지르코늄 합금제 연료 피복관에 충전시켜 연료봉을 형성하고, 연료봉을 복수 격자상으로 다발지어 연료 집합체를 구성하고, 연료 펠릿의 외경이 증가됨으로써 연료 집합체에 장하된 우라늄 중량이 증가되고, 그에 따른 연소도의 저하에 의한 반응도의 증가분이, 연료 펠릿의 외경의 증가에 의한 감속재의 감소가 가져오는 감속 부족으로 인하여 생기는 반응도의 저하분을 상회하는 영역 A 를 구하고, 이 반응도가 상회하는 영역 A 내에서 연료 펠릿의 직경을 설정한다.
가압수형 원자로, 연료 집합체

Description

가압수형 원자로의 연료 집합체 및 연료 집합체의 설계 방법{FUEL BUNDLE FOR PRESSURIZED-WATER REACTOR AND METHOD OF DESIGNING FUEL BUNDLE}
본 발명은 가압수형 원자로의 연료 집합체 및 연료 집합체의 설계 방법에 관한 것으로, 특히, 연료 펠릿의 태경화(太徑化)에 의한 반응도의 향상을 도모한 것이다.
가압수형 원자로 (PWR：Pressurized Water Reactor) 에서는, 경수를 원자로 냉각재 및 중성자 감속재로서 사용하여, 노심 전체에 걸쳐 비등하지 않는 고온 고압수로 하고, 이 고온 고압수를 증기 발생기로 이송하여 열교환에 의해 증기를 발생시키고, 이 증기를 터빈 발전기로 이송하여 발전시킨다.
이러한 가압수형 원자로에서, 원자로 용기 내에는, 복수의 연료봉 사이에 소정 수의 제어봉이 삽입되어 격자상으로 배열된 연료 집합체가 소정 수 저장되어 있다. 이 연료 집합체는, 예를 들어 17×17 의 정방 배열을 형성하는 연료봉 264 개, 노내 계장용 안내 심블 1 개, 제어봉 안내 심블 24 개로 구성되어 있다. 그리고, 이 연료봉은 저농축 이산화우라늄의 소결 펠릿을 지르칼로이 피복관에 삽입하고, 헬륨을 가압 밀봉한 밀봉 구조로 되어 있다.
그런데, 원자로에서는, 노심의 수명이 연료봉의 연소 특성으로부터 추정되 며, 고연소도화를 도모하기 위해 연료봉의 성능을 향상시키는 각종의 제안이 이루어져 있다. 예를 들어, 하기 특허 문헌 1 에서는, 피복관 내에 다수의 이산화우라늄 펠릿을 적층하여 중첩시키고, 상부 단전(端栓)과 하부 단전에 의해 내부를 밀봉시키고, 하부 단전 내에 형성한 중공부를 피복관의 내부와 연통시킴으로써 가스 공간 용적을 확대시켜 고연소도화 운전을 가능하게 하고 있다.
[특허 문헌 1] 일본 공개특허공보 평11－142560호
발명의 개시
발명이 해결하고자 하는 과제
연료 집합체의 연소도는 연료봉의 성능에 의존하는 것으로서, 노심 열출력, 운전 기간, 최고 연소도 등으로부터 연료 장하(裝荷) 중량이 결정되고, 이 연료 장하 중량으로부터 연료봉의 개수, 길이, 직경 (펠릿의 직경) 이 정해지고, 우라늄과 경수의 비율과 연료 경제성의 관계로부터 연료봉 피치가 결정되도록 되어 있다. 이 경우, 펠릿의 직경은 우라늄과 경수의 비율에 기초하는 감속률로부터 설정되는데, 항상 연료 경제성의 향상이 요청되고, 연료의 반응도의 향상이 요망되고 있다.
본 발명은 상기 서술한 과제를 해결하는 것으로서, 연료 펠릿의 직경의 최적화에 의해 반응도를 향상시킴으로써 노심의 수명을 연장할 수 있게 한 가압수형 원자로의 연료 집합체 및 연료 집합체의 설계 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.
과제를 해결하기 위한 수단
상기의 목적을 달성하기 위한 청구항 1 의 발명인 가압수형 원자로의 연료 집합체는, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿이 지르코늄 합금제 피복관에 충전되어 연료봉이 형성되고, 이 연료봉이 복수 격자상으로 다발지어져 구성된 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서, 상기 연료 펠릿의 외경이 증가됨으로써 상기 연료 집합체에 장하된 상기 우라늄의 중량이 증가되고, 상기 우라늄의 중량 증가에 따른 연소도의 저하에 의한 반응도의 증가분이, 상기 연료 펠릿의 외경의 증가에 의한 감속재의 감소가 가져오는 감속 부족으로 인하여 생기는 반응도의 저하분을 상회하는 태경화 이득 영역이 구해지고, 상기 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역 내에서 상기 연료 펠릿의 외경이 설정된 것을 특징으로 하는 것이다.
청구항 2 의 발명인 가압수형 원자로의 연료 집합체에서는, 상기 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역은, 상기 연료 펠릿의 외경의 증가로 인하여 뱃치 연소도가 저하되어도, 그 상대적인 저하분을 상회하여 사이클 연소도를 저하시키는 영역인 것을 특징으로 하고 있다.
청구항 3 의 발명인 가압수형 원자로의 연료 집합체는, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿이 지르코늄 합금제 피복관에 충전되어 연료봉이 형성되고, 이 연료봉이 복수 격자상으로 다발지어져 구성된 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서, 상기 복수의 연료봉이 17×17 의 정방 격자상이고, 연료봉 피치가 12.6㎜ 로 배열된 경우, 상기 연료 펠릿의 외경을 8.25㎜ 보다 크고, 그리고 8.62㎜ 이하로 설정한 것을 특징으로 하는 것이다.
청구항 4 의 발명인 가압수형 원자로의 연료 집합체는, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿이 지르코늄 합금제 피복관에 충전되어 연료봉이 형성되고, 이 연료봉이 복수 격자상으로 다발지어져 구성된 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서, 상기 복수의 연료봉이 15×15 의 정방 격자상이고, 연료봉 피치가 14.3㎜ 로 배열된 경우, 상기 연료 펠릿의 외경을 9.35㎜ 보다 크고, 그리고 10.11㎜ 이하로 설정한 것을 특징으로 하는 것이다.
청구항 5 의 발명인 가압수형 원자로의 연료 집합체는, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿이 지르코늄 합금제 피복관에 충전되어 연료봉이 형성되고, 이 연료봉이 복수 격자상으로 다발지어져 구성된 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서, 상기 복수의 연료봉이 14×14 의 정방 격자상이고, 연료봉 피치가 14.1㎜ 로 배열된 경우, 상기 연료 펠릿의 외경을 9.35㎜ 보다 크고, 그리고 9.64㎜ 이하로 설정한 것을 특징으로 하는 것이다.
청구항 6 의 발명인 연료 집합체의 설계 방법은, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿이 지르코늄 합금제 피복관에 충전되어 연료봉이 형성되고, 이 연료봉이 복수 격자상으로 다발지어져 구성된 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서, 상기 연료 펠릿의 외경을 증가시킴으로써 상기 연료 집합체에 장하된 상기 우라늄의 중량을 증가시키고, 상기 우라늄의 중량 증가에 따른 연소도의 저하에 의한 반응도의 증가분이, 상기 연료 펠릿의 외경의 증가에 의한 감속재의 감소가 가져오는 감속 부족으로 인하여 생기는 반응도의 저하분을 상회하는 태경화 이득 영역을 구하고, 상기 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역 내에서 상기 연료 펠릿의 외경을 설정한 것을 특징으로 하는 것이다.
청구항 7 의 발명인 연료 집합체의 설계 방법에서는, 상기 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역은, 상기 연료 펠릿의 외경의 증가로 인하여 뱃치 연소도가 저하되어도, 그 상대적인 저하분을 상회하여 사이클 연소도를 저하시키는 영역인 것을 특징으로 하고 있다.
발명의 효과
청구항 1 의 발명인 가압수형 원자로의 연료 집합체에 의하면, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿을 지르코늄 합금제 피복관에 충전하여 연료봉을 형성하고, 이 연료봉을 복수 격자상으로 다발지어 연료 집합체를 구성하고, 연료 펠릿의 외경이 증가됨으로써 이 연료 집합체에 장하된 우라늄의 중량이 증가되고, 이 우라늄의 중량 증가에 따른 연소도의 저하에 의한 반응도의 증가분이, 연료 펠릿의 외경의 증가에 의한 감속재의 감소가 가져오는 감속 부족으로 인하여 생기는 반응도의 저하분을 상회하는 태경화 이득 영역이 구해지고, 이 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역 내에서 연료 펠릿의 외경이 설정되어 있다. 연료 펠릿의 외경을 크게 하면, 감속재의 양의 감소로 인하여 감속이 악화되어 반응도가 저하되지만, 우라늄 장하량이 증가되어 연소도가 저하되기 때문에 반응도가 증가되는 것으로서, 이 양자의 관계에 있어서, 연료 펠릿의 외경의 증가, 즉, 우라늄 중량의 증가에 의한 반응도의 증가분이 감속재의 감소가 가져오는 감속 부족으로 인한 반응도의 저하분을 상회하는 영역이 있고, 이 영역 내에서 연료 펠릿의 외경을 설정함으로써 연료 펠릿의 직경이 최적화되고, 반응도가 증가되어 노심의 수명을 연장시킬 수 있다.
청구항 2 의 발명인 가압수형 원자로의 연료 집합체에 의하면, 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역을, 연료 펠릿의 외경의 증가로 인하여 뱃치 연소도가 저하되어도, 그 상대적인 저하분을 상회하여 사이클 연소도를 저하시키는 영역으로 했기 때문에, 연료 펠릿의 직경의 증가에 의한 뱃치 연소도의 저하분을, 사이클 연소도의 저하분이 상회하는 영역은 연료봉의 교체 개수를 감소시키는 영역으로서, 경제성을 향상시킬 수 있다.
청구항 3 의 발명인 가압수형 원자로의 연료 집합체에 의하면, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿을 지르코늄 합금제 피복관에 충전하여 연료봉을 형성하고, 이 연료봉을 복수 격자상으로 다발지어 구성된 연료 집합체를 구성하고, 복수의 연료봉이 17×17 의 정방 격자상이고, 연료봉 피치가 12.6㎜ 로 배열된 경우, 연료 펠릿의 외경을 8.25㎜ 보다 크고, 그리고 8.62㎜ 이하로 설정했기 때문에, 17×17 형 연료 집합체에서 연료 펠릿의 직경이 최적화되고, 반응도를 증가시킬 수 있다.
청구항 4 의 발명인 가압수형 원자로의 연료 집합체에 의하면, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿을 지르코늄 합금제 피복관에 충전하여 연료봉을 형성하고, 이 연료봉을 복수 격자상으로 다발지어 구성된 연료 집합체를 구성하고, 복수의 연료봉이 15×15 의 정방 격자상이고, 연료봉 피치가 14.3㎜ 로 배열된 경우, 연료 펠릿의 외경을 9.35㎜ 보다 크고, 그리고 10.11㎜ 이하로 설정했기 때문에, 15×15 형 연료 집합체에서 연료 펠릿의 직경이 최적화되고, 반응도를 증가시킬 수 있다.
청구항 5 의 발명인 가압수형 원자로의 연료 집합체에 의하면, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿을 지르코늄 합금제 피복관에 충전하여 연료봉을 형성하고, 이 연료봉을 복수 격자상으로 다발지어 구성된 연료 집합체를 구성하고, 복수의 연료봉이 14×14 의 정방 격자상이고, 연료봉 피치가 14.1㎜ 로 배열된 경우, 연료 펠릿의 외경을 9.35㎜ 보다 크고, 그리고 9.64㎜ 이하로 설정했기 때문에, 14×14 형 연료 집합체에서 연료 펠릿의 직경이 최적화되고, 반응도를 증가시킬 수 있다.
청구항 6 의 발명인 연료 집합체의 설계 방법에 의하면, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿을 지르코늄 합금제 피복관에 충전하여 연료봉을 형성하고, 이 연료봉을 복수 격자상으로 다발지어 구성된 연료 집합체를 구성하고, 연료 펠릿의 외경을 증가시킴으로써 연료 집합체에 장하된 우라늄의 중량을 증가시키고, 이 우라늄의 중량 증가에 따른 연소도의 저하에 의한 반응도의 증가분이, 연료 펠릿의 외경의 증가에 의한 감속재의 감소가 가져오는 감속 부족으로 인하여 생기는 반응도의 저하분을 상회하는 태경화 이득 영역을 구하고, 이 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역 내에서 연료 펠릿의 외경을 설정하고 있다. 연료 펠릿의 외경을 크게 하면, 감속재의 양의 감소로 인하여 감속이 악화되어 반응도가 저하되지만, 우라늄 장하량이 증가되어 연소도가 저하되기 때문에 반응도가 증가되는 것으로서, 이 양자의 관계에 있어서, 연료 펠릿의 외경, 즉, 우라늄 중량의 증가에 의한 반응도의 증가분이 감속재의 감소가 가져오는 감속 부족으로 인한 반응도의 저하분을 상회하는 영역이 있고, 이 영역 내에서 연료 펠릿의 외경을 설정함으로써 연료 펠릿의 직경이 최적화되고, 반응도가 증가되어 노심의 수명을 연장시킬 수 있다.
청구항 7 의 발명인 연료 집합체의 설계 방법에 의하면, 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역을, 연료 펠릿의 외경의 증가로 인하여 뱃치 연소도가 저하되어도, 그 상대적인 저하분을 상회하여 사이클 연소도를 저하시키는 영역으로 했기 때문에, 연료 펠릿의 직경의 증가에 의한 뱃치 연소도의 저하분을, 사이클 연소도의 저하분이 상회하는 영역은 연료봉의 교체 개수를 감소시키는 영역으로서, 경제성을 향상시킬 수 있다.
도 1 은 본 발명의 실시예 1 에 관련된 가압수형 원자로를 갖는 발전 설비의 개략 구성도이다.
도 2 는 실시예 1 의 가압수형 원자로의 내부 구조를 나타내는 개략 구성도이다.
도 3 은 가압수형 원자로의 노심 구조를 나타내는 개략도이다.
도 4 는 실시예 1 의 가압수형 원자로의 연료 집합체의 개략 구성도이다.
도 5 는 실시예 1 의 가압수형 원자로의 연료 집합체에서의 배열 구성을 나타내는 개략 단면도이다.
도 6 은 실시예 1 의 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서의 연료봉의 일부 단면도이다.
도 7 은 실시예 1 의 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서의 연료봉의 상세를 나타내는 주요부 단면도이다.
도 8 은 17×17 형 연료 집합체의 연소도에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프이다.
도 9 는 연료 펠릿 직경에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프이다.
도 10 은 연료 펠릿 직경에 대한 사이클 연소도 및 뱃치 연소도의 저하 비율 을 나타내는 그래프이다.
도 11 은 연료 펠릿 직경의 최적 영역을 나타내는 그래프이다.
도 12 는 본 발명의 실시예 2 에 관련된 가압수형 원자로에 있어서의 15×15 형 연료 집합체의 연소도에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프이다.
도 13 은 연료 펠릿 직경에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프이다.
도 14 는 연료 펠릿 직경의 최적 영역을 나타내는 그래프이다.
도 15 는 본 발명의 실시예 3 에 관련된 가압수형 원자로에 있어서의 14×14 형 연료 집합체의 연소도에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프이다.
도 16 은 연료 펠릿 직경에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프이다.
도 17 은 연료 펠릿 직경의 최적 영역을 나타내는 그래프이다.
*부호의 설명*
12 : 가압수형 원자로
31 : 원자로 용기
39 : 노심
40 : 연료 집합체
45 : 제어봉 구동 장치
47 : 제어봉 (제어봉 클러스터)
49 : 노내 계장 안내관
51 : 연료봉
55 : 제어봉 안내관
56 : 노내 계장용 안내 심블
61 : 연료봉
62 : 연료 피복관
Dp : 연료 펠릿 직경
Dr : 연료 피복관 외경
발명을 실시하기 위한 최선의 형태
이하에 첨부 도면을 참조하여, 본 발명에 관련된 가압수형 원자로의 연료 집합체 및 원자로의 바람직한 실시예를 상세히 설명한다. 또한, 이 실시예에 의해 이 발명이 한정되는 것은 아니다.
실시예 1
도 1 은 본 발명의 실시예 1 에 관련된 가압수형 원자로를 갖는 발전 설비의 개략 구성도, 도 2 는 실시예 1 의 가압수형 원자로의 내부 구조를 나타내는 개략 구성도, 도 3 은 가압수형 원자로의 노심 구조를 나타내는 개략도, 도 4 는 실시예 1 의 가압수형 원자로의 연료 집합체의 개략 구성도, 도 5 는 실시예 1 의 가압수형 원자로의 연료 집합체에서의 배열 구성을 나타내는 개략 단면도, 도 6 은 실시예 1 의 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서의 연료봉의 일부 단면도, 도 7 은 실시예 1 의 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서의 연료봉의 상세를 나타내는 주요부 단면도, 도 8 은 17×17 형 연료 집합체의 연소도에 대한 중성자 증배 율을 나타내는 그래프, 도 9 는 연료 펠릿 직경에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프, 도 10 은 연료 펠릿 직경에 대한 사이클 연소도 및 뱃치 연소도의 저하 비율을 나타내는 그래프, 도 11 은 연료 펠릿 직경의 최적 영역을 나타내는 그래프이다.
실시예 1 의 원자로는 경수를 원자로 냉각재 및 중성자 감속재로서 사용하여, 노심 전체에 걸쳐 비등하지 않는 고온 고압수로 하고, 이 고온 고압수를 증기 발생기로 이송하여 열교환에 의해 증기를 발생시키고, 이 증기를 터빈 발전기로 이송하여 발전시키는 가압수형 원자로 (PWR：Pressurized Water Reactor) 이다.
즉, 이 가압수형 원자로를 갖는 발전 설비에 있어서, 도 1 에 나타내는 바와 같이, 원자로 저장 용기 (11) 내에는, 가압수형 원자로 (12) 및 증기 발생기 (13) 가 저장되어 있고, 이 가압수형 원자로 (12) 와 증기 발생기 (13) 는 냉각수 배관 (14, 15) 을 통하여 연결되어 있으며, 냉각수 배관 (14) 에 가압기 (16) 가 형성되어 있으며, 냉각수 배관 (15) 에 냉각수 펌프 (17) 가 형성되어 있다. 이 경우, 감속재 및 1 차 냉각수로서 경수를 사용하고, 노심부에서의 1 차 냉각수의 비등을 억제하기 위해, 일차 냉각 계통은 가압기 (16) 에 의해 150∼160 기압 정도의 높은 압력을 가하고 있다. 따라서, 가압수형 원자로 (12) 에서, 연료로서 저농축 우라늄 또는 MOX 에 의해 1 차 냉각수로서 경수가 가열되고, 고온의 경수가 가압기 (16) 에 의해 소정의 고압으로 유지한 상태에서 냉각수 배관 (14) 을 통하여 증기 발생기로 이송된다. 이 증기 발생기 (13) 에서는, 고압 고온의 경수와 2 차 냉각수로서의 물 사이에서 열교환이 실행되고, 냉각된 경수는 냉각수 배관 (15) 을 통하여 가압수형 원자로 (12) 로 되돌려진다.
증기 발생기 (13) 는 원자로 저장 용기 (11) 의 외부에 형성된 터빈 (18) 및 복수기 (復水器 ; 19) 와 냉각수 배관 (20, 21) 을 통하여 연결되어 있으며, 냉각수 배관 (21) 에 급수 펌프 (22) 가 형성되어 있다. 또, 터빈 (18) 에는 발전기 (23) 가 접속되어 있으며, 복수기 (19) 에는 냉각수 (예를 들어, 해수) 를 급배하는 공급관 (24) 및 배수관 (25) 이 연결되어 있다. 따라서, 증기 발생기 (13) 에서, 고압 고온의 경수와 열교환을 실행하여 생성된 증기는, 냉각수 배관 (20) 을 통하여 터빈 (18) 으로 이송되고, 이 증기에 의해 터빈 (18) 을 구동시켜 발전기 (23) 에 의해 발전을 실행한다. 터빈 (18) 을 구동시킨 증기는 복수기 (19) 에서 냉각된 후, 냉각수 배관 (21) 을 통하여 증기 발생기 (13) 로 되돌려진다.
또, 가압수형 원자로 (12) 에서, 도 2 및 도 3 에 나타내는 바와 같이, 원자로 용기 (31) 는, 그 내부에 노내 구조물을 삽입할 수 있도록, 원자로 용기 본체 (32) 와 그 상부에 장착되는 원자로 용기 뚜껑 (33) 으로 구성되어 있으며, 이 원자로 용기 본체 (32) 에 대해 원자로 용기 뚜껑 (33) 을 개폐할 수 있도록 되어 있다. 원자로 용기 본체 (32) 는, 상부가 개구되고 하부가 폐색된 원통 형상을 이루고, 내면에 열 차폐재 (34) 가 고정되어 있으며, 상부에 1 차 냉각수 (경수) 를 급배하는 입구 노즐 (35) 및 출구 노즐 (36) 이 형성되어 있다.
이 원자로 용기 본체 (32) 내에서, 상하의 노심판 (37, 38) 에 의해 노심 (39) 이 형성되어 있으며, 내부에 다수의 연료 집합체 (40) 가 삽입되어 있다. 이 노심 (39) 은, 연료의 교체 순서를 고려하여 3 내지 4 개의 영역 (신연료, 1 사이클 조사 연료, 2 사이클 조사 연료, 3 사이클 조사 연료) 으로 구분되어 있으며, 또한, 90 도의 대칭성을 유지하도록 설계되어 있다. 본 실시예에서는 17×17 형 연료 집합체 (40) 의 형식으로 설계되어 있으며, 각 연료 집합체의 집합체 피치 (P1) 는 215㎜ 로 설정되어 있다. 또, 상부 노심판 (37) 의 상부에는 지주 (41) 를 통하여 상부 노심 지지판 (42) 이 고정되어 있으며, 이 상부 노심 지지판 (42) 과 상부 노심판 (37) 사이에 다수의 제어봉 클러스터 안내관 (43) 이 지지되어 있다. 또한, 원자로 용기 뚜껑 (33) 에 제어봉 구동 장치 (45) 가 지지되어 있으며, 각 제어봉 클러스터 구동축 (46) 은 제어봉 클러스터 안내관 (43) 내를 통과하여 연료 집합체 (40) 까지 연장되고, 하부에 제어봉 클러스터 (제어봉 ; 47) 가 장착되어 있다.
한편, 하부 노심판 (38) 의 하부에는 하부 노심 지지판 (48) 이 고정되어 있으며,이 하부 노심 지지판 (48) 에 노내 계장 안내관 (49) 이 지지되어 있다.
따라서, 제어봉 구동 장치 (45) 에 의해 제어봉 클러스터 (47) 를 이동시켜 연료 집합체 (40) 에 도시하지 않은 제어봉을 삽입함으로써, 노심 (39) 내에서의 핵 분열을 제어하고, 발생된 열에너지에 의해 원자로 용기 (31) 내에 충전된 경수가 가열되고, 고온의 경수가 출구 노즐 (36) 로부터 배출되어, 상기 서술한 바와 같이, 증기 발생기 (13) 로 이송된다. 즉, 연료 집합체 (40) 를 구성하는 연료로서의 우라늄 또는 플루토늄이 핵 분열됨으로써 중성자를 방출하고, 감속재 및 1 차 냉각수로서의 경수가, 방출된 고속 중성자의 운동 에너지를 저하시켜 열중성자로 하고, 새로운 핵 분열을 일으키기 쉽게 함과 동시에, 발생된 열을 빼앗아 냉각시킨다. 또, 제어봉 클러스터 (47) 를 연료 집합체 (40) 에 삽입함으로써, 노심 (39) 내에서 생성되는 중성자수를 조정하고, 또한, 원자로를 긴급히 정지시킬 때에는 노심에 급속히 삽입된다.
이 연료 집합체 (40) 는, 도 4 및 도 5 에 나타내는 바와 같이, 다수의 연료봉 (51) 이 지지 격자 (52) 에 의해 격자상으로 다발지어져 구성되며, 상단부에 상부 노즐 (53) 이 고정되는 한편, 하단부에 하부 노즐 (54) 이 고정되어 있다. 또한, 도 5 에서는, 번잡해지기 때문에, 연료봉 (51) 간의 격자 부분을 생략하고, 외주부만 모식적으로 도시했다. 본 실시예의 연료 집합체 (40) 는 17×17 형이고, 264 개의 연료봉 (51) 과, 제어봉 (47) 이 삽입되는 24 개의 제어봉 안내관 (55) 과, 도시하지 않은 노내 계장용 검출기가 삽입되는 1 개의 노내 계장용 안내 심블 (56) 로 이루어져 있으며, 각 연료봉 (51) 의 연료봉 피치 (P2) 는 12.6㎜ 로 설정되어 있다.
그리고, 연료봉 (51) 에 있어서, 도 6 에 나타내는 바와 같이, 연료 펠릿 (61) 은 핵 분열성 물질로서의 우라늄 235 를 5% 이하로 농축시킨 이산화우라늄을 소결하여 펠릿상으로 형성한 것이다. 연료 피복관 (62) 은 지르코늄 합금제이며, 내부에 소정 수의 연료 펠릿 (61) 이 충전되고, 상부에 스프링 (63) 이 장착됨으로써 눌려짐과 함께, 내부에 헬륨 가스가 충전된 상태에서, 상단부 및 하단부에 단전 (64, 65) 이 고정됨으로써 연료봉 (51) 이 형성되어 있다.
그런데, 상기 서술한 가압수형 원자로 (12) 에서는, 이 원자로가 소정 기간에 걸쳐 정격 열출력을 유지할 수 있도록 하기 위해, 노심 열출력, 운전 기간, 연료 집합체의 최고 연소도를 설정하고, 여기에서 필요한 연료 장하 중량이 결정된다. 그리고, 연료의 건전성을 유지할 수 있는 최대선 출력 밀도를 만족시킬 수 있도록 출력 피킹 계수를 고려하여 연료봉의 개수, 길이가 정해지고, 연료 장하 중량과 개수로부터 연료봉의 직경이 정해진다. 그 후, 연료 피복관을 적절히 선정하고, 연료봉의 거동 (조사 성장, 펠릿 변형, 펠릿 온도, 피복관 변형, FP 가스 방출, 피복관 부식) 을 고려하여 운전시의 이상한 과도 변화시에 있어서도 연료의 건전성이 확보되도록, 연료 피복관의 내경 및 외경이 결정된다. 한편, 경수 대 우라늄의 체적비 (H/U 비) 와 연료 경제성 (중성자 증배율) 의 관계는, H/U 비가 어느 값이 되면 중성자 증배율이 극대값을 갖는 데다가 볼록한 커브가 되어, 가압수형 원자로에서는, 감속재 (경수) 의 온도가 상승되었을 때에 중성자 증배율이 저하되도록 최적값보다 좌측, 즉, H/U 비가 더욱 커지면, 중성자 증배율이 증가되는 영역에서 연료봉 피치를 선정하고 있다. 이것은 「경수로 연료의 거동」 제27페이지 (재단 법인 원자력 안전 연구 협회, 경수로 연료의 거동 편집 위원회, 제4판 2003년 7월) 에 기재되어 있다. 이 때문에, 일단, 연료봉 피치가 선정되면, 노심 내에서의 쟁탈이 확정되기 때문에, 최적화할 수 있는 연료봉의 직경의 범위는 매우 한정된다.
일반적으로, 연료봉의 피치를 고정시킨 조건에서, 연료봉 (연료 펠릿) 의 직 경을 크게 하면, H/U 비가 저하, 즉, 감속재가 감소되어 감속이 나빠지고, 반응도가 저하된다고 여겨지고 있다. 그러나, 연료 집합체의 수명 중의 발생 열량을 일정하게 한 경우, 연료봉 (연료 펠릿) 의 직경을 크게 하면, 우라늄 장하량이 증가되기 때문에, 취출 연소도가 저하됨으로써 반응도가 증가되는 영역이 있다.
본 출원인에 의한 연료 집합체의 설계 방법에서는, 연료 경제성 (중성자 증배율) 을 향상시키기 위한 연료봉 (연료 펠릿) 의 최적화시에, 연료 집합체로부터 취출하는 열량을 일정으로 한 조건 하에서, 이 연료봉의 직경이나 연료 펠릿의 직경을 변화시켜 H/U 비가 변화되었을 때, 연료의 중량이 변동됨에 따른 연소도의 변화를 고려하여 중성자 증배율을 평가한다. 이로써, 연료봉 피치가 일정한 조건에서는, 연료봉이나 연료 펠릿의 직경이 변화되면, 중성자 증배율을 평가하는 연소도가 변화되기 때문에, H/U 비 대 중성자 증배율의 커브가 어긋난다. 예를 들어, 연료봉 및 연료 펠릿을 태경화하면, 동일한 취출 열량 하에서는 연소도가 저하되기 때문에 중성자 증배율은 커진다. 즉, 연료봉 및 펠릿의 직경을 변화시키기 전의 H/U 비 대 중성자 증배율의 커브보다 큰 값을 취하게 된다. 이 결과, 종래에는, 설계점보다 연료 집합체로부터 취출하는 열량이 일정한 상태 하에서는 연료봉 및 연료 펠릿을 어느 범위에서 태경화했을 때에, 중성자 증배율이 증가되는 영역이 있다는 것이 판명되었다.
상세히 설명하면, 가압수형 원자로의 노심은, 기본적으로 단일종 (농축도) 의 연료로 구성할 수 있으며, 그 연료의 반응도 특성으로부터 노심의 수명에 관한 특성을 추정할 수 있다. 이를 위한 기본이 되는 파라미터가 「당해 연료로 구 성되는 노심의 사이클 말기에 있어서의 전체 연료 집합체의 평균 연소도」를 부여하는 「뱃치 연소도」이며, 사이클 말기에서 상정하는 붕소 농도 잔량, 출력 레벨 하에서 정확하게 임계를 유지할 수 있는 연소도로서 정의된다. 이것은, 상정하는 노심의 크기 (연료 집합체의 개수) 가 변화되면, 중성자의 누설이 변화되기 때문에 약간의 영향을 받는데, 기본적으로는 「연료의 특성」량으로서, 개별 노심의 특성은 아니다. 노심을 구성하는 연료 집합체의 농축도가 높아지면, 뱃치 연소도는 높아져, 예를 들어, 4.8wt% 의 17×17 형 연료라면, 뱃치 연소도는 약 34GWd/t 전후가 된다. 그리고, 가압수형 원자로의 노심의 수명은, 노심을 구성하는 연료 전체의 평균 연소도가, 이 뱃치 연소도에 이른 시점에서 종료된다고 생각하면 거의 맞다. 따라서, 일반적으로는, 뱃치 연소도가 높은 연료로 구성되는 노심의 수명은 길어진다. 또는, 뱃치 연소도가 큰 연료를 사용함으로써, 동일한 노심의 수명을 유지하기 위한 신연료 교체 개수를 줄일 수 있다.
상기 서술한 뱃치 연소도를 B (MWd/t), 교체 배치수 (노심 내의 연료 집합체의 영역수) 를 n, 확보할 수 있는 사이클 연소도 (노심의 수명) 를 θ (MWd/t) 로 하면, 이하와 같은 관계가 있다.
B＝(n＋1)/2ㆍθ
이 수식을 변형하면,
n＝2B/θ-1
이 된다.
이 상기 수식에는 연료의 농축도나 우라늄 장하량, 또한 노심의 출력 레벨 등은 직접 표시되어 있지 않다. 이들은 뱃치 연소도 (B) 나 사이클 연소도 (노심의 수명 ; θ) 의 변화로서 고려된다. 상기 수식으로부터, 연료 설계를 바꾸어 뱃치 연소도 (B) 가 저하되었다고 해도, 그 상대적인 저하분을 상회하여 사이클 연소도 (노심의 수명 ; θ) 를 저하시킬 수 있으면, 교체 배치수 (n) 는 증가하게 된다. 이 교체 배치수 (n) 의 증가는, 교체 연료 개수의 감소와 등가이며, 동일 사이클 길이 하에서, 보다 유리한 연료 운용을 도모할 수 있으며, 경제성을 향상시킬 수 있다.
도 7 에 나타내는 바와 같이, 연료봉 (51) 에서, 직경 (Dp) 을 갖는 연료 펠릿 (61) 은, 소정의 간극 (G) 을 가지고 연료 피복관 (62) 내에 충전되어 있으며, 이 연료 피복관 (62) 은 소정의 두께 (T) 로 외경 (Dr) 으로 설정되어 있다. 도 8 은 연료 집합체의 연소도에 대한 중성자 증배율 (상대값) 을 나타내는 그래프로서, 연료 펠릿 (61) 의 직경 (Dp) 을 8.19㎜∼11.00㎜ 까지 변화시켰을 때의 중성자 증배율의 변화 정도를 나타내고 있다. 또한, 상기 서술한 종래의 연료 집합체의 설계 방법으로 설정한 연료 펠릿 (61) 의 직경 (Dp) 은 8.19㎜ 이고, 4.8wt% 17×17 형 연료의 뱃치 연소도 (B) 는 34200MWd/t 이기 때문에, 연료 펠릿 (61) 의 직경 Dp＝8.19㎜ 에서, 집합체 연소도 B＝34200 MWd/t 일 때의 중성자 증배율 (k∞) (상대값) 을 1.0 으로 설정하고 있다. 또, 연료 펠릿 (61) 의 직경 (Dp) 을 변화시켰다고 해도, 연료 피복관 (62) 과의 간극 (G) 과 연료 피복관 (62) 의 두께 (T) 는 변화되지 않는 것으로서 생각한다.
따라서, 도 8 의 그래프에 나타내는 바와 같이, 연소 기간 (집합체 연소도) 이 증가됨에 따라 중성자 증배율 (k∞) (반응도) 은 저하되고, 또한 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 증가시키면 감속재량이 감소되기 때문에 중성자 증배율은 저하된다. 뱃치 연소도는 노심을 임계로 정확하게 유지하기 위해 필요한 반응도 (중성자 증배율) 를 부여하는 점으로서, 펠릿 직경을 굵게 해도 k∞ 를 평가하는 연소도를 펠릿 직경이 8.19㎜ 일 때의 뱃치 연소도 (B＝34200MWd/t) 로 고정시키면, 연료 펠릿의 태경화에 따라 중성자 증배율은 단조롭게 저하 (도 8 의 그래프의 ○ 표시) 된다. 이 경우에는, 펠릿 직경을 태경화해도 연소도가 동일해지도록 사이클 길이를 연장시킨 것이 된다. 한편, 사이클 길이를 고정시켜 생각했을 경우, 연료 펠릿의 태경화에 따른 우라늄 중량의 증가에 따라 사이클 연소도는 저하 (도 8 의 그래프의 ◇ 표시) 된다. 즉, 연료 펠릿을 태경화하여 그 직경 (Dp) 을 연료봉 전체 길이에 걸쳐 D0 에서 D1 로 변경한 경우, 동일한 사이클 길이 (일수) 를 부여하는 사이클 연소도 θ0 과 θ1 에는 이하의 관계가 성립하기 때문에, 연료 펠릿의 태경화에 따라 사이클 연소도는 저하된다.
θ1/θ0＝(D0/D1)2
또한, 상기 서술한 바와 같이, 노심 열출력, 운전 기간, 연료 집합체의 최고 연소도로부터 연료 장하 중량이 결정되고, 출력 피킹 계수를 고려하여 연료봉의 개 수, 길이가 정해지고, 연료 장하 중량과 개수로부터 연료봉의 직경이 정해지고, 연료봉의 거동을 고려하여 연료 피복관의 내경 및 외경이 결정되고, 펠릿의 직경이 연료 피복관의 내경 및 외경과, 우라늄과 경수의 비율에 기초하는 감속률로부터 설정되고, 이 연료 펠릿의 직경 (D0) 은 이 방법으로 설정되며, 또 펠릿의 직경 (D0) 에 대응한 사이클 연소도가 θ0 이다.
또, 도 9 는 연료 펠릿의 직경에 대한 중성자 증배율 (상대값) 을 나타내는 그래프이다. 도 8 의 그래프로부터, 펠릿 직경 Dp＝D0＝8.19 일 때에 중성자 증배율 (k∞) (상대값) 이 1.0 이 되는 연소도 (도 8 중의 펠릿 직경 Dp＝D0 에 대해 그려진 곡선이, 그래프 좌상방으로부터 저하되어, 중성자 증배율 (k∞) (상대값)＝1.0 의 선과 교차하는 연소도, 즉, 펠릿 직경 (Dp) 에 대응하는 뱃치 연소도) 로부터, 펠릿 직경 (Dp) 의 증가에 따른 사이클 연소도의 저하 비율을 따라 중성자 증배율 (k∞) (상대값) 을 구한 것이다. 이 중성자 증배율 (k∞) (상대값) 이 1.0 을 상회하는 것은, 펠릿 직경 (Dp) 을 증가시켰을 때에 k∞ (상대값) 가 1.0 에 이르는 연소도 (도 8 의 각 펠릿 직경마다 그려진 곡선이, 그래프 좌상방으로부터 저하되어, 중성자 증배율 (k∞) (상대값)＝1.0 인 선과 교차하는 연소도, 즉, 각 펠릿 직경 (Dp) 에 대응하는 뱃치 연소도) 가, 사이클 연소도의 저하 비율로 줄인 연소도보다 높은 것을 의미하며, 뱃치 연소도의 저하 비율이 사이클 연소도의 저하 비율보다 작은 것을 의미하는 것밖에 되지 않는다.
이 때문에, 이 중성자 증배율 (상대값) 이 증가되는 것은, 연료 펠릿의 태경화를 진행시켰을 때의 뱃치 연소도 (B) 와 사이클 연소도 (θ) 의 비 (B/θ) 가 증가되는 것과 등가인 것이라고 생각할 수 있다. 따라서, 연료 펠릿의 직경의 증가에 대한 사이클 연소도의 저하 비율은, 상기 수식으로부터 점점 완만한 것이 되는 경향을 갖는다는 것을 알 수 있다. 한편, 도 10 은 도 8 의 그래프를 기초로 하여 펠릿 직경에 대한 사이클 연소도 및 뱃치 연소도의 저하 비율을 나타내는 그래프이다. 뱃치 연소도의 변화는, 이 도 10 에 나타내는 바와 같이, 연료 펠릿의 직경의 증가에 대해 점점 그 변화량이 증가되는 경향을 갖는다는 것을 알 수 있다. 이것은 연료 펠릿의 직경의 증가량이 늘면, 감속재량의 감소가 가속되어, 반응도에 주는 영향은 증가하는 경향을 가지기 때문이다. 이 양자를 비교하면, 연료 펠릿의 태경화의 정도가 도 10 에 나타내는 이득 한계 직경 이하가 되는 영역, 즉, 태경화 이득 영역에서는, 뱃치 연소도의 저하 비율보다 사이클 연소도의 저하 비율이 큰, 즉, 중성자 증배율이 1.0 이상이 되는 것을 알 수 있다.
도 11 은 연료 펠릿에 대한 중성자 증배율 (상대값) 을 나타내는 그래프로서, 특히, 연료 펠릿의 직경의 최적 영역을 나타내기 위해 도 9 의 그래프의 일부를 확대한 그래프이다. 이 도 11 의 그래프에 나타내는 바와 같이, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 이 8.19㎜ 보다 크고, 8.62㎜ 이하인 영역 (A17) 에서, 뱃치 연소도 (B) 와 사이클 연소도 (θ) 는 각각 저하되지만, 그 비 (B/θ) 는 증가된다. 즉, 중성자 증배율의 상대값이 1.0 을 상회하게 되고, 이 영역 (A17) 에서 연료 펠 릿의 태경화에 의해 교체 연료 개수를 저감시킬 수 있다는 장점을 낼 수 있다.
즉, 가압수형 원자로 (12) 에서, 연료봉 (51) 이 17×17 의 정방 격자상이고, 연료 집합체 피치 (P1) 가 215㎜, 연료봉 피치 (P2) 가 12.6㎜ 로 배열된 연료 집합체 (40) 에서, 연료 펠릿 (61) 의 직경 (Dp) 을 8.19㎜ 보다 크고, 그리고 8.62㎜ 이하로 설정함으로써, 이 연료 펠릿 (61) 의 직경을 최적화할 수 있으며, 종래의 연료 집합체보다 중성자 증배율을 향상시켜, 반응도를 향상시킬 수 있다. 이 경우, 연료 펠릿 (61) 의 직경 (Dp) 을 8.19＜Dp≤8.62㎜ 로 설정했는데, 최적값은 Dp＝8.40㎜ 이다.
또한, 17×17 형식의 연료 집합체에서는, 설계상, 연료 집합체 피치 (P1) 를 215㎜, 연료봉 피치 (P2) 를 12.6㎜ 로 했는데, 연료 집합체 피치 (P1) 에 대해서는 치수 공차를 ±1㎜ 정도, 연료봉 피치 (P2) 에 대해서는 치수 공차를 ±0.1㎜ 정도 가미하는 것이 필요하다. 또, 연료 펠릿 (61) 과 연료 피복관 (62) 의 간극 (G) 을 0.08㎜ 정도로 하고, 지르코늄 합금제 연료 피복관 (62) 의 두께를 0.57㎜ 정도 확보하는 것이 필요하다. 또한, 연료 펠릿 (61) 의 직경 (Dp) 의 하한값을 8.19㎜ 보다 큰 것으로 했는데, 치수 공차를 고려하여 8.25㎜ 이상으로 하는 것이 바람직하다.
이와 같이 실시예 1 의 원자로에 의하면, 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿 (61) 을 지르코늄 합금제 연료 피복관 (62) 에 충전시켜 연료봉 (51) 을 형성하고, 이 연료봉 (51) 을 복수 격자상으로 다발지어 연료 집합체 (40) 를 구성하고, 연료 집합체 (40) 로부터의 발생 열량을 일정하게 한 경우, 연료 펠릿 (61) 의 외경이 증가됨으로써 연료 집합체 (40) 에 장하된 우라늄의 중량이 증가되고, 그에 따른 연소도의 저하에 의한 반응도의 증가분이, 이 연료 펠릿 (61) 의 외경의 증가에 따라 발생하는 경수 (감속재) 의 양의 감소에 의한 감속 부족으로 인하여 생기는 반응도의 저하분을 상회하는 영역 (태경화 이득 영역 ; A17) 을 구하고, 이 중성자 증배율이 상회하는 영역 (A17) 내에서 연료 펠릿 (61) 의 직경을 설정하고 있다.
연료 펠릿 (61) 의 외경을 크게 하면, 감속재로서의 경수의 양의 감소로 인하여 감속이 악화되어 반응도가 저하되지만, 우라늄 장하량이 증가되어 연소도가 저하되기 때문에 반응도가 증가되며, 이 양자의 관계에 있어서, 연료 펠릿 (61) 의 외경의 증가에 따른 연료 장하량 증가에 의한 반응도의 증가분이, 감속재의 양의 감소에 의한 감속 부족으로 인한 반응도의 저하분을 상회하는 영역 (A17) 이 있으며, 이 영역 (A17) 내에서 연료 펠릿 (61) 의 외경을 설정함으로써, 연료 펠릿 (61) 의 직경이 최적화되고, 반응도를 증가시켜 노심의 수명을 연장시킬 수 있다.
이 경우, 반응도가 상회하는 영역 (A17) 은, 연료 펠릿 (61) 의 외경의 증가로 인하여 뱃치 연소도가 저하되어도, 그 상대적인 저하분을 상회하여 사이클 연소도를 저하시키는 영역이고, 이 연료 펠릿 (61) 의 직경의 증가에 의한 뱃치 연소도 의 저하분을, 사이클 연소도의 저하분이 상회하는 영역 (A17) 은, 연료봉 (51) 의 교체 개수를 감소시키는 영역으로서, 경제성을 향상시킬 수 있다.
구체적으로는, 가압수형 원자로 (12) 에서, 연료봉 (51) 이 17×17 의 격자상이고, 연료 집합체 피치 (P1) 가 215㎜, 연료봉 피치 (P2) 가 12.6㎜ 로 배열된 연료 집합체 (40) 에 있어서, 연료 펠릿 (61) 의 직경 (Dp) 을 8.19㎜ 보다 크고, 그리고 8.62㎜ 이하로 설정하고 있다. 따라서, 이 연료 펠릿 (61) 의 직경을 최적화할 수 있으며, 종래의 연료 집합체보다 중성자 증배율을 향상시켜, 반응도를 향상시킬 수 있다.
실시예 2
도 12 는 본 발명의 실시예 2 에 관련된 가압수형 원자로에 있어서의 15×15 형 연료 집합체의 연소도에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프, 도 13 은 연료 펠릿 직경에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프, 도 14 는 연료 펠릿 직경의 최적 영역을 나타내는 그래프이다. 또한, 상기 서술한 실시예에서 설명한 것과 동일한 기능을 갖는 부재에는 동일한 부호를 붙이고, 중복하는 설명은 생략한다.
실시예 2 의 가압수형 원자로의 연료 집합체는, 연료봉이 15×15 의 격자상이고, 연료 집합체 피치 (P1) 가 215㎜, 연료봉 피치 (P2) 가 14.3㎜ 로 배열된 것이다. 그리고, 본 실시예에서는, 상기 서술한 실시예 1 과 동일하게, 연료 펠릿을 태경화한 특정 영역에서는, 연료 집합체의 뱃치 연소도의 저하 비율보다 사이클 연소도의 저하 비율이 큰, 즉, 중성자 증배율이 향상되는 것으로서, 이 영역에 서 연료 집합체를 설계하도록 하고 있다.
도 12 는 15×15 형식의 연료 집합체의 연소도에 대한 중성자 증배율 (상대값) 을 나타내는 그래프로서, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 9.29㎜∼11.29㎜ 까지 변화시켰을 때의 중성자 증배율의 변화 정도를 나타내고 있다. 또한, 상기 서술한 종래의 연료 집합체의 설계 방법으로 설정한 연료 펠릿의 직경 (Dp) 은 9.29㎜ 이고, 4.8wt% 15×15 형 연료의 뱃치 연소도 B＝33100MWd/t 이기 때문에, 연료 펠릿의 직경 Dp＝9.29㎜ 에서, 집합체 연소도 (B) 는 33100MWd/t 일 때의 중성자 증배율 (k∞) (상대값) 을 1.0 으로 설정하고 있다. 또, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 변화시켰다고 해도, 연료 피복관과의 간극 (G) 과 연료 피복관의 두께 (T) 는 변화하지 않는 것으로서 생각한다.
따라서, 도 12 의 그래프에 나타내는 바와 같이, 연소 기간 (집합체 연소도) 이 증가됨에 따라 중성자 증배율 (k∞) (반응도) 은 저하되고, 또한 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 증가시키면 감속재량이 감소되기 때문에 중성자 증배율은 저하된다. 뱃치 연소도는 노심을 임계로 정확하게 유지하기 위해 필요한 반응도 (중성자 증배율) 를 부여하는 점으로서, 펠릿 직경을 굵게 해도 k∞ 를 평가하는 연소도를 펠릿 직경이 9.29㎜ 일 때의 뱃치 연소도 (B＝33100MWd/t) 로 고정시키면, 연료 펠릿의 태경화에 따라 중성자 증배율은 단조롭게 저하 (도 12 의 그래프의 ○ 표시) 된다. 이 경우에는, 펠릿 직경을 태경화해도 연소도가 동일해지도록 사이클 길이를 연장 시킨 것이 된다. 한편, 사이클 길이를 고정시켜 생각했을 경우, 연료 펠릿의 태경화에 따른 우라늄 중량의 증가에 따라 사이클 연소도는 저하 (도 12 의 그래프의 ◇ 표시) 된다. 즉, 연료 펠릿을 태경화하여 그 직경 (Dp) 을 연료봉 전체 길이에 걸쳐 D0 에서 D1 로 변경한 경우, 상기 서술한 실시예 1 에서 설명한 바와 같이, 연료 펠릿의 태경화에 따라 사이클 연소도는 저하된다.
또, 도 13 은 연료 펠릿에 대한 중성자 증배율 (상대값) 을 나타내는 그래프로서, 이 중성자 증배율 (상대값) 이 증가하는 것은, 연료 펠릿의 태경화를 진행시켰을 때의 뱃치 연소도 (B) 와 사이클 연소도 (θ) 의 비 (B/θ) 가 증가하는 것과 등가인 것으로 생각할 수 있다. 따라서, 상기 서술한 실시예 1 에서 설명한 바와 같이, 연료 펠릿의 직경의 증가에 대한 사이클 연소도의 저하 비율은 점점 완만해지는 경향을 갖는다는 것을 알 수 있다. 한편, 뱃치 연소도의 변화는, 상기 서술한 실시예 1 과 동일하게, 연료 펠릿의 직경의 증가에 대해 점점 그 변화량이 증가되는 경향을 갖는다는 것을 알 수 있다. 이것은 연료 펠릿의 직경의 증가량이 늘면, 감속재량의 감소가 가속되어, 반응도에 주는 영향은 증가하는 경향을 갖기 때문이다. 이 양자를 비교하면, 연료 펠릿의 태경화의 정도가 작은 영역에서는, 뱃치 연소도의 저하 비율보다 사이클 연소도의 저하 비율이 큰, 즉, 중성자 증배율이 1.0 이상이 된다고 생각할 수 있다.
도 14 는 연료 펠릿의 직경에 대한 중성자 증배율 (상대값) 을 나타내는 그래프로서, 특히, 연료 펠릿의 직경의 최적 영역을 나타내기 위해 도 13 의 그래프 를 확대한 그래프이다. 이 도 14 의 그래프에 나타내는 바와 같이, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 이 9.29㎜ 보다 크고, 10.11㎜ 이하인 영역 (A15) 에서, 뱃치 연소도 (B) 와 사이클 연소도 (θ) 는 각각 저하되지만, 그 비 (B/θ) 는 증가된다. 즉, 중성자 증배율의 상대값이 1.0 을 상회하게 되고, 이 영역 (A15) 에서 연료 펠릿의 태경화에 의해 교체 연료 개수를 저감시킬 수 있다는 장점을 낼 수 있다.
즉, 가압수형 원자로에서, 연료봉이 15×15 의 정방 격자상이고, 연료 집합체 피치 (P1) 가 215㎜, 연료봉 피치 (P2) 가 14.3㎜ 로 배열된 연료 집합체에서, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 9.29㎜ 보다 크고, 그리고 10.11㎜ 이하로 설정함으로써, 이 연료 펠릿의 직경을 최적화할 수 있으며, 종래의 연료 집합체보다 중성자 증배율을 향상시켜, 반응도를 증가시킬 수 있다. 이 경우, 연료 펠릿의 직경 (Dp)㎜ 를, 9.29＜Dp≤10.11㎜ 로 설정했는데, 최적값은 Dp＝9.69㎜ 이다.
또한, 15×15 형식의 연료 집합체에서는, 설계상, 연료 집합체 피치 (P1) 를 215㎜, 연료봉 피치 (P2) 를 14.3㎜ 로 했는데, 연료 집합체 피치 (P1) 에 대해서는 치수 공차를 ±1㎜ 정도, 연료봉 피치 (P2) 에 대해서는 치수 공차를 ±0.1㎜ 정도 가미하는 것이 필요하다. 또, 연료 펠릿과 연료 피복관의 간극 (G) 을 0.09㎜ 정도로 하고, 지르코늄 합금제 연료 피복관의 두께를 0.62㎜ 정도 확보하는 것이 필요하다. 또한, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 의 하한값을 9.29㎜ 보다 큰 것으로 했 는데, 치수 공차를 고려하여 9.35㎜ 이상으로 하는 것이 바람직하다.
이와 같이 실시예 2 의 원자로에 의하면, 가압수형 원자로에서, 연료봉이 15×15 의 격자상이고, 연료 집합체 피치 (P1) 가 215㎜, 연료봉 피치 (P2) 가 14.3㎜ 로 배열된 연료 집합체에 있어서, 연료 집합체로부터의 발생 열량을 일정하게 한 경우, 연료 펠릿의 외경이 증가됨으로써 연료 집합체에 장하된 우라늄의 중량이 증가되고, 그에 따른 연소도의 저하에 의한 반응도의 증가분이, 이 연료 펠릿의 외경의 증가에 따라 발생하는 경수 (감속재) 의 양의 감소에 의한 감속 부족으로 인하여 생기는 반응도의 부족분을 상회하는 영역 (태경화 이득 영역 ; A15) 으로서, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 9.29㎜ 보다 크고, 그리고 10.11㎜ 이하로 설정하고 있다. 따라서, 이 연료 펠릿의 직경을 최적화할 수 있으며, 종래의 연료 집합체보다 중성자 증배율을 증가시켜, 반응도를 증가시킬 수 있다.
실시예 3
도 15 는 본 발명의 실시예 3 에 관련된 가압수형 원자로에 있어서의 14×14 형 연료 집합체의 연소도에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프, 도 16 은 연료 펠릿 직경에 대한 중성자 증배율을 나타내는 그래프, 도 17 은 연료 펠릿 직경의 최적 영역을 나타내는 그래프이다. 또한, 상기 서술한 실시예에서 설명한 것과 동일한 기능을 갖는 부재에는 동일한 부호를 붙이고, 중복되는 설명은 생략한다.
실시예 3 의 가압수형 원자로의 연료 집합체는, 연료봉이 14×14 의 정방 격자상이고, 연료 집합체 피치 (P1) 가 198㎜, 연료봉 피치 (P2) 가 14.1㎜ 로 배열된 것이다. 그리고, 본 실시예에서는, 상기 서술한 실시예 1 과 동일하게, 연료 펠릿을 태경화한 특정 영역에서는, 연료 집합체의 뱃치 연소도의 저하 비율보다 사이클 연소도의 저하 비율이 큰, 즉, 중성자 증배율이 향상되는 것으로서, 이 영역에서 연료 집합체를 설계하도록 하고 있다.
도 15 는 14×14 형식의 연료 집합체의 연소도에 대한 중성자 증배율 (상대값) 을 나타내는 그래프로서, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 9.29㎜∼11.29㎜ 까지 변화시켰을 때의 중성자 증배율의 변화 정도를 나타내고 있다. 또한, 상기 서술한 종래의 연료 집합체의 설계 방법으로 설정한 연료 펠릿의 직경 (Dp) 은 9.29㎜ 이고, 4.8wt% 14×14 형 연료의 뱃치 연소도 (B) 는 32000MWd/t 이기 때문에, 연료 펠릿의 직경 Dp＝9.29㎜ 에서, 집합체 연소도 B＝32000MWd/t 일 때의 중성자 증배율 (k∞) (상대값) 을 1.0 으로 설정하고 있다. 또, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 변화시켰다고 해도, 연료 피복관과의 간극 (G) 과 연료 피복관의 두께 (T) 는 변화되지 않는 것으로서 생각한다.
따라서, 도 15 의 그래프에 나타내는 바와 같이, 연소 기간 (집합체 연소도) 이 증가됨에 따라 중성자 증배율 (k∞) (반응도) 은 저하되고, 또한 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 증가시키면 감속재량이 감소되기 때문에 중성자 증배율은 저하된다. 뱃치 연소도는 노심을 임계로 정확하게 유지하기 위해 필요한 반응도 (중성자 증배율) 를 부여하는 점으로서, 펠릿 직경을 굵게 해도 k∞ 를 평가하는 연소도를 펠릿 직경이 9.29㎜ 일 때의 뱃치 연소도 (B＝32000 MWd/t) 로 고정시키면, 연료 펠릿의 태경화에 따라 중성자 증배율은 단조롭게 저하 (도 15 의 그래프의 ○ 표시) 된다. 이 경우에는, 펠릿 직경을 태경화해도 연소도가 동일해지도록 사이클 길이를 연장시킨 것이 된다. 한편, 사이클 길이를 고정시켜 생각했을 경우, 연료 펠릿의 태경화에 따른 우라늄 중량의 증가에 따라 사이클 연소도는 저하 (도 15 의 그래프의 ◇ 표시) 된다. 즉, 연료 펠릿을 태경화하여 그 직경 (Dp) 을 연료봉 전체 길이에 걸쳐 D0 에서 D1 로 변경한 경우, 상기 서술한 실시예 1 과 동일하게, 연료 펠릿의 태경화에 따라 사이클 연소도는 저하된다.
또, 도 16 은 연료 펠릿의 직경에 대한 중성자 증배율 (상대값) 을 나타내는 그래프로서, 이 중성자 증배율 (상대값) 이 증가하는 것은, 연료 펠릿의 태경화를 진행시켰을 때의 뱃치 연소도 (B) 와 사이클 연소도 (θ) 의 비 (B/θ) 가 증가하는 것과 등가인 것으로 생각할 수 있다. 따라서, 상기 서술한 실시예 1 과 동일하게, 연료 펠릿의 직경의 증가에 대한 사이클 연소도의 저하 비율은 차츰 완만해지는 경향을 갖는다는 것을 알 수 있다. 한편, 뱃치 연소도의 변화는, 상기 서술한 실시예 1 과 동일하게, 연료 펠릿의 직경의 증가에 대해 차츰 그 변화량이 증가되는 경향을 갖는다는 것을 알 수 있다. 이것은 연료 펠릿의 직경의 증가량이 늘면, 감속재량의 감소가 가속되어, 반응도에 주는 영향은 증가하는 경향을 갖기 때문이다. 이 양자를 비교하면, 연료 펠릿의 태경화의 정도가 작은 영역에서는, 뱃치 연소도의 저하 비율보다 사이클 연소도의 저하 비율이 큰, 즉, 중성 자 증배율이 1.0 이상이 된다고 생각할 수 있다.
도 17 은 연료 펠릿의 직경에 대한 중성자 증배율 (상대값) 을 나타내는 그래프로서, 특히, 연료 펠릿의 직경의 최적 영역을 나타내기 위해 도 16 의 그래프를 확대시킨 그래프이다. 이 도 17 의 그래프에 나타내는 바와 같이, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 이 9.29㎜ 보다 크고, 9.64㎜ 이하인 영역 (A14) 에서, 뱃치 연소도 (B) 와 사이클 연소도 (θ) 는 각각 저하되지만, 그 비 (B/θ) 는 증가된다. 즉, 중성자 증배율의 상대값이 1.0 을 상회하게 되고, 이 영역 (A14) 에서 연료 펠릿의 태경화에 의해 교체 연료 개수를 저감시킬 수 있다는 장점을 낼 수 있다.
즉, 가압수형 원자로에서, 연료봉이 14×14 의 정방 격자상이고, 연료 집합체 피치 (P1) 가 198㎜, 연료봉 피치 (P2) 가 14.1㎜ 로 배열된 연료 집합체에서, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 9.29㎜ 보다 크고, 그리고 9.64㎜ 이하로 설정함으로써, 이 연료 펠릿의 직경을 최적화할 수 있으며, 종래의 연료 집합체보다 중성자 증배율을 증가시켜, 반응도를 증가시킬 수 있다. 이 경우, 연료 펠릿의 직경 (Dp)㎜ 를 9.29＜Dp≤9.64㎜ 로 설정했는데, 최적값은 Dp＝9.47㎜ 이다.
또한, 14×14 형식의 연료 집합체에서는, 설계상, 연료 집합체 피치 (P1) 를 198㎜, 연료봉 피치 (P2) 를 14.1㎜ 로 했는데, 연료 집합체 피치 (P1) 에 대해서는 치수 공차를 ±1㎜ 정도, 연료봉 피치 (P2) 에 대해서는 치수 공차를 ±0.1㎜ 정도 가미하는 것이 필요하다. 또, 연료 펠릿과 연료 피복관의 간극 (G) 을 0.09㎜ 정도로 하고, 지르코늄 합금제 연료 피복관의 두께를 0.62㎜ 정도 확보하는 것이 필요하다. 또한, 연료 펠릿의 직경 (D1) 의 하한값을 9.29㎜ 보다 큰 것으로 했는데, 치수 공차를 고려하여 9.35㎜ 이상으로 하는 것이 바람직하다.
이와 같이 실시예 3 의 원자로에 의하면, 가압수형 원자로에서, 연료봉이 14×14 의 격자상이고, 연료 집합체 피치 (P1) 가 198㎜, 연료봉 피치 (P2) 가 14.1㎜ 로 배열된 연료 집합체에 있어서, 연료 집합체로부터의 발생 열량을 일정하게 한 경우, 연료 펠릿의 외경이 증가됨으로써 연료 집합체에 장하된 우라늄의 중량이 증가되고, 그에 따른 연소도의 저하에 의한 반응도의 증가분이, 이 연료 펠릿의 외경의 증가에 따라 발생하는 경수 (감속재) 의 양의 감소에 의한 감속 부족으로 인하여 생기는 반응도의 부족분을 상회하는 영역 (태경화 이득 영역) ; A14) 으로서, 연료 펠릿의 직경 (Dp) 을 9.29㎜ 보다 크고, 그리고 9.64㎜ 이하로 설정하고 있다. 따라서, 이 연료 펠릿의 직경을 최적화할 수 있으며, 종래의 연료 집합체보다 중성자 증배율을 향상시켜, 반응도를 향상시킬 수 있다.
본 발명에 관련된 가압수형 원자로의 연료 집합체 및 연료 집합체의 설계 방법은, 연료 펠릿 (61) 의 외경을 증가시킴으로써 반응도가 향상되는 영역을 구하여 연료 펠릿의 직경의 최적화를 도모하는 것으로서, 어떤 종류의 가압수형 원자로의 연료 집합체나 그 설계 방법에도 적용할 수 있다.

Claims (7)

  1. 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿이 지르코늄 합금제 피복관에 충전되어 연료봉이 형성되고, 이 연료봉이 복수 격자상으로 다발지어져 구성된 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서, 상기 연료 펠릿의 외경이 증가됨으로써 상기 연료 집합체에 장하된 상기 우라늄의 중량이 증가되고, 상기 우라늄의 중량 증가에 따른 연소도의 저하에 의한 반응도의 증가분이, 상기 연료 펠릿의 외경의 증가에 의한 감속재의 감소가 가져오는 감속 부족으로 인하여 생기는 반응도의 저하분을 상회하는 태경화 이득 영역이 구해지고, 상기 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역 내에서 상기 연료 펠릿의 외경이 설정된 것을 특징으로 하는 가압수형 원자로의 연료 집합체.
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역은, 상기 연료 펠릿의 외경의 증가로 인하여 뱃치 연소도가 저하되어도, 그 상대적인 저하분을 상회하여 사이클 연소도를 저하시키는 영역인 것을 특징으로 하는 가압수형 원자로의 연료 집합체.
  3. 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿이 지르코늄 합금제 피복관에 충전되어 연료봉이 형성되고, 이 연료봉이 복수 격자상으로 다발지어져 구성된 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서, 상기 복수의 연료봉이 17×17 의 정방 격자상이고, 연 료봉 피치가 12.6㎜ 로 배열된 경우, 상기 연료 펠릿의 외경을 8.25㎜ 보다 크고, 그리고 8.62㎜ 이하로 설정한 것을 특징으로 하는 가압수형 원자로의 연료 집합체.
  4. 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿이 지르코늄 합금제 피복관에 충전되어 연료봉이 형성되고, 이 연료봉이 복수 격자상으로 다발지어져 구성된 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서, 상기 복수의 연료봉이 15×15 의 정방 격자상이고, 연료봉 피치가 14.3㎜ 로 배열된 경우, 상기 연료 펠릿의 외경을 9.35㎜ 보다 크고, 그리고 10.11㎜ 이하로 설정한 것을 특징으로 하는 가압수형 원자로의 연료 집합체.
  5. 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿이 지르코늄 합금제 피복관에 충전되어 연료봉이 형성되고, 이 연료봉이 복수 격자상으로 다발지어져 구성된 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서, 상기 복수의 연료봉이 14×14 의 정방 격자상이고, 연료봉 피치가 14.1㎜ 로 배열된 경우, 상기 연료 펠릿의 외경을 9.35㎜ 보다 크고, 그리고 9.64㎜ 이하로 설정한 것을 특징으로 하는 가압수형 원자로의 연료 집합체.
  6. 우라늄 산화물을 소결한 연료 펠릿이 지르코늄 합금제 피복관에 충전되어 연료봉이 형성되고, 이 연료봉이 복수 격자상으로 다발지어져 구성된 가압수형 원자로의 연료 집합체에 있어서, 상기 연료 펠릿의 외경을 증가시킴으로써 상기 연료 집합체에 장하된 상기 우라늄의 중량을 증가시키고, 상기 우라늄의 중량 증가에 따 른 연소도의 저하에 의한 반응도의 증가분이, 상기 연료 펠릿의 외경의 증가에 의한 감속재의 감소가 가져오는 감속 부족으로 인하여 생기는 반응도의 저하분을 상회하는 태경화 이득 영역을 구하고, 상기 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역 내에서 상기 연료 펠릿의 외경을 설정한 것을 특징으로 하는 연료 집합체의 설계 방법.
  7. 제 6 항에 있어서,
    상기 반응도가 상회하는 태경화 이득 영역은, 상기 연료 펠릿의 외경의 증가로 인하여 뱃치 연소도가 저하되어도, 그 상대적인 저하분을 상회하여 사이클 연소도를 저하시키는 영역인 것을 특징으로 하는 연료 집합체의 설계 방법.
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