WO2018074341A1 - 燃料集合体及びそれを装荷する沸騰水型原子炉の炉心 - Google Patents

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順一 三輪
岳 光安
道隆 小野
哲士 日野
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日立Ｇｅニュークリア・エナジー株式会社
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    • Y02E30/00—Energy generation of nuclear origin
    • Y02E30/30—Nuclear fission reactors

Definitions

  • the present invention relates to a fuel assembly and a core of a boiling water reactor loaded with the fuel assembly.
  • a boiling water reactor (hereinafter, referred to as a reduced-speed spectrum boiling water reactor) in which the neutron spectrum is hardened.
  • the low-deceleration spectral boiling water reactor can be a high conversion reactor in which a fuel region loaded with plutonium fuel and a blanket region loaded with depleted uranium fuel are arranged in the same manner as a fast reactor using liquid sodium as a coolant.
  • the neutron absorber disposed in the blanket region (low concentration region) of the low plutonium enriched fuel absorbs neutrons not only when the void ratio increases but also during normal operation. Therefore, it is necessary to increase the plutonium enrichment in order to increase the amount of fissile material for making the core of the boiling water reactor critical, and there is a concern that the neutron economy will deteriorate. For this reason, in Patent Document 1, the blanket region of the low plutonium enriched fuel in which the neutron absorber is disposed should be shortened in the axial direction, and this leads to insufficient improvement in the void reactivity coefficient. Therefore, the present invention provides a fuel assembly capable of improving the void reactivity coefficient in a boiling water reactor in which the neutron spectrum is hardened during operation and improving the safety of the reactor, and the boiling water atom loaded therewith. Provide the core of the reactor.
  • a fuel assembly according to the present invention is a fuel assembly loaded in a square lattice pattern on a core of boiling water atoms, and the fuel assembly is operated at a rated power.
  • the sum of the uranium nuclide and the super uranium nuclide in the channel box of the fuel assembly The ratio of the number density of hydrogen to the number density of hydrogen is 0.6 or more and 2.1 or less, and the low-power blanket region of the fuel assembly having zero burnup occupies the uranium nuclide and the ultra-uranium nuclide of the fuel
  • the super uranium nuclide is enriched in a deteriorated uranium oxide so that plutonium 239 is 0.1 wt% or more and 1.0 wt% or less.
  • the core of the boiling water reactor according to the present invention is a core of a boiling water reactor in which a plurality of fuel assemblies are loaded in a square lattice shape, and the core of the fuel assembly has a rated output.
  • the uranium nuclides and ultra-uranium in the channel box of the fuel assembly are provided with a high-power fuel region and a low-power blanket region in the axial direction in a state where the core is operated at a rated power.
  • the ratio of the number density of hydrogen to the total number density of nuclides is 0.6 or more and 2.1 or less
  • the low-power blanket region of a fuel assembly having zero burnup includes the uranium nuclides and super uranium of fuel.
  • the super uranium nuclide is enriched in a deteriorated uranium oxide so that plutonium 239 in the nuclide is 0.1 wt% or more and 1.0 wt% or less.
  • a fuel assembly capable of improving the void reactivity coefficient in a boiling water reactor in which the neutron spectrum is hardened during operation and improving the safety of the reactor, and the boiling water atom loaded therewith It becomes possible to provide the core of the reactor. Problems, configurations, and effects other than those described above will be clarified by the following description of embodiments.
  • FIG. 1 is a schematic configuration in the axial direction of a fuel assembly according to an embodiment 1 of an embodiment of the present invention and an AA cross-sectional view (transverse cross-sectional view) of the fuel assembly.
  • FIG. 2 is a transverse cross-sectional view (horizontal cross-sectional view) of a core of a boiling water reactor in which a plurality of fuel assemblies shown in FIG. 1 are loaded. It is a schematic block diagram of the improved boiling water nuclear reactor which has a core shown in FIG.
  • the fuel assembly according to the present invention and the boiling water reactor to which the core of the boiling water reactor loaded with the fuel assembly is applied include a recirculation pump and water (cooling water) as a coolant.
  • a normal boiling water reactor (BWR) in which cooling water is circulated by flowing outside the reactor pressure vessel and flowing back into the downcomer inside the reactor pressure vessel, is equipped with an internal pump, and the cooling water is atomized.
  • Improved boiling water reactor (ABWR) that circulates in the reactor pressure vessel, natural circulation system of cooling water by Chimney eliminates the need for recirculation pumps in BWRs and internal pumps in ABWRs Economical Boiling Water Reactor (Economic Simulated Boi) ling Water Reactor (ESBWR) and the like.
  • ABWR is demonstrated to an example as a boiling water reactor which has a core with which the fuel assembly concerning the present invention is loaded. Embodiments of the present invention will be described below with reference to the drawings.
  • ABWR improved boiling water reactor
  • 872 fuel assemblies are loaded on the core.
  • the fuel assembly according to the present invention has a cross section.
  • the present invention can also be applied to other boiling water reactors having different numbers of fuel assemblies loaded with cross-shaped control rods (cross-shaped control rods).
  • FIG. 3 is a schematic configuration diagram of an improved boiling water reactor (ABWR).
  • an improved boiling water reactor 20 having a core in which a fuel assembly (described later in detail) of the present embodiment is loaded has a cylindrical core shroud 26 in a reactor pressure vessel 21.
  • a core 22 provided with a plurality of fuel assemblies (not shown) is installed in the core shroud 26.
  • a shroud head 30 covering the core 22 a steam separator 28 attached to the shroud head 30 and extending upward, and steam drying disposed above the steam separator 28.
  • a container 29 is provided.
  • An upper grid plate 24 is disposed in the core shroud 26 below the shroud head 30, is attached to the core shroud 26, and is positioned at the upper end of the core 22.
  • a core support plate 23 is disposed in the core shroud 26 at the lower end of the core 22 and is installed in the core shroud 26.
  • a plurality of fuel support fittings 25 are installed on the core support plate 23.
  • a control rod guide tube 32 is provided in the reactor pressure vessel 21 so that a plurality of cross-shaped control rods (not shown) can be inserted into the core 22 in order to control the nuclear reaction of the fuel assembly. It has been.
  • the control rod drive mechanism 33 is provided in a control rod drive mechanism housing (not shown) installed below the bottom of the reactor pressure vessel 21, and the control rod is connected to the control rod drive mechanism 33.
  • a plurality of internal pumps 31 are installed in the lower mirror 34 that is the bottom of the reactor pressure vessel 21 so as to penetrate the reactor pressure vessel 21 from below.
  • the plurality of internal pumps 31 are outside the outermost peripheral portion of the plurality of control rod guide tubes 32 and are annularly spaced from each other at a predetermined interval, and a plurality of internal pumps 31 are arranged. Thereby, the internal pump 31 does not interfere with the control rod guide tube 32 or the like.
  • An impeller of each internal pump 31 is positioned in an annular downcomer 27 formed between the cylindrical core shroud 26 and the inner surface of the reactor pressure vessel 21.
  • Water (cooling water) that is a coolant in the reactor pressure vessel 21 is supplied to the core 22 from the lower mirror 34 side via the downcomer 27 by the impellers of the internal pumps 31.
  • the cooling water flowing into the reactor core 22 is heated by a nuclear reaction of a fuel assembly (not shown), becomes a gas-liquid two-phase flow, and flows into the steam-water separator 28.
  • the gas-liquid two-phase flow flowing through the steam separator 28 is separated into steam (gas phase) containing moisture and water (liquid phase), and the liquid phase again falls to the downcomer 27 as cooling water.
  • the steam (gas phase) is introduced into the steam dryer 29 and moisture is removed, and then supplied to the turbine (not shown) via the main steam pipe 35.
  • the internal pump 31 forcibly circulates cooling water to the core 22 in order to efficiently cool the heat generated in the core 22.
  • FIG. 1 is a schematic configuration in the axial direction of the fuel assembly of the present embodiment and an AA cross-sectional view (transverse cross-sectional view) of the fuel assembly.
  • FIG. 2 shows the fuel assembly shown in FIG. It is a cross-sectional view (horizontal cross-sectional view) of the core of a boiling water reactor loaded with a plurality of bodies.
  • the fuel assembly 1 has a triangular cross section of fuel rods 3 with 243 outer diameters of 7.2 mm and a gap of 1.5 mm inside a channel box 2 having a square cross section (horizontal cross section). It is densely arranged.
  • Each fuel rod 3 has upper and lower tie plates at the upper and lower end tie plates (not shown), and a fuel spacer (not shown) that separates the middle of the fuel rod 3 at a constant interval in the axial direction. Is retained.
  • a gap water region 4 that is saturated water and a cross-shaped control rod (a cross-shaped control rod) 5 are inserted outside the channel box 2.
  • the upper half of the cruciform control 5 is provided with a follower portion made of carbon, which is a substance having a lower deceleration ability than light water that is cooling water.
  • a water exclusion plate filled with carbon which is a substance having a lower deceleration ability than light water that is cooling water. 6 is installed.
  • the fuel assembly 1 has an effective fuel length of 180 cm, and as an axial configuration, a high-power fuel region 12 having an output that is equal to or higher than the average linear power density of the core 22 during rated power operation.
  • the low-power upper blanket 11, the first internal blanket region 13, and the second internal blanket region 14 having an output equal to or lower than the average linear power density of the core 22 are alternately arranged.
  • the first internal blanket region 13 is located upstream (downward in the axial direction of the fuel assembly 1) along the direction of the coolant flow, and downstream ( A second internal blanket region 14 is arranged via the fuel region 12 on the upper side in the axial direction of the fuel assembly 1.
  • the fuel rod 3 is a cladding tube (not shown) of pellets (not shown) of oxides of deteriorated uranium or mixed oxides (hereinafter referred to as MOX fuel) enriched with deteriorated uranium and a transuranium nuclide containing fission plutonium. ).
  • MOX fuel oxides of deteriorated uranium or mixed oxides
  • FIG. 2 is a cross-sectional view (horizontal cross-sectional view) of the core 22 of an improved boiling water reactor (ABWR) in which a plurality of fuel assemblies 1 shown in FIG. 1 are loaded.
  • ABWR improved boiling water reactor
  • 872 fuel assemblies 1 are loaded on the core 22 in a square lattice pattern, except for a plurality of fuel assemblies 1 arranged on the outermost periphery.
  • the fuel assembly 1 is loaded on the core 22 so as to surround the cross-shaped control rod 5.
  • the cross-sectional view (horizontal cross-sectional view) of the fuel assembly 1 shown in the right figure of FIG. 1 shows one fuel assembly 1 out of the four fuel assemblies. As shown in the right figure of FIG.
  • the two sides connected at one corner constituting the channel box 2 having a square cross section (horizontal cross section) are connected to the two blades of the cross-shaped control rod 5 and a slight gap.
  • the core 22 is loaded so as to face each other.
  • the two sides connected at the other corner located diagonally to the one corner are slightly spaced from the two sides constituting the water exclusion plate 6 having a L-shaped cross section (horizontal section).
  • the core 22 is loaded so as to face each other.
  • FIG. 4 shows the average void fraction at the rated output in the channel box 2 in the first internal blanket region 13 shown in the left diagram of FIG. 1, and the cross section shown in the right diagram of FIG.
  • the change of the void reactivity coefficient with respect to the burnup is shown.
  • the ratio of the number density of hydrogen to the total number density of uranium nuclides and super uranium nuclides in the channel box 2 at a burnup of zero hereinafter referred to as H / HM
  • H / HM burnup of zero
  • a curve a shows a change in the void reactivity coefficient with respect to the burnup of the deteriorated uranium oxide normally used for the blanket.
  • Curve b shows the change in the void reactivity coefficient with respect to the burnup of the MOX fuel having a fissile plutonium enrichment of 0.4 wt% and a plutonium 239 enrichment of 0.3 wt%.
  • Curve c shows the change in the void reactivity coefficient with respect to the burnup of MOX fuel with a fissile plutonium enrichment of 1.1 wt% and a plutonium 239 enrichment of 0.9 wt%.
  • the fissile plutonium enrichment is the weight ratio of fissile plutonium (the sum of plutonium 239 and plutonium 241) to the total weight of the uranium nuclide and the transuranium nuclide, and the plutonium 239 enrichment is This is the weight ratio of plutonium 239 to the total weight of uranium nuclide and transuranium nuclide.
  • FIG. 5 shows the average void fraction at the rated output in the channel box 2 in the second internal blanket region 14 shown in the left diagram of FIG. 1, and the cross section shown in the right diagram of FIG. The change of the void reactivity coefficient with respect to the burnup is shown.
  • the H / HM in the channel box 2 at a burnup of zero is 1.2.
  • a curve a shows a change in the void reactivity coefficient with respect to the burnup of the deteriorated uranium oxide usually used for the blanket.
  • Curve b shows the change in the void reactivity coefficient with respect to the burnup of the MOX fuel having the composition of fissile plutonium enrichment 0.4 wt% and plutonium 239 enrichment 0.3 wt% at a burnup of zero.
  • Curve c shows the change in the void reactivity coefficient with respect to the burnup of MOX fuel having a composition of fissile plutonium enrichment 1.1 wt% and plutonium 239 enrichment 0.9 wt% at zero burnup. Yes.
  • Low enrichment MOX fuel (MOF fuel with 0.4 wt% fissile plutonium enrichment and 0.3 wt% plutonium 239 enrichment) curve b, and low enrichment MOX fuel (fissile plutonium enrichment)
  • the curve c of the MOX fuel having a degree of 1.1 wt% and a plutonium 239 enrichment of 0.9 wt% has a small change in the void reactivity coefficient due to combustion.
  • the fission and capture of plutonium 239 greatly contribute to the void reactivity coefficient.
  • Curve a using the depleted uranium oxide as a blanket has a burnup of zero and plutonium 239 of zero, and generation of plutonium 239 makes the void reactivity coefficient negative.
  • the low enrichment MOX fuel of the curves b and c contains plutonium 239 from the beginning of combustion, the void reactivity coefficient is more negative than the curve a using the deteriorated uranium oxide as a blanket.
  • plutonium 239 accumulates due to combustion, but at the same time, the neutron spectrum becomes harder (shifted to the higher energy side), and plutonium 240 contributing to positive void reactivity coefficient accumulates. The decrease is moderate.
  • FIG. 5 a curve of plutonium 239 enrichment 0.9 wt% is shown.
  • the void coefficient is more positive than the curve b having a plutonium 239 enrichment of 0.3%, but c is more negative than the curve a using the deteriorated uranium oxide as a blanket at the beginning of combustion.
  • FIG. 6 shows a void reactivity coefficient at zero burnup when H / HM in the channel box 2 is changed from 0.6 to 2.1 in the transverse section (horizontal section) of the second inner blanket region 14. ing. That is, it is a graph showing a change in the void reactivity coefficient with respect to H / HM in the transverse section (horizontal section) of the second internal blanket region 14 having zero burnup.
  • FIG. 7 shows a void reactivity coefficient at a burnup of 15 GWd / t when H / HM in the channel box 2 is changed from 0.6 to 2.1 in the cross section (horizontal cross section) of the second internal blanket region 14. Is shown.
  • FIGS. 6 and 7 is a deteriorated uranium oxide commonly used for a blanket at a burnup of zero
  • curve b is a fissile plutonium enrichment of 0.4 wt% at a burnup of zero.
  • curve c is a MOX with a burnup of zero fissile plutonium enrichment of 1.1 wt% and a composition of plutonium 239 enrichment of 0.9 wt% It is fuel.
  • curve a using blanket of depleted uranium oxide does not accumulate plutonium 239. Therefore, both the curve b and curve c of the low enrichment MOX fuel have a void reactivity coefficient from curve a. Is more negative.
  • FIG. 6 where the burnup is zero, curve a using blanket of depleted uranium oxide does not accumulate plutonium 239. Therefore, both the curve b and curve c of the low enrichment MOX fuel have a void reactivity coefficient from curve a. Is more negative.
  • the curve c of the low enrichment MOX fuel is more void than the curve a in which the deteriorated uranium oxide is used as a blanket in the entire region where H / HM is 0.6 to 2.1.
  • the reactivity coefficient deteriorates.
  • FIG. 8 shows that the H / HM in the channel box 2 at a burnup of zero is 0.6 for the transverse section (horizontal section) of the second internal blanket region 14, and the average void ratio at the rated output in the channel box 2 is
  • the change of the void reactivity coefficient with respect to the burnup when the transverse cross section shown in the right diagram of FIG. 1 is burned in a two-dimensional system is shown. That is, it is a graph showing the change in the void reactivity coefficient with respect to the burnup in the cross section (horizontal cross section) of the second internal blanket region 14 having H / HM of 0.6.
  • curve a is depleted uranium oxide commonly used for blankets at zero burnup
  • curve b is fissile plutonium enrichment 0.4 wt% at zero burnup
  • plutonium 239 rich MOX fuel having a composition of 0.3 wt%
  • curve c is a MOX fuel having a composition of 1.1 wt% fissile plutonium at a burnup of zero and a composition of 0.9 wt% plutonium 239 is there.
  • the H / HM in the channel box 2 is made smaller than 0.6 to make the neutron spectrum harder (shifted to the higher energy side), the burn-up becomes a little richer as it progresses slightly from zero. It was found that the degree of void reactivity coefficient of the MOX fuel (curve b and curve c) was worse than that of the depleted uranium oxide (curve a).
  • FIG. 9 is a graph showing changes in the void reactivity coefficient of the boiling water reactor with respect to the plutonium 239 enrichment in the first internal blanket region and the second internal blanket region. That is, FIG. 9 shows the fuel shown in the left diagram of FIG. 1 when the first inner blanket region 13 and the second inner blanket region 14 shown in the left diagram of FIG. 1 are changed from the deteriorated uranium oxide to the low enrichment MOX.
  • 3 is a graph in which the void reactivity coefficient of the core 22 of FIG. 2 loaded with the assembly 1 is plotted against the plutonium 239 enrichment of the low enrichment MOX.
  • degraded uranium oxide blanket As shown in FIG. 1 , the fuel region 12 is loaded with a highly enriched MOX fuel with a fissile plutonium enrichment of 26 wt%.
  • the core 22 has a heat output of 3926 MW and a take-off burnup of 45 GWd / t.
  • the point where the degree of plutonium 239 enrichment is zero indicates the case where degraded uranium oxide is used as a conventional blanket (hereinafter referred to as degraded uranium oxide blanket). As shown in FIG.
  • the conventional deteriorated uranium oxide is obtained.
  • the void reactivity coefficient could be made more negative than blanket. As shown by the curve a in FIG. 9, the void reactivity coefficient was a minimum of ⁇ 11 pcm /% void when the plutonium 239 enrichment was 0.3 wt%.
  • the fuel assembly 1 includes the high-power fuel region 12 and the low-power output in the axial direction (along the direction of the coolant flow) in a state where the core 22 is operated at the rated power.
  • Fuel regions first internal blanket region 13 and second internal blanket region 14.
  • the ratio (H / HM) of the hydrogen number density to the total number density of uranium nuclides and super uranium nuclides in the channel box 2 of the fuel assembly 1 is obtained.
  • the low-power fuel regions (first internal blanket region 13 and second internal blanket region 14) of the fuel assembly 1 that are 0.6 or more and 2.0 or less and have a burnup of 0
  • the transuranium nuclides are enriched with depleted uranium oxide so that the fissile plutonium (plutonium 239) in the uranium nuclides is 0.1 wt% or more and 1.0 wt% or less.
  • the fuel assembly 1 which can improve the void reactivity coefficient in the boiling water reactor in which the neutron spectrum is hardened during operation and can improve the safety of the reactor can be realized.
  • the above-described fuel assembly 1 into the reactor core 22, boiling that can improve the void reactivity coefficient in a boiling water reactor in which the neutron spectrum is hardened during operation and improve the safety of the reactor.
  • a water reactor can be realized.
  • the fuel reactivity that can improve the void reactivity coefficient in the boiling water reactor in which the neutron spectrum is hardened during operation and the safety of the reactor can be improved, and the boiling water type that loads the fuel assembly.
  • a reactor core can be realized.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view (horizontal cross-sectional view) of the fuel assembly of the second embodiment according to another embodiment of the present invention
  • FIG. 11 shows the second inner blanket region having an H / HM of 1.8.
  • It is a graph which shows the change of the void reactivity coefficient with respect to the burnup in a cross section (horizontal cross section).
  • the cross section (horizontal cross section) of the fuel assembly only the internal blanket region of the fuel rod disposed on the outermost periphery is filled with the low enrichment MOX fuel, and the fuel rod disposed on the outermost periphery.
  • the difference from Example 1 is that the internal blanket region of the fuel rod other than the above is filled with deteriorated uranium oxide.
  • the same components as those in the first embodiment are denoted by the same reference numerals, and the description overlapping with that in the first embodiment is omitted below.
  • FIG. 10 corresponds to the cross sectional view (horizontal cross section) of the fuel assembly 1 shown in the left diagram of FIG.
  • the void reactivity coefficient of the low enrichment MOX fuel becomes more negative than the deteriorated uranium oxide as the H / HM increases.
  • the gap water region 4 in FIG. 10 is saturated water, the fuel rods 3a arranged on the outermost periphery in FIG. 10 (arranged closest to the channel box 2) are more H / H than the other fuel rods 3b.
  • HM is large.
  • FIG. 11 shows the combustion change in the void reactivity coefficient in the same manner as in FIG. 4 in the first embodiment. That is, with respect to the first internal blanket region 13 of the fuel assembly 1, the average void ratio at the rated output in the channel box 2 is determined, and the void reaction with respect to the burnup when the cross section shown in FIG. The change of the degree coefficient is shown.
  • H / HM in the channel box 2 at a burnup of zero is 1.8.
  • a curve a shows a change in the void reactivity coefficient with respect to the burnup of the deteriorated uranium oxide usually used for the blanket.
  • Curve b shows a void with respect to the burnup when all the fuel rods 3a and 3b are MOX fuel having a fissile plutonium enrichment of 0.4 wt% and a plutonium 239 enrichment of 0.3 wt%. The change in reactivity coefficient is shown.
  • These curve a and curve b are the same as the curve a and curve b shown in FIG.
  • Curve c indicates that the fuel rod 3a disposed on the outermost periphery shown in FIG.
  • the void reactivity coefficient of the core 22 in which the fuel assembly 1 in which the fuel rod configuration of the curve c in FIG. 11 is arranged on the core 22 having the heat output 3926 MW and the take-off burnup 45 GWd / t shown in FIG. 2 is ⁇ 15 pcm /% void As compared with the configuration of Example 1 described above, the void reactivity coefficient was more negative.
  • the void reactivity coefficient can be made more negative than the configuration of the first embodiment, and the void reactivity coefficient can be further improved. It becomes possible.
  • this invention is not limited to the above-mentioned Example, Various modifications are included.
  • the above-described embodiments have been described in detail for easy understanding of the present invention, and are not necessarily limited to those having all the configurations described.
  • a part of the configuration of one embodiment can be replaced with the configuration of another embodiment, and the configuration of another embodiment can be added to the configuration of one embodiment.

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Abstract

運転中に中性子スペクトルを硬化させた沸騰水型原子炉におけるボイド反応度係数を改善し、原子炉の安全性を向上し得る燃料集合体及びそれを装荷する沸騰水型原子炉の炉心を提供する。　沸騰水型原子の炉心２２に正方格子状に装荷される燃料集合体１は、炉心２２が定格出力で運転されている状態で軸方向に高出力の燃料領域１２及び低出力のブランケット領域（１３，１４）を備え、炉心２２が定格出力で運転されている状態で、チャンネルボックス２内のウラン核種と超ウラン核種の合計の個数密度に対する水素の個数密度の比が０．６以上２．１以下であり、且つ、燃焼度ゼロの燃料集合体１の低出力のブランケット領域（１３，１４）は、燃料のウラン核種及び超ウラン核種に占めるプルトニウム２３９が０．１ｗｔ％以上１．０ｗｔ％以下となるよう超ウラン核種を劣化ウラン酸化物に富化されている。

Description

燃料集合体及びそれを装荷する沸騰水型原子炉の炉心
　本発明は、燃料集合体及びそれを装荷する沸騰水型原子炉の炉心に関する。
　現在運転中の燃料集合体及び十字型制御棒を装荷している沸騰水型原子炉において燃料集合体内の燃料棒を三角格子稠密に配置するとともに、運転中にチャンネルボックス内でボイドを発生させることによって中性子スペクトルを硬化させた沸騰水型原子炉（以下、低減速スペクトル沸騰水型原子炉と称する）が提唱されている。
　低減速スペクトル沸騰水型原子炉は液体ナトリウムを冷却材とする高速炉と同様にプルトニウム燃料を装荷した燃料領域と劣化ウラン燃料を装荷したブランケット領域を配置した高転換炉とすることができる。
　しかしながら、低減速スペクトル沸騰水型原子炉では中性子スペクトルの硬化のため、冷却材である水（冷却水）の炉心流量が減少しチャンネルボックス内のボイド率が上昇した際に投入される反応度であるボイド反応度係数の負の絶対値が減少するという課題がある。原子炉の安全な運転のためにはボイド反応度係数の負を維持する必要がある。
　このような低減速スペクトル沸騰水型原子炉でボイド反応度係数を低減する技術として、例えば、特許文献１に記載される技術が提案されている。特許文献１では、ブランケット領域に低プルトニウム富化度燃料を配する低濃度領域を設けるとともに、このブランケット領域に中性子吸収材を配置することで、ボイド率増加時の中性子吸収量を増大させて、ボイド反応度係数をより負にしている。具体的には、燃料集合体の横断面（水平断面）内において、低濃度領域に、ボロン１０（Ｂ１０）の濃度を高めた濃縮ボロンを中性子吸収材として、分散配置する構成が開示されている。
特開２０００－２４１５８２号公報
　しかしながら、特許文献１に記載される構成では、低プルトニウム富化度燃料のブランケット領域（低濃度領域）に配置される中性子吸収材はボイド率増加時のみならず、通常運転時においても中性子を吸収しており、そのため沸騰水型原子炉の炉心を臨界にするための核分裂性物質量を増加させるためにプルトニウム富化度を高くする必要があり、中性子経済性が悪化する懸念がある。そのため、特許文献１では中性子吸収材が配置される低プルトニウム富化度燃料のブランケット領域を軸方向において短尺化すべきとしており、これでは、ボイド反応度係数の改善が不十分となる。
　そこで、本発明は、運転中に中性子スペクトルを硬化させた沸騰水型原子炉におけるボイド反応度係数を改善し、原子炉の安全性を向上し得る燃料集合体及びそれを装荷する沸騰水型原子炉の炉心を提供する。
　上記課題を解決するため、本発明に係る燃料集合体は、沸騰水型原子の炉心に正方格子状に装荷される燃料集合体であって、前記燃料集合体は、炉心が定格出力で運転されている状態で軸方向に高出力の燃料領域及び低出力のブランケット領域を備え、炉心が定格出力で運転されている状態で、前記燃料集合体のチャンネルボックス内のウラン核種と超ウラン核種の合計の個数密度に対する水素の個数密度の比が０．６以上２．１以下であり、且つ、燃焼度ゼロの燃料集合体の前記低出力のブランケット領域は、燃料のウラン核種及び超ウラン核種に占めるプルトニウム２３９が０．１ｗｔ％以上１．０ｗｔ％以下となるよう前記超ウラン核種が劣化ウラン酸化物に富化されていることを特徴とする。
　また、本発明に係る沸騰水型原子炉の炉心は、正方格子状に複数体の燃料集合体が装荷される沸騰水型原子炉の炉心であって、前記燃料集合体は、炉心が定格出力で運転されている状態で軸方向に高出力の燃料領域及び低出力のブランケット領域を備え、炉心が定格出力で運転されている状態で、前記燃料集合体のチャンネルボックス内のウラン核種と超ウラン核種の合計の個数密度に対する水素の個数密度の比が０．６以上２．１以下であり、且つ、燃焼度ゼロの燃料集合体の前記低出力のブランケット領域は、燃料のウラン核種及び超ウラン核種に占めるプルトニウム２３９が０．１ｗｔ％以上１．０ｗｔ％以下となるよう前記超ウラン核種が劣化ウラン酸化物に富化されていることを特徴とする。
　本発明によれば、運転中に中性子スペクトルを硬化させた沸騰水型原子炉におけるボイド反応度係数を改善し、原子炉の安全性を向上し得る燃料集合体及びそれを装荷する沸騰水型原子炉の炉心を提供することが可能となる。
　上記した以外の課題、構成及び効果は、以下の実施形態の説明により明らかにされる。
本発明の一実施例に係る実施例１の燃料集合体の軸方向における概略構成及び当該燃料集合体のＡ－Ａ断面矢視図（横断面図）である。 図１に示す燃料集合体が複数体装荷される沸騰水型原子炉の炉心の横断面図（水平断面図）である。 図２に示す炉心を有する改良型沸騰水型原子炉の概略構成図である。 Ｈ／ＨＭが１．８の第１内部ブランケット領域の横断面（水平断面）における燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示すグラフである。 Ｈ／ＨＭが１．２の第２内部ブランケット領域の横断面（水平断面）における燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示すグラフである。 燃焼度ゼロの第２内部ブランケット領域の横断面（水平断面）におけるＨ／ＨＭに対するボイド反応度係数の変化を示すグラフである。 燃焼度１５ＧＷｄ／ｔの第２内部ブランケット領域の横断面（水平断面）におけるＨ／ＨＭに対するボイド反応度係数の変化を示すグラフである。 Ｈ／ＨＭが０．６の第２内部ブランケット領域の横断面（水平断面）における燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示すグラフである。 第１内部ブランケット領域及び第２内部ブランケット領域のプルトニウム２３９富化度に対する、沸騰水型原子炉のボイド反応度係数の変化を示すグラフである。 本発明の他の実施例に係る実施例２の燃料集合体の横断面図（水平断面図）である。 Ｈ／ＨＭが１．８の第２内部ブランケット領域の横断面（水平断面）における燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示すグラフである。
　本明細書において、本発明に係る燃料集合体及びそれを装荷する沸騰水型原子炉の炉心が適用される沸騰水型原子炉とは、再循環ポンプを備え冷却材として水（冷却水）を原子炉圧力容器外へ通流し再び原子炉圧力容器内のダウンカマへ流入させることで冷却水を循環させる通常の沸騰水型原子炉（Ｂｏｉｌｉｎｇ　Ｗａｔｅｒ　Ｒｅａｃｔｏｒ：ＢＷＲ）、インターナルポンプを備え冷却水を原子炉圧力容器内で循環させる改良型沸騰水型原子炉（Ａｄｖａｎｃｅｄ　Ｂｏｉｌｉｎｇ　Ｗａｔｅｒ　Ｒｅａｃｔｏｒ：ＡＢＷＲ）、チムニによる冷却水の自然循環方式を用いることで、ＢＷＲにおける再循環ポンプ、ＡＢＷＲにおけるインターナルポンプを不要とする高経済性単純化沸騰水型原子炉（Ｅｃｏｎｏｍｉｃ　Ｓｉｍｐｌｉｆｉｅｄ　Ｂｏｉｌｉｎｇ　Ｗａｔｅｒ　Ｒｅａｃｔｏｒ：ＥＳＢＷＲ）等を含む。以下では、本発明に係る燃料集合体が装荷される炉心を有する沸騰水型原子炉として、ＡＢＷＲを一例に説明する。
　以下、図面を用いて本発明の実施例について説明する。
　以下、本実施例では８７２体の燃料集合体を炉心に装荷する改良型沸騰水型原子炉（ＡＢＷＲ）を対象に説明するが、上述のように、本発明に係る燃料集合体は、横断面十字状の制御棒（十字型制御棒）を装荷する燃料集合体の体数が異なる他の沸騰水型原子炉にもて適用可能である。
　先ず、沸騰水型原子炉の一例として、改良型沸騰水型原子炉（ＡＢＷＲ）について説明する。図３は、改良型沸騰水型原子炉（ＡＢＷＲ）の概略構成図である。図３に示すように、本実施例の燃料集合体（詳細後述する）が装荷される炉心を備える改良型沸騰水型原子炉２０は、原子炉圧力容器２１内に円筒状の炉心シュラウド２６が設けられ、炉心シュラウド２６内に、複数体の燃料集合体（図示せず）が装荷された炉心２２が設置されている。また、原子炉圧力容器２１内には、炉心２２を覆うシュラウドヘッド３０、シュラウドヘッド３０に取り付けられ上方へと延伸する気水分離器２８、及び気水分離器２８の上方に配される蒸気乾燥器２９が設けられている。
　上部格子板２４が、シュラウドヘッド３０の下方で炉心シュラウド２６内に配され、炉心シュラウド２６に取り付けられて炉心２２の上端部に位置している。炉心支持板２３が、炉心２２の下端部に位置して炉心シュラウド２６内に配され、炉心シュラウド２６に設置されている。また、複数の燃料支持金具２５が炉心支持板２３に設置されている。
　また、原子炉圧力容器２１内には、燃料集合体の核反応を制御するため炉心２２へ複数の横断面十字状の制御棒（図示せず）を挿入可能とする制御棒案内管３２が設けられている。原子炉圧力容器２１の底部より下方に設置された制御棒駆動機構ハウジング（図示せず）内に制御棒駆動機構３３を備え、制御棒は制御棒駆動機構３３に連結されている。
　原子炉圧力容器２１の底部である下鏡３４に、その下方より原子炉圧力容器２１の内部へ貫通するよう複数のインターナルポンプ３１が設置されている。複数のインターナルポンプ３１は、複数の制御棒案内管３２の最外周部より外側であって、環状に相互に所定の間隔にて離間し、複数台配されている。これにより、インターナルポンプ３１は、制御棒案内管３２等と干渉することはない。そして、各インターナルポンプ３１のインペラが、円筒状の炉心シュラウド２６と原子炉圧力容器２１の内面との間に形成される環状のダウンカマ２７内に位置付けられている。原子炉圧力容器２１内の冷却材である水（冷却水）は、各インターナルポンプ３１のインペラにより、ダウンカマ２７を介して、下鏡３４側から炉心２２へ供給される。炉心２２内に流入する冷却水は、燃料集合体（図示せず）の核反応により加熱され気液二相流となり、気水分離器２８へ流入する。気水分離器２８を通流する気液二相流は、湿分を含む蒸気（気相）と水（液相）に分離され、液相は再び冷却水としてダウンカマ２７へ降下する。一方、蒸気（気相）は、蒸気乾燥器２９へと導入され湿分が除去された後、主蒸気配管３５を介してタービン（図示せず）へ供給される。復水器等を介して給水配管３６より原子炉圧力容器２１内に流入する冷却水は、ダウンカマ２７内を下方へと通流する（降下する）。このように、インターナルポンプ３１は、炉心２２で発生する熱を効率良く冷却するため、冷却水を炉心２２へ強制循環させる。
　次に、炉心２２に装荷される本実施例の燃料集合体及び炉心２２の構造について説明する。図１は、本実施例の燃料集合体の軸方向における概略構成及び当該燃料集合体のＡ－Ａ断面矢視図（横断面図）であり、図２は、図１に示す燃料集合体が複数体装荷される沸騰水型原子炉の炉心の横断面図（水平断面図）である。
　図１の右図に示すように、燃料集合体１は、横断面（水平断面）が正方形のチャンネルボックス２の内部に２４３本の外径７．２ｍｍ、間隙１．５ｍｍで燃料棒３を三角稠密配置している。なお、各燃料棒３は上下両端部を上部タイプレート及び下部タイプレート（図示せず）にて、また、燃料棒３の途中を軸方向に一定間隔で離間する燃料スペーサー（図示せず）によって保持されている。チャンネルボックス２の外側には飽和水であるギャップ水領域４と十字型制御棒（横断面十字状の制御棒）５が挿入されている。十字型制御５の上半分は、冷却水である軽水より減速能が小さい物質である炭素で構成されたフォロアー部を設けている。また、十字型制御棒５の反対側（燃料集合体１を挟み十字型制御棒５と対向する側）には、冷却水である軽水より減速能が小さい物質である炭素を封入した水排除板６を設置している。以上の構成により、燃料集合体１内を通流する冷却水を少なくして、炉心２２内の中性子スペクトルを硬化した（高エネルギー側にシフトした）低減速スペクトル沸騰水型炉を実現している。
　図１の左図に示すように、燃料集合体１は燃料有効長さ１８０ｃｍで、軸方向構成として、定格出力運転時に炉心２２の平均線出力密度以上の出力を有する高出力の燃料領域１２と炉心２２の平均線出力密度以下の出力を有する低出力の上部ブランケット１１、第１内部ブランケット領域１３、第２内部ブランケット領域１４が、交互に配置されている。換言すれば、冷却水の流れの方向に沿って上流側（燃料集合体１の軸方向における下側）に第１内部ブランケット領域１３が、また、冷却水の流れの方向に沿って下流側（燃料集合体１の軸方向における上側）に第２内部ブランケット領域１４が、燃料領域１２を介して配置されている。燃料棒３は、劣化ウランの酸化物或いは劣化ウランに核分裂プルトニウムを含む超ウラン核種を富化した混合酸化物（以下、ＭＯＸ燃料と称する）のペレット（図示せず）を被覆管（図示せず）に充填している。
　図２は、図１に示す燃料集合体１が複数体装荷される改良型沸騰水型原子炉（ＡＢＷＲ）の炉心２２の横断面図（水平断面図）である。図２に示すように、炉心２２に８７２体の燃料集合体１が正方格子状に装荷されており、最外周に配される複数体の燃料集合体１を除き、相互に隣接する４体の燃料集合体１は、十字型制御棒５を囲むよう炉心２２に装荷されている。上述の図１の右図に示した燃料集合体１の横断面図（水平断面図）は、上記４体の燃料集合体の内の１体の燃料集合体１を示している。図１の右図に示すように、横断面（水平断面）が正方形のチャンネルボックス２を構成する１つの角部で接続する２辺が、十字型制御棒５の２本のブレードと僅かな間隙を介して対向するよう炉心２２に装荷されている。一方、上記１つの角部に対し対角線上に位置する他の角部で接続する２辺は、横断面（水平断面）がＬ字状の水排除板６を構成する２辺と僅かな間隙を介して対向するよう炉心２２に装荷されている。
　次に図４から図９により図１に示した本実施例の燃料集合体１の作用について説明する。図４は、図１の左図に示す第１内部ブランケット領域１３について、チャンネルボックス２内の定格出力時の平均ボイド率を、図１の右図に示す横断面を二次元体系で燃焼させたときの燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。第１内部ブランケット領域１３の定格出力で運転されている状態で、燃焼度ゼロにおけるチャンネルボックス２内のウラン核種と超ウラン核種の合計の個数密度に対する水素の個数密度の比（以下、Ｈ／ＨＭと称する）は１．８である。図４において、曲線ａは、ブランケットに通常用いられている劣化ウラン酸化物の燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。また、曲線ｂは、核分裂性プルトニウム富化度０．４ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．３ｗｔ％のＭＯＸ燃料の燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。曲線ｃは、核分裂性プルトニウム富化度１．１ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．９ｗｔ％のＭＯＸ燃料の燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。ここで核分裂性プルトニウム富化度とは、ウラン核種と超ウラン核種の合計重量に占める核分裂性プルトニウム（プルトニウム２３９とプルトニウム２４１の合計）の重量割合のことであり、プルトニウム２３９富化度とは、ウラン核種と超ウラン核種の合計重量に占めるプルトニウム２３９の重量割合のことである。
　図５は、図１の左図に示す第２内部ブランケット領域１４について、チャンネルボックス２内の定格出力時の平均ボイド率を、図１の右図に示す横断面を二次元体系で燃焼させたときの燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。第２内部ブランケット領域１４の定格出力で運転されている状態で、燃焼度ゼロにおけるチャンネルボックス２内のＨ／ＨＭは１．２である。図５において、曲線ａは、ブランケットに通常用いられている劣化ウラン酸化物の燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。また、曲線ｂは、燃焼度ゼロにおいて、核分裂性プルトニウム富化度０．４ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．３ｗｔ％の組成を有するＭＯＸ燃料の燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。曲線ｃは、燃焼度ゼロにおいて、核分裂性プルトニウム富化度１．１ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．９ｗｔ％の組成を有するＭＯＸ燃料の燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。
　定格出力で運転時、冷却と中性子減速機能を有する水（冷却水）が燃料棒３の間を、図１の左図に示す燃料集合体１の下部から上部に向けて流れているので、第１内部ブランケット領域１３のチャンネルボックス２内のＨ／ＨＭは、第２内部ブランケット領域１４のチャンネルボックス２内のＨ／ＨＭより大きい。劣化ウラン酸化物をブランケットとして用いる曲線ａは、燃焼度ゼロの時点でボイド反応度係数は大きく、燃焼に伴い急激に負となる。これに対し、図４及び図５に示すように。低富化度ＭＯＸ燃料（核分裂性プルトニウム富化度０．４ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．３ｗｔ％のＭＯＸ燃料）の曲線ｂ、及び低富化度ＭＯＸ燃料（核分裂性プルトニウム富化度１．１ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．９ｗｔ％のＭＯＸ燃料）の曲線ｃは、燃焼によるボイド反応度係数の変化が小さい。第１内部ブランケット領域１３（図４）及び第２内部ブランケット領域１４（図５）では、ボイド反応度係数にプルトニウム２３９の核分裂、捕獲が大きく寄与する。劣化ウラン酸化物をブランケットとして用いる曲線ａは燃焼度ゼロでプルトニウム２３９はゼロであり、プルトニウム２３９の生成によりボイド反応度係数が負となる。一方、曲線ｂ及び曲線ｃの低富化度ＭＯＸ燃料は燃焼初期からプルトニウム２３９を含有しているため、ボイド反応度係数は劣化ウラン酸化物をブランケットとして用いる曲線ａより負である。ＭＯＸ燃料でも燃焼によりプルトニウム２３９が蓄積していくが、同時に、中性子スペクトルが硬くなり（高エネルギー側にシフトし）、また、ボイド反応度係数正に寄与するプルトニウム２４０が蓄積するのでボイド反応度係数の減少は緩やかである。チャンネルボックス２内のＨ／ＨＭが小さくなり中性子スペクトルが硬くなるに従い、ボイド反応度係数を正側にする核種の寄与が大きくなるため、図５では、プルトニウム２３９富化度０．９ｗｔ％の曲線ｃはプルトニウム２３９富化度０．３％の曲線ｂよりボイド係数がより正側になるが、燃焼の初期では劣化ウラン酸化物をブランケットとして用いる曲線ａより負である。
　図６は、第２内部ブランケット領域１４の横断面(水平断面)においてチャンネルボックス２内のＨ／ＨＭを０．６から２．１まで変化させたときの燃焼度ゼロにおけるボイド反応度係数を示している。すなわち、燃焼度ゼロの第２内部ブランケット領域１４の横断面（水平断面）におけるＨ／ＨＭに対するボイド反応度係数の変化を示すグラフである。図７は、第２内部ブランケット領域１４の横断面(水平断面)においてチャンネルボックス２内のＨ／ＨＭを０．６から２．１まで変化させたときの燃焼度１５ＧＷｄ／ｔにおけるボイド反応度係数を示している。すなわち、燃焼度１５ＧＷｄ／ｔの第２内部ブランケット領域１４の横断面（水平断面）におけるＨ／ＨＭに対するボイド反応度係数の変化を示すグラフである。燃焼度度１５ＧＷｄ／ｔは、第２内部ブランケット領域１４の運転サイクル末期における平均燃焼度である。図６及び図７における曲線ａは、燃焼度ゼロにおいてブランケットに通常用いられている劣化ウラン酸化物であり、曲線ｂは、燃焼度ゼロにおいて核分裂性プルトニウム富化度０．４ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．３ｗｔ％の組成を有するＭＯＸ燃料、曲線ｃは、燃焼度ゼロにおいて核分裂性プルトニウム富化度１．１ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．９ｗｔ％の組成を有するＭＯＸ燃料である。燃焼度ゼロの図６では、劣化ウラン酸化物をブランケットして用いる曲線aは、プルトニウム２３９が蓄積していないため、低富化度ＭＯＸ燃料の曲線ｂ及び曲線ｃ共に曲線ａよりボイド反応度係数がより負である。これに対し、燃焼が進んだ図７では低富化度ＭＯＸ燃料の曲線ｃは、Ｈ／ＨＭを０．６以上２．１以下の全域において、劣化ウラン酸化物をブランケットとして用いる曲線ａよりボイド反応度係数が悪化する。
　内部ブランケット領域（第１内部ブランケット領域１３、第２内部ブランケット領域１４）のチャンネルボックス２内のＨ／ＨＭを２．１より大きくするためにはボイド率を減らすのみならず、燃料棒３を細径化し、冷却水の領域を増やす必要があり転換比が悪化する。一方、チャンネルボックス２内のＨ／ＨＭを０．６より小さくして中性子スペクトルをより硬くすると、図５より限りなく燃焼度ゼロに近い点、すなわち、燃焼直後を除いて、ＭＯＸ燃料は劣化ウラン酸化物よりボイド反応度係数が悪化する。
　図８は、第２内部ブランケット領域１４の横断面（水平断面）について、燃焼度ゼロにおけるチャンネルボックス２内のＨ／ＨＭを０．６とし、チャンネルボックス２内の定格出力時の平均ボイド率を、図１の右図に示す横断面を二次元体系で燃焼させた時の燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。すなわち、Ｈ／ＨＭが０．６の第２内部ブランケット領域１４の横断面（水平断面）における燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示すグラフである。図８において、曲線ａは、燃焼度ゼロにおいてブランケットに通常用いられている劣化ウラン酸化物であり、曲線ｂは、燃焼度ゼロにおいて核分裂性プルトニウム富化度０．４ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．３ｗｔ％の組成を有するＭＯＸ燃料、曲線ｃは、燃焼度ゼロにおいて核分裂性プルトニウム富化度１．１ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．９ｗｔ％の組成を有するＭＯＸ燃料である。図８に示すように、チャンネルボックス２内のＨ／ＨＭを０．６より小さくして中性子スペクトルをより硬くする（高エネルギー側にシフトする）と、燃焼度がゼロから少し進むと低富化度ＭＯＸ燃料（曲線ｂ及び曲線ｃ）は劣化ウラン酸化物（曲線ａ）よりボイド反応度係数が悪化することが分かった。
　図９は、第１内部ブランケット領域及び第２内部ブランケット領域のプルトニウム２３９富化度に対する、沸騰水型原子炉のボイド反応度係数の変化を示すグラフである。すなわち、図９は、図１の左図に示す第１内部ブランケット領域１３及び第２内部ブランケット領域１４を劣化ウラン酸化物から低富化度ＭＯＸに変更したときの図１の左図に示す燃料集合体１を装荷した図２の炉心２２のボイド反応度係数を低富化度ＭＯＸのプルトニウム２３９富化度に対してプロットしたグラフである。図１の左図に示す上部ブランケット１１は劣化ウラン酸化物、燃料領域１２は核分裂性プルトニウム富化度２６ｗｔ％の高富化度ＭＯＸ燃料を装荷している。炉心２２は熱出力３９２６ＭＷ、取り出し燃焼度４５ＧＷｄ／ｔである。プルトニウム２３９富化度ゼロの点は従来のブランケットとして劣化ウラン酸化物を用いた場合（以下、劣化ウラン酸化物ブランケットと称する）を示している。図９より内部ブランケット領域（第１内部ブランケット領域１３、第２内部ブランケット領域１４）にプルトニウム２３９富化度１.０ｗｔ％までの低富化度ＭＯＸを装荷することにより、従来の劣化ウラン酸化物ブランケットよりボイド反応度係数をより負にすることができた。図９の曲線ａにて示されるようにボイド反応度係数はプルトニウム２３９富化度０．３ｗｔ％のとき最小の－１１ｐｃｍ／％ｖｏｉｄとなった。
　以上のとおり、本実施例では、燃料集合体１は、炉心２２が定格出力で運転されている状態で軸方向に（冷却水の流れの方向に沿って）高出力の燃料領域１２と低出力の燃料領域（第１内部ブランケット領域１３、第２内部ブランケット領域１４）を備える。そして、炉心２２が定格出力で運転されている状態で、燃料集合体の１のチャンネルボックス２内のウラン核種と超ウラン核種の合計の個数密度に対する水素の個数密度の比（Ｈ／ＨＭ）が０.６以上２.０以下であり、且つ、燃焼度ゼロの燃料集合体１の低出力の燃料領域（第１内部ブランケット領域１３、第２内部ブランケット領域１４）は、燃料のウラン核種及び超ウラン核種に占める核分裂性プルトニウム（プルトニウム２３９）が０.１ｗｔ％以上１.０ｗｔ％以下となるよう超ウラン核種を劣化ウラン酸化物に富化する。これにより、運転中に中性子スペクトルを硬化させた沸騰水型原子炉におけるボイド反応度係数を改善し、原子炉の安全性を向上し得る燃料集合体１を実現できる。また、上述の燃料集合体１を炉心２２に装荷することにより、運転中に中性子スペクトルを硬化させた沸騰水型原子炉におけるボイド反応度係数を改善し、原子炉の安全性を向上し得る沸騰水型原子炉を実現できる。
　本実施例によれば、運転中に中性子スペクトルを硬化させた沸騰水型原子炉におけるボイド反応度係数を改善し、原子炉の安全性を向上し得る燃料集合体及びそれを装荷する沸騰水型原子炉の炉心を実現することが可能となる。
　図１０は、本発明の他の実施例に係る実施例２の燃料集合体の横断面図（水平断面図）であり、図１１は、Ｈ／ＨＭが１．８の第２内部ブランケット領域の横断面（水平断面）における燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示すグラフである。本実施例では、燃料集合体の横断面（水平断面）内において、最外周に配される燃料棒の内部ブランケット領域のみに低富化度ＭＯＸ燃料を充填し、最外周に配される燃料棒以外の燃料棒の内部ブランケット領域に劣化ウラン酸化物を充填する構成とした点が実施例１と異なる。実施例１と同様の構成要素に同一符号を付し、以下では実施例１と重複する説明を省略する。
　図１０は、上述の実施例１において図１の左図に示した燃料集合体１の横断面図（水平断面）に対応する。上述の実施例１において図６及び図７に示したように、Ｈ／ＨＭが大きいほど低富化度ＭＯＸ燃料のボイド反応度係数が劣化ウラン酸化物より負側となる。図１０のギャップ水領域４は飽和水であるので、図１０の最外周に配される（チャンネルボックス２に最も近接して配される）燃料棒３ａは、それ以外の燃料棒３ｂよりＨ／ＨＭが大きい。そこで第１内部ブランケット領域１３において低富化度ＭＯＸ燃料を最外周に配される燃料棒３ａのみに充填し、燃料棒３ｂの第１内部ブランケット領域１３には劣化ウラン酸化物を充填したときのボイド反応度係数の燃焼変化を、上述の実施例１における図４と同様に示した図が図１１である。すなわち、燃料集合体１の第１内部ブランケット領域１３について、チャンネルボックス２内の定格出力時の平均ボイド率を、図１０に示す横断面を二次元体系で燃焼させたときの燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。ここで、燃焼度ゼロにおけるチャンネルボックス２内のＨ／ＨＭは１．８である。
　図１１において、曲線ａは、ブランケットに通常用いられている劣化ウラン酸化物の燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。また、曲線ｂは、燃料棒３ａ及び燃料棒３ｂの全てを、核分裂性プルトニウム富化度０．４ｗｔ％であり、プルトニウム２３９富化度０．３ｗｔ％のＭＯＸ燃料としたときの燃焼度に対するボイド反応度係数の変化を示している。これら曲線ａ及び曲線ｂは、上述の実施例１において図４に示した曲線ａ及び曲線ｂと同一である。曲線ｃは、図１１に示す最外周に配される燃料棒３ａにプルトニウム２３９富化度１．７ｗｔ％の低富化度ＭＯＸ燃料を充填すると共に、燃料棒３ｂに劣化ウラン酸化物を充填して断面平均のプルトニウム２３９富化度を曲線ｂと同一（０．３ｗｔ％）とした横断面（水平断面）のボイド反応度係数を示している。曲線ｂと曲線ｃは断面平均のプルトニウム２３９富化度は０．３ｗｔ％と同一であるが、曲線ｃは曲線ｂよりボイド反応度係数をより負側にできることが確認できた。第２内部ブランケット領域１４においても同様の効果が得られることを確認できている。
　図２に示す熱出力３９２６ＭＷ、取り出し燃焼度４５ＧＷｄ／ｔの炉心２２に図１１の曲線ｃの燃料棒構成を配置した燃料集合体１を装荷した炉心２２のボイド反応度係数は－１５ｐｃｍ／％ｖｏｉｄと、上述の実施例１の構成と比較してより負のボイド反応度係数となった。
　以上のとおり、本実施例によれば、実施例１の効果に加え、実施例１の構成よりも更にボイド反応度係数を負側とすることができ、より一層、ボイド反応度係数を改善することが可能となる。
　なお、本発明は上記した実施例に限定されるものではなく、様々な変形例が含まれる。例えば、上記した実施例は本発明を分かりやすく説明するために詳細に説明したものであり、必ずしも説明した全ての構成を備えるものに限定されるものではない。また、ある実施例の構成の一部を他の実施例の構成に置き換えることが可能であり、また、ある実施例の構成に他の実施例の構成を加えることも可能である。
１・・・燃料集合体
２・・・チャンネルボックス
３，３ａ，３ｂ・・・燃料棒
４・・・ギャップ水領域
５・・・十字型制御棒
６・・・水排除板
１１・・・上部ブランケット
１２・・・燃料領域
１３・・・第１内部ブランケット領域
１４・・・第２内部ブランケット領域
２０・・・改良型沸騰水型原子炉
２１・・・原子炉圧力容器
２２・・・炉心
２３・・・炉心支持板
２４・・・上部格子板
２５・・・燃料支持金具
２６・・・炉心シュラウド
２７・・・ダウンカマ
２８・・・気水分離器
２９・・・蒸気乾燥器
３０・・・シュラウドヘッド
３１・・・インターナルポンプ
３２・・・制御棒案内管
３３・・・制御棒駆動機構
３４・・・下鏡
３５・・・主蒸気配管
３６・・・給水配管

Claims (10)

  1. 　沸騰水型原子の炉心に正方格子状に装荷される燃料集合体であって、
    　前記燃料集合体は、炉心が定格出力で運転されている状態で軸方向に高出力の燃料領域及び低出力のブランケット領域を備え、
    　炉心が定格出力で運転されている状態で、前記燃料集合体のチャンネルボックス内のウラン核種と超ウラン核種の合計の個数密度に対する水素の個数密度の比が０．６以上２．１以下であり、且つ、燃焼度ゼロの燃料集合体の前記低出力のブランケット領域は、燃料のウラン核種及び超ウラン核種に占めるプルトニウム２３９が０．１ｗｔ％以上１．０ｗｔ％以下となるよう前記超ウラン核種が劣化ウラン酸化物に富化されていることを特徴とする燃料集合体。
  2. 　請求項１に記載の燃料集合体において、
    　前記低出力のブランケット領域は、
    　軸方向において下側であって燃料集合体に流入する冷却水の流れの方向に沿って上流側に配される第１内部ブランケット領域と、
    　軸方向において上側であって燃料集合体に流入する冷却水の流れの方向に沿って下流側に配される第２内部ブランケット領域と、を備え、
    　前記第２内部ブランケット領域は、前記高出力の燃料領域を介して前記第１内部ブランケット領域の上方に配されることを特徴とする燃料集合体。
  3. 　請求項２に記載の燃料集合体において、
    　前記第１内部ブランケット領域の下方に配される高出力の燃料領域と、前記第２内部ブランケット領域の上方に配される高出力の燃料領域とを備え、
    　前記第１内部ブランケット領域の下方に配される高出力の燃料領域の下端部から前記第２内部ブランケット領域の上方に配される高出力の燃料領域の上端部までの長さである燃料有効長さが１８０ｃｍであることを特徴とする燃料集合体。
  4. 　請求項１に記載の燃料集合体において、
    　前記チャンネルボックス内に三角稠密に配される複数の燃料棒を有し、
    　前記複数の燃料棒は、最外周に配される第１の燃料棒と最外周を除く領域に配される第２の燃料棒からなり、ウラン核種及び超ウラン核種に占めるプルトニウム２３９の低出力のブランケット領域の横断面における平均割合が０．１ｗｔ％以上１．０ｗｔ％以下となるように、前記第１の燃料棒にのみ超ウラン核種を劣化ウラン酸化物に富化すると共に、前記第２の燃料棒は劣化ウラン酸化物のみが充填されていることを特徴とする燃料集合体。
  5. 　請求項４に記載の燃料集合体において、
    　前記低出力のブランケット領域は、
    　軸方向において下側であって燃料集合体に流入する冷却水の流れの方向に沿って上流側に配される第１内部ブランケット領域と、
    　軸方向において上側であって燃料集合体に流入する冷却水の流れの方向に沿って下流側に配される第２内部ブランケット領域と、を備え、
    　前記第２内部ブランケット領域は、前記高出力の燃料領域を介して前記第１内部ブランケット領域の上方に配されることを特徴とする燃料集合体。
  6. 　正方格子状に複数体の燃料集合体が装荷される沸騰水型原子炉の炉心であって、
    　前記燃料集合体は、炉心が定格出力で運転されている状態で軸方向に高出力の燃料領域及び低出力のブランケット領域を備え、
    　炉心が定格出力で運転されている状態で、前記燃料集合体のチャンネルボックス内のウラン核種と超ウラン核種の合計の個数密度に対する水素の個数密度の比が０．６以上２．１以下であり、且つ、燃焼度ゼロの燃料集合体の前記低出力のブランケット領域は、燃料のウラン核種及び超ウラン核種に占めるプルトニウム２３９が０．１ｗｔ％以上１．０ｗｔ％以下となるよう前記超ウラン核種が劣化ウラン酸化物に富化されていることを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心。
  7. 　請求項６に記載の沸騰水型原子炉の炉心において、
    　前記低出力のブランケット領域は、
    　軸方向において下側であって燃料集合体に流入する冷却水の流れの方向に沿って上流側に配される第１内部ブランケット領域と、
    　軸方向において上側であって燃料集合体に流入する冷却水の流れの方向に沿って下流側に配される第２内部ブランケット領域と、を備え、
    　前記第２内部ブランケット領域は、前記高出力の燃料領域を介して前記第１内部ブランケット領域の上方に配されることを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心。
  8. 　請求項７に記載の沸騰水型原子炉の炉心において、
    　前記第１内部ブランケット領域の下方に配される高出力の燃料領域と、前記第２内部ブランケット領域の上方に配される高出力の燃料領域とを備え、
    　前記第１内部ブランケット領域の下方に配される高出力の燃料領域の下端部から前記第２内部ブランケット領域の上方に配される高出力の燃料領域の上端部までの長さである燃料有効長さが１８０ｃｍであることを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心。
  9. 　請求項６に記載の沸騰水型原子炉の炉心において、
    　前記チャンネルボックス内に三角稠密に配される複数の燃料棒を有し、
    　前記複数の燃料棒は、最外周に配される第１の燃料棒と最外周を除く領域に配される第２の燃料棒からなり、ウラン核種及び超ウラン核種に占めるプルトニウム２３９の低出力のブランケット領域の横断面における平均割合が０．１ｗｔ％以上１．０ｗｔ％以下となるように、前記第１の燃料棒にのみ超ウラン核種を劣化ウラン酸化物に富化すると共に、前記第２の燃料棒は劣化ウラン酸化物のみが充填されていることを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心。
  10. 　請求項９に記載の沸騰水型原子炉の炉心において、
    　前記低出力のブランケット領域は、
    　軸方向において下側であって燃料集合体に流入する冷却水の流れの方向に沿って上流側に配される第１内部ブランケット領域と、
    　軸方向において上側であって燃料集合体に流入する冷却水の流れの方向に沿って下流側に配される第２内部ブランケット領域と、を備え、
    　前記第２内部ブランケット領域は、前記高出力の燃料領域を介して前記第１内部ブランケット領域の上方に配されることを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心。
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