(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
チャンネルボックスに囲まれ内部に水ロッドを有する複数の燃料集合体が装荷されており、前記チャンネルボックスの周囲に形成された水ギャップ領域及び前記水ロッド内の領域を含む非沸騰水領域の合計横断面積Ａと、前記チャンネルボックス内で前記燃料棒及び前記水ロッドの外側に形成される沸騰水領域の横断面積Ｂの関係が、Ｂ／(Ａ＋Ｂ)≧0.75を満足する炉心を備えた沸騰水型熱中性子炉の運転方法であって、
前記炉心の横断面における単位面積当たりの冷却材流量を、少なくとも運転サイクルの一時期において、３.０×１０3ｔ／ｈ／ｍ2〜４.０×１０3ｔ／ｈ／ｍ2とすることを特徴とする沸騰水型熱中性子炉の運転方法。
【請求項２】
前記関係式が０.９≧Ｂ／(Ａ＋Ｂ)≧０.７５の関係を満足する請求項１の沸騰水型熱中性子炉の運転方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、沸騰水型熱中性子炉（ＢＷＲ）の運転方法に関係し、更に熱的余裕の増大により発電容量を増大するのに適した沸騰水型熱中性子炉の運転方法に関係する。
【０００２】
【従来の技術】
従来のＢＷＲ炉心においては、隣接する燃料集合体群の間に、十字型の制御棒を挿入するために、非沸騰水で満たされた水ギャップ領域が設けられている。この水ギャップ領域は制御棒ブレード厚みの約２倍の幅を有する。燃料集合体中央部には、中性子束分布を平坦化するために、非沸騰水で満たされた水ロッドが設けられている。これらの非沸騰水領域を設けることによって、炉心平均の水素対ウラン原子数比（以下、Ｈ／Ｕ比と略記する）が、４〜５の範囲に調整され、所要ウラン濃縮度が最小となる。その理由は主としてウラン資源を節約するためである。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
上記の従来技術では、例えば、大幅に高燃焼度化を図った場合は、余剰反応度が増大して炉停止余裕を確保することが困難となる。特開昭６３−８２３９２  号公報に開示されたように、燃料集合体の横断面積を従来のルート２倍にし、２つの広翼十字型の制御棒で１つの燃料集合体を挟み、その制御棒を燃料集合体の両側に挿入する大型格子炉心が考えられる。この従来の大型格子炉心では、核分裂で発生した中性子を十分に減速させるため、燃料集合体の内部に径の大きい水ロッドが多数配置されている。しかしながら、このように燃料集合体内に冷却に寄与しない水が存在することは、熱的余裕の確保の観点からは好ましくなく、出力密度を高めて経済性の向上を図るには適していない。
【０００４】
本発明の目的は、炉停止余裕及び熱的余裕を増大し、炉心単位体積当たりの原子炉出力を増加できる沸騰水型熱中性子炉の運転方法を提供することにある。
【０００５】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成する本発明の特徴は、水ギャップ領域及び水ロッド内の領域を含む非沸騰水領域の合計横断面積Ａとチャンネルボックス内で燃料棒及び水ロッドの外側に形成される沸騰水領域の横断面積Ｂの関係がＢ／(Ａ＋Ｂ)≧０.７５ を満足するように構成した炉心を備えた沸騰水型熱中性子炉の運転方法であって、炉心の横断面における単位面積当たりの冷却材流量を、少なくとも運転サイクルの一時期において、３.０×１０3ｔ／ｈ／ｍ2〜４.０×１０3ｔ／ｈ／ｍ2とすることにある。好ましくは、０.９≧Ｂ／(Ａ＋Ｂ)≧０.７５ に設定するのがよい。これにより十分な炉停止の余裕ができる。
【０００７】
Ｂ／（Ａ＋Ｂ）≧０．７５  の関係を満たすことによって、炉心横断面における単位面積当たりの冷却材流量を３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２  以上を確保できる。好ましくは、Ｂ／（Ａ＋Ｂ）≦０．９  が満たされることによって従来と同等以上の炉停止余裕が確保される。
【０００８】
炉心の横断面における単位面積当たりの冷却材流量を、少なくとも運転サイクルの一時期において、３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２〜４．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２とすることによって、炉心出口における蒸気流量を増加、すなわち原子炉出力を増加できる。この原子炉出力の増加は、冷却に寄与しない非沸騰水領域を減らして沸騰水領域を増やすことで冷却水流路面積が大きくなり、図５に示すように、炉心の圧力損失を増大させることなく冷却水流量を増やすことによって達成できる。
【０００９】
【発明の実施の形態】
本発明は、以下の検討結果に基づいてなされたものである。
【００１０】
図３に示すように、炉心の横断面の単位面積当たりの冷却水流量が増えるにつれ、限界出力比が増大し、熱的余裕が増える。得られた熱的余裕を活用して、限界出力比が一定となるように原子炉の熱出力を高めると、電気出力に相当する炉心出口の蒸気流量は、炉心横断面の単位面積当たりの冷却水流量の増加と共に増大していく。しかしながら、再循環ポンプまたはインターナルポンプのキャビテーション現象を抑制するために、一定の入口サブクールをとることが一般的であるので、過度に流量を増やすと冷却水は沸騰する前に炉心出口に到達してしまうことになり、蒸気流量は逆に減少する。
【００１１】
発明者等は、以上の考察から、炉心出口の蒸気流量には最大値が存在すると考えた。種々の検討の結果、図４に示すように、炉心横断面の単位面積当たりの冷却水流量が３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２〜４．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２の範囲で炉心出口の蒸気流量は、ほぼ最大となることがわかった。換言すれば、３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２〜４．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２の範囲になるように炉心横断面の単位面積当たりの冷却水流量を調節することにより、熱的余裕を確保しつつ、炉心単位体積あたりの原子炉出力を増大できる。
【００１２】
（実施例１）
本発明の実施例１である沸騰水型熱中性子炉の運転方法を適用する沸騰水型熱中性子炉の構造を、図１に基づいて説明する。
【００１３】
沸騰水型熱中性子炉においては、原子炉圧力容器１内に炉心２が設けられ、炉心２に冷却水を供給するインターナルポンプ３が設けられる。多数の燃料集合体が炉心２内に装荷されている。中性子検出器４が炉心２内に設置されている。インターナルポンプ３から吐出されて炉心２内に供給される冷却水流量（炉心流量）を検出する流量計５が設けられている。
【００１４】
冷却水はインターナルポンプ３によって昇圧され、下部プレナム６を経由して炉心２内に達する。この炉心２に供給される冷却水流量は、インターナルポンプ３の回転速度が設定値になるように調節される。インターナルポンプ３の回転速度は、具体的には、制御装置７が流量計５の出力に基づいてインバータ電源装置８を制御することによって、調節される。
【００１５】
本実施例では、運転サイクル初期における定格の炉心流量を３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２，運転サイクル末期での最大炉心流量を３．３×１０３ｔ／ｈ／ｍ２になるように調節する。これらは、炉心内で燃料集合体が装荷されている部分の単位横断面積当たりの流量である。本実施例では、運転サイクルの間、炉心内で燃料集合体が装荷されている部分の単位横断面積当たりの冷却水流量が３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２  になるように制御される。運転サイクルとは、原子炉が起動されてから燃料交換のために停止されるまでの期間である。
【００１６】
本実施例の沸騰水型熱中性子炉は、出力約８００ｋＷ，水頭約４０ｍの性能を有するインターナルポンプ３を１２台備えている。
【００１７】
炉心２の詳細構成を図２を用いて、以下に説明する。燃料集合体９は、ジルカロイ合金製の被覆管内に濃縮ウラン酸化物からなる燃料物質を充填した燃料棒
１０を束ねる。この束ねられた燃料棒をジルカロイでできた外幅約２０ｃｍの断面が正方形の筒状のチャンネルボックス１１で覆って燃料集合体を構成する。隣接する燃料集合体９の間には、余剰反応度を制御し、また、原子炉を安全に停止するために、炭化硼素を含む吸収棒１２を束ねた十字型制御棒１３が挿入される。燃料棒１０の直径は約１２ｍｍ，燃料ペレット径は約１０ｍｍ，燃料棒１０の間隔は約１５ｍｍ，平均ウラン濃縮度が約６％の燃料棒１６９本が、１３行１３例で配列されている。このときの沸騰水領域と（非沸騰水領域＋沸騰水領域）の面積比（以下、沸騰水領域割合という）は０．７６であり従来技術のＣ格子炉心の約０．６８（従来の大型Ｋ格子炉心でもほぼ同等）より大きく設定されている。このような構成によって、従来技術に比べ冷却材流路面積が大きくなる。そのため、炉心の圧力損失を一定とする条件の下で、冷却水流量を３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２  まで大きくしている。冷却材流量を大きくすると、図３に示したように限界出力比が増大し、熱的余裕が増える。すなわち、得られた熱的余裕を活用して、図４に示したように電気出力に相当する原子炉の出口蒸気流量をほぼ最大にできる。
【００１８】
熱出力を一定として、冷却水流量を３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２  まで大きくした場合、蒸気流量は熱出力にほぼ比例するため一定である。これに対して、液相の流量が増えるため、炉心の平均ボイド率は低減され、さらに炉心出口（炉心上部）のボイド率も低減される。炉心入口（炉心下部）のボイド率は冷却材流量によらずほぼ零で一定であるため、炉心上部と炉心下部のボイド率の差は、冷却材流量が増えるほど小さくなる。したがって、中性子の減速効果の差も小さくなり、軸方向における出力分布が平坦化されるという効果が得られる。さらに、平均ボイド率が下がることにより、冷温時における反応度の上昇幅も低減されるので、炉停止余裕を大きくできる。
【００１９】
（実施例２）
本発明の他の実施例である沸騰水型熱中性子炉を以下に説明する。本実施例の沸騰水型熱中性子炉は、炉心２が図２の構成の替りに図６の燃料集合体１５を装荷して構成される。燃料集合体１５は、正六角形の横断面の筒状のチャンネルボックス１６内に多数の燃料棒１０を正三角形格子状に配置し、燃料棒１０の間に複数の制御棒案内管１７を配置することにより構成される。それぞれの制御棒案内管１７内には、クラスター制御棒が挿入される。
【００２０】
本実施例よれば、実施例１と異なり、燃料集合体の外側に制御棒挿入用スペースが不要となる。そして、燃料集合体の大きさにかかわらず、非沸騰水領域の割合を減らし、沸騰水領域の割合を０．７６  程度に増やすことができる。このような炉心を有する本実施例の沸騰水型熱中性子炉においては、制御装置７により、運転サイクルの期間中、炉心流量を３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２  （運転サイクル初期）〜４．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２（運転サイクル末期）に調節される。本実施例においても、実施例１と同様な効果を得ることができる。
【００２１】
（実施例３）
次に、燃料集合体を取囲む水ギャップ内で燃料集合体の１つのコーナー部に面する側に制御棒を挿入するＣ格子炉心を用いた沸騰水型熱中性子炉の実施例を以下に説明する。
【００２２】
Ｃ格子炉心は、図７に示すように、図２に示す燃料集合体の横断面積のルート２分の１の横断面積を有する燃料集合体１８が装荷されて構成される。制御棒
２０が、隣接する４体の燃料集合体１８の間に、挿入される。燃料棒１９においては、図８に示すように密封された被覆管２０内に燃料ペレット２１が充填され、被覆管２０内の下端部にガスプレナム２２が形成されている。ガスプレナム
２２の軸方向の長さは、４０ｃｍである。
【００２３】
本実施例によれば、燃料集合体１８内で圧力損失が相対的に小さい下部の単相流部の長さが増加し、相対的に圧力損失の大きい二相流部の長さが短くなり、炉心の圧力損失を約１０％低減できる。
【００２４】
制御装置７は、インターナルポンプ６の回転速度を制御し、定格炉心流量を
３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２  に制御する。本実施例においても、実施例１と同様な効果が得られる。
【００２５】
（実施例４）
本実施例は、上端部にガスプレナムを有する多数の燃料棒で構成された燃料集合体２３が炉心に装荷された沸騰水型熱中性子炉を対象にしたものである。この沸騰水型熱中性子炉の炉心は、図７に示すＣ格子炉心である。燃料集合体の支持構造は、図９に示される。すなわち、燃料集合体２３の下部タイプレートは、燃料支持金具２４に支持される。冷却水案内管２５は、その上端部内に燃料支持金具２４が挿入され、その下端部が仕切り板２６に取り付けられる。仕切り板２６は、原子炉圧力容器１に取り付けられる制御棒ハウジング２７に設置される。冷却水案内管２５は、燃料集合体の横断面積よりも小さい。冷却水は、冷却水案内管２５を通り燃料集合体２３内に供給される。冷却水案内管２５を流れる冷却水の慣性により、燃料集合体２３の冷却水入口オリフィス口径を大きくしても熱水力的安定性を確保し、炉心の圧力損失を低減できる。本実施例では、燃料集合体ピッチ約１５ｃｍに対して、冷却水案内管の内径が約５ｃｍである。
【００２６】
制御装置７は、インターナルポンプ６の回転速度を制御することにより、定格炉心流量を３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２  に制御する。従って、熱的余裕を増やすことができ、本実施例も、実施例１と同様な効果が得られる。
【００２７】
なお、実施例３及び４の低圧損のための技術は、実施例１及び２に適用することも可能であり、冷却材流量の増加や燃料の装荷量の増加を通じて、熱的余裕増大に関し一層の効果が得られる。
【００２８】
（実施例５）
この実施例は、図１０の燃料集合体２８を装荷した炉心を備えた沸騰水型熱中性子炉に関係する。燃料集合体２８は、上部タイプレート２９及び下部タイプレート３０を有し、燃料棒１の上端部及び下端部が上部タイプレート２９及び下部タイプレート３０に保持されている。複数の燃料スペーサ３１が軸方向に配置される。燃料棒群１の間にはそれよりも軸方向の長さが短い部分長燃料棒３２が配置される。部分長燃料棒の配置によって圧力損失が実施例１よりも減少する。
【００２９】
このような沸騰水型熱中性子炉も、冷却水流量が実施例１のように制御される。本実施例においても、実施例１と同様な効果が期待できる。
【００３０】
（実施例６）
実施例１においては、冷却水流量の増加によって熱的余裕の増大を図った。これを活用して出力密度を高めると、燃料装荷量を一定とすると燃料の取替えの数を増やす必要があるため、燃料経済性が損なわれる。
【００３１】
出力密度を高めた場合に、従来技術と同等の燃料経済性を確保するためには、比出力（単位燃料重量当たりの熱出力）を従来技術と同等にすればよい。図４より、冷却水流量の増加によって、出力密度を約１０％増加させることができることがわかる。この場合に比出力を一定にするためには、単位体積当たりの燃料の装荷量を約１０％以上増やせばよい。図１１に示すように、炉心横断面積の単位面積に占める非沸騰水領域の割合を実施例１と同じにして、沸騰水領域の一部を燃料棒に置き換えて、燃料棒の配列を１３行１３列から１４行１４列にすると、燃料集合体３５の単位体積当たりの燃料装荷量が、特開昭６３−８２３９２  号公報に開示の従来技術から推定される２．４ｋｇ／ｌから２．６ｋｇ／ｌまで、約１０％増加できた。沸騰水領域の割合は、従来技術と同等の０．６８である。
【００３２】
制御装置７により、冷却水流量は、炉心横断面の単位体積当たり３．０×１０３ｔ／ｈ／ｍ２  に制御される。
【００３３】
本実施例の炉心によれば、図１２に示すように、冷却水流量を増やすことにより、出力密度を従来の５０ｋＷ／ｌから５５ｋＷ／ｌに約１０％高めて発電容量を増大する場合にも、取替え体数を増やすことなく対応でき、従来技術と同等の燃料経済性を確保できる。
【００３４】
（実施例７）
以上説明した実施例は、運転サイクルの初期から末期まで、従来技術に比べ冷却水流量を増加して熱的余裕を増やした。本実施例においては、図１３に示すように、運転サイクル初期での冷却水流量を従来と同等の約２.５×１０3ｔ／ｈ／ｍ2 とし、運転サイクル末期での冷却水流量を約３.３×１０3ｔ／ｈ／ｍ2 とするように、制御装置７により制御される。
【００３５】
本実施例によれば、運転サイクルの期間を通じて、熱的余裕を確保し、圧力損失の増大を抑制しつつ、スペクトルシフトによる余剰反応度制御及び反応度利得による省ウラン効果がある。
【００３６】
【発明の効果】
本発明によれば、炉停止余裕及び熱的余裕を増大させ、炉心単位体積当たりの原子炉出力を増加できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施例を適用する沸騰水型熱中性子炉の構成図である。
【図２】図１の炉心の局部横断面図である。
【図３】炉心横断面の単位面積当たりの冷却水流量と限界出力比増分及び平均ボイド率との関係を示す特性図である。
【図４】炉心横断面の単位面積当たりの冷却水流量と炉心出口における蒸気流量との関係を示す特性図である。
【図５】炉心横断面の単位面積当たりの冷却水流量と沸騰水の領域割合との関係を示す特性図である。
【図６】本発明の他の実施例を適用する沸騰水型熱中性子炉の炉心に装荷する燃料集合体の縦断面図である。
【図７】本発明の他の実施例を適用する沸騰水型熱中性子炉の炉心の局部横断面図である。
【図８】図７の燃料棒の縦断面図である。
【図９】本発明の他の実施例を適用する沸騰水型熱中性子炉の炉心に装荷する燃料集合体及び燃料支持構造の縦断面図である。
【図１０】本発明の他の実施例を適用する沸騰水型熱中性子炉の炉心に装荷する燃料集合体の縦断面図である。
【図１１】本発明の他の実施例に適用する沸騰水型熱中性子炉の炉心の横断面図である。
【図１２】燃料装荷量と燃料取替え体数との関係を示す特性図である。
【図１３】サイクル燃焼度と炉心横断面の単位面積当たりの冷却水流量との関係を示す特性図である。
【符号の説明】
１…原子炉圧力容器、２…炉心、３…インターナルポンプ、７…制御装置、９，１５，１８，２３，２８，３５…燃料集合体、１０…燃料棒、２２…ガスプレナム、２４…燃料支持金具、２５…冷却水案内管、２７…制御棒ハウジング、
３２…部分長燃料棒。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
0003603878.tif 000009
【図９】
0003603878.tif 000010
【図１０】
0003603878.tif 000011
【図１１】
0003603878.tif 000012
【図１２】
0003603878.tif 000013
【図１３】
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