(57)【要約】【課題】  部分長燃料棒、太径ウォータロッド等、これまでに培われたＢＷＲの燃料設計・製造技術を基盤とした上で、稠密炉心の長所を取り入れることにより、ＢＷＲの安全性を低下させることなく、安定性と経済性を向上させる燃料集合体を得ること。【解決手段】  最大有効長さＡの長尺燃料棒と、最大有効長さＡよりも短くＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒をＮ×Ｎの正方格子状に配置するとともに、そのＮ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒をチャンネルボックスで囲んだ沸騰水型原子炉用燃料集合体において、前記燃料集合体の高さ方向０から上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域Ｈにおける、上記Ｎ×Ｎの燃料棒が配置されていない空間部に、上記部分長燃料棒よりも短く、かつ上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の最大有効長さＣを有する短尺燃料棒を配置したことを特徴とする。【選択図】  図１
2006184174.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
最大有効長さＡの長尺燃料棒と、最大有効長さＡよりも短くＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒をＮ×Ｎの正方格子状に配置するとともに、そのＮ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒をチャンネルボックスで囲んだ沸騰水型原子炉用燃料集合体において、前記燃料集合体の高さ方向０から上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域Ｈにおける、上記Ｎ×Ｎの燃料棒が配置されていない空間部に、上記部分長燃料棒よりも短く、かつ上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の最大有効長さＣを有する短尺燃料棒を配置したことを特徴とする、沸騰水型原子炉用燃料集合体。
【請求項２】
上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の少なくとも一方は、少なくともその一部の燃料棒の外径が、上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内において縮小または増大され、且つ、下端から上端までの中心軸が一致されていることを特徴とする、請求項１記載の沸騰水型原子炉用燃料集合体。
【請求項３】
上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の少なくとも一方の外套が、少なくとも上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内において円筒であるときには、最大有効長さＣの短尺燃料棒の外套は四角筒であることを特徴とする、請求項１又は２記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項４】
上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の外套が、少なくとも上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内において六角筒であるときには、最大有効長さＣの短尺燃料棒の外套は六角筒であることを特徴とする、請求項１又は２記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項５】
上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の少なくとも一方の外套が、少なくとも上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内において四角筒であるときには、短尺燃料棒を設けないことを特徴とする、請求項１又は２記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項６】
最大有効長さＡの長尺燃料棒と、最大有効長さＡよりも短くＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒をＮ×Ｎの正方格子状に配置するとともに、そのＮ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒をチャンネルボックスで囲んだ沸騰水型原子炉用燃料集合体において、前記燃料集合体の高さ方向０から上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域Ｈにおける、上記Ｎ×Ｎの燃料棒が配置されていない空間部に、上記部分長燃料棒よりも短く、かつ上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の最大有効長さＣを有する短尺燃料棒を配置し、前記Ｎ×Ｎの格子状に配置された燃料棒それぞれの中心軸位置が、水平断面において、その燃料棒を取り囲み、六方格子を構成する６本の短尺燃料棒の中心軸位置から同一の距離となっていることを特徴とする、沸騰水型原子炉用燃料集合体。
【請求項７】
上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の少なくとも一方は、少なくともその一部の燃料棒の外径が、上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内において縮小または増大され、且つ、下端から上端までの中心軸が一致されていることを特徴とする、請求項６記載の沸騰水型原子炉用燃料集合体。
【請求項８】
上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の外套が、少なくとも上記長尺燃料棒の燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域おいて六角筒であるときには、最大有効長さＣの短尺燃料棒の外套も六角筒であることを特徴とする、請求項６又は７記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項９】
上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の少なくとも一方の部分長燃料棒は、上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内で２本のセグメント燃料棒を連結させたことを特徴とする、請求項１乃至８のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項１０】
有効長さが長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下である短尺の燃料棒、または少なくとも一部の燃料棒セグメントには、プルトニウムを富化した混合酸化物燃料が充填されていることを特徴とする、請求項１乃至９のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項１１】
全ての種類の燃料棒は、有効長さが長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の範囲内において、少なくともその一部に、粒子状燃料が充填されていることを特徴とする、請求項１乃至１０のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項１２】
有効長さが長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の範囲内にある短尺の燃料棒、または、燃料棒セグメントの少なくとも一部が、水ロッド、あるいは、中性子減速能力が高く、かつ中性子吸収断面積が小さい固体減速材を含むロッドであることを特徴とする、請求項１乃至１１のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項１３】
燃料集合体の中央部に、長尺燃料棒の最大有効長さＡに対応する高さの、少なくとも１本の水ロッド有することを特徴とする、請求項１乃至１２のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項１４】
長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域内において、チャンネルボックスの肉厚が内側方向に厚くなっていることを特徴とする、請求項１乃至１３のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項１５】
短尺燃料棒の有効長さが、長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／３以下であり、長尺燃料棒の最大有効長さＡの３／４よりも短く、且つ、上記最大有効長さＡの１／２よりも長い部分長燃料棒が少なくとも１６本含まれており、且つ前記部分長燃料棒の内少なくとも８本は、水ロッドに隣接されて配置されていることを特徴とする、請求項１乃至１４のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項１６】
長尺燃料棒の最大有効長さＡを軸方向に均等長さで４領域に分け、
各領域での最小流路面積を軸方向上向きに、Ｓ１ｍ、Ｓ２ｍ、Ｓ３ｍ、Ｓ４ｍ、
各領域での最大流路面積を軸方向上向きに、Ｓ１Ｍ、Ｓ２Ｍ、Ｓ３Ｍ、Ｓ４Ｍ、
各領域での最小水力直径を軸方向上向きに、Ｄ１ｍ、Ｄ２ｍ、Ｄ３ｍ、Ｄ４ｍ、
各領域での最大水力直径を軸方向上向きに、Ｄ１Ｍ、Ｄ２Ｍ、Ｄ３Ｍ、Ｄ４Ｍ
としたときに、
Ｓ１Ｍ＜Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、
且つ、Ｄ１Ｍ＜Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ、
あるいは、
Ｓ１ｍ≦Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、  但し、Ｓ１ｍ＜Ｓ４ｍ
且つ、
Ｄ１ｍ≦Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ、  但し、Ｄ１ｍ＜Ｄ４ｍ
となっていることを特徴とする、請求項１乃至１５のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項１７】
長尺燃料棒の最大有効長さＡを軸方向に均等長さで４領域に分け、各領域での最小加熱周長を軸方向上向きに、
Ｐ１、Ｐ２、Ｐ３、Ｐ４としたときに、
Ｐ１≦Ｐ２≦Ｐ３≦Ｐ４、    但し、Ｐ１＜Ｐ４
となっていることを特徴とする、請求項１乃至１６のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【請求項１８】
長尺燃料棒の最大有効長さＡを軸方向に均等長さで４領域に分け、各領域での最小燃料棒間隔を軸方向上向きに、Ｌ１、Ｌ２、Ｌ３、Ｌ４としたときに、
Ｌ１≦Ｌ２≦Ｌ３≦Ｌ４、    但し、Ｌ１＜Ｌ４
となっていることを特徴とする、請求項１乃至１７のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は沸騰水型原子炉等の軽水冷却型原子炉の炉心の安定性の改善技術に係わり、特に、低炉心流量／高熱出力運転状態での中性子束振動の発生に対する余裕を増加させることを可能とする燃料集合体に関する。
【背景技術】
【０００２】
沸騰水型原子力発電プラント（以下、「ＢＷＲ」と記す）においては、図１６に示すように原子炉格納容器１内に原子炉圧力容器２が設けられており、この原子炉圧力容器２内には複数の燃料集合体及び制御棒等からなる炉心３が配設されるとともに冷却材４（例えば水）が収容されている。冷却材４は再循環ポンプ５を有する再循環系６により強制循環されており、炉心３でウラン２３５（以下、「Ｕ２３５」と記す）の核分裂により発生した熱を受けることにより飽和水と飽和蒸気が混合した状態となり、炉心上部に移動する。そして、図示しない気水分離器及び蒸気乾燥器により乾燥状態となり、原子炉圧力容器２に接続された主蒸気配管系７を介してタービン８に送られタービンを駆動させる。このタービンの駆動により発電機９が回転され発電する。タービン８で仕事をした蒸気は復水器１０内に導入されて復水となり、復水ポンプ１１により給水加熱器１２に送られそこで昇温された後に給水ポンプ１３により再度原子炉圧力容器２内に供給される。
【０００３】
図１７は、上記構成のＢＷＲの典型的な運転特性図を示したものである。通常の運転は定格出力曲線、設計流量制御曲線、安定性制限曲線、最低ポンプ速度曲線、キャビテーション制限曲線、最大ポンプ速度曲線の各線上とそれらによって囲まれた領域内と自然循環曲線上で行われる。図１７の例では、定格出力は炉心流量が８５％（Ａ点）〜１０５％（Ｂ点）にかけて達成されている。原子炉の運転は、通常、サイクル初期では８５％流量近傍にあり、冷却材流量増による反応度利得を利用するためにサイクル燃焼度が進むに従い高流量側に移動し、サイクル末期では１０５％流量近傍となる。また炉心軸方向出力分布は、通常、サイクル初期では下歪みとなるよう炉心核設計を行い、炉心出口でのボイド率を高めている。これにより、ウラン２３８（以下、「Ｕ２３８」と記す）から、核分裂性物質であるプルトニウム２３９（以下、「Ｐｕ２３９」と記す）の生成が促進される。サイクル中期〜末期にかけてはＵ２３５に加えてＰｕ２３９を燃焼させる運転となるため、炉心軸方向出力分布は上歪み傾向となる。経済性を向上させた炉心では、上記炉心流量調整と、軸方向出力分布調整を可能とする核設計を組み合わせた最適化がなされている。
【０００４】
沸騰水型原子炉の炉心は、より具体的には、図１８に示すように構成されている。炉心内には複数の燃料集合体２０が装荷されており、４体の燃料集合体２０の中央部には制御棒２１が配設されている。また、炉心内には中性子束を検出するために複数個の局部出力領域モニタ２２（以下、「ＬＰＲＭ２２」という）が配置されている。
【０００５】
従来沸騰水型原子炉に採用されている燃料集合体は、図１９（ａ）、（ｂ）に示されている９×９燃料集合体の例のように、上部タイプレート２３および下部タイプレート２４、これらのタイプレートに両端が保持される複数の燃料棒２５及びウォータロッド２６、これらの燃料を束ねる燃料スペーサ２７、及びスペーサ２７で束ねられた燃料棒束を取り囲み上部タイプレート２３に取付けられるチャンネルボックス２８を備えている。燃料棒としては、高さが上部タイプレートまで達しない部分長の燃料棒２９が採用される場合もある。そして上記燃料集合体２０は、原子炉の炉心に格子状に装荷されるのが普通である。
【０００６】
ＢＷＲのチャンネルボックス２８は、縦に長い薄肉の角筒であり、その断面は、通常、コーナー部に半径約１ｃｍの曲率の四分割円を有する、約１３ｃｍ四方の擬似正方形である。その材質としては、ジルカロイが用いられる場合が多く、肉厚は、２ｍｍ〜３ｍｍ程度である。さらに、各燃料集合体２０は、図２０に示すように、炉心支持板３０及び上部格子板３１で支持され、円筒形のシュラウド３２に囲まれている。冷却材４は、下方より、燃料支持金具３３のオリフィス及び下部タイプレート２４を経由してチャンネルボックス２８内に流入し、燃料集合体により熱せられ、沸騰により蒸気（ボイド）を発生し、気液二相流となる。現在運転されている商用ＢＷＲでの燃料集合体有効長さは、約３．７ｍである。
【０００７】
一般に軽水冷却型原子炉の炉心は、核分裂性物質を装荷した多数の燃料集合体から構成され、燃料からの熱除去のための冷却材として水が使用されている。水に含まれる水素原子の中性子減速能力が大きいため、水の割合が大きい従来の軽水冷却型原子炉では、核分裂により発生するエネルギの高い中性子が大きく減速され、エネルギの低い熱中性子が中性子の大部分を占める。エネルギの低い中性子を核分裂性物質が吸収した場合には、中性子を約３個発生させる核分裂反応ではなく、核分裂を起こさず原子核の中に取り込んでしまう捕獲反応の割合が大きくなる。即ち、低エネルギ中性子による核分裂では、中性子吸収当たりの発生中性子数が少ない。
【０００８】
一方、高エネルギ中性子では、捕獲反応の割合が小さいため、捕獲による効果を含めても中性子吸収当たりの平均中性子発生数を２個以上とすることが可能であり、１個を核分裂連鎖反応の維持用とし、残りの１個をＵ−２３８等の燃料親物質を含むブランケットに吸収させて核分裂性物質を効率的に生成することが可能である。この核分裂性物質の生成と消滅の比率は従来の軽水炉では０．６程度であるが、燃料捧間の距離を小さくして稠密化した炉心では高エネルギ中性子の割合が増加するため、その比率を０．８から１．０程度とすることも可能であり、使用済み燃料からプルトニウム等の核分裂性物質を回収して再利用することにより、核燃料の大幅な節約が可能となる。
【０００９】
燃料集合体が格子状に装荷された場合、減速材である水の分布は、炉心上部では相対的にウォータロッドの部分と隣合うチャンネルボックスの間の部分（水ギャップ部）に多くなる。
【００１０】
以上のような沸騰水型原子炉における燃料集合体としては、国内で商用の発電が行われて以来、７行７列型、８行８列型、改良８行８列型、高燃焼度化８行８列型そして、高燃焼度化９行９列型が採用されるに至っている。図２１に、非特許文献１“ＴＬＲ−０５７（改訂２）「沸騰水型原子力発電所９×９燃料について」”からの抜粋として、“燃料集合体の燃料棒及びウォータロッド配列”を示す。９×９燃料（Ｓ格子）では、燃料棒ピッチが１４．３ｍｍで、燃料棒間隔が３．１ｍｍとなっている。
【００１１】
これらの改良により集合体当たりの核分裂性物質の収容量が増加し、集合体内濃縮度分布の最適化と可燃性毒物の最適配置により、高燃焼度化と長期運転サイクル化が実現され、炉心の経済性は向上している。高燃焼度化８×８燃料から９×９燃料では、燃料棒が燃料棒本数の増加によって総伝熱面積が増加するため、限界出力特性が改善される。また、高燃焼度化／長期運転サイクル化に伴うボイド反応度係数絶対値増加による核的要因に基づく安定性の悪化は、２本の太径ウォータロッドの採用等により防止されている。図２２は水ギャップ面積と水ロッド面積の和を一定としたとき、両者の比率と冷温時反応度上昇量、及び、二相流領域の蒸気ボイド率が４０％のときの中性子無限増倍率との関係を示している。水ギャップ面積割合が大きいと、減速された中性子がギャップ水で無駄吸収される割合が増し、過減速状態に近づくので冷温時反応度上昇は小さくなる。一方、水ロッド面積割合が大きいほど集合体中の減速材分布が平坦化されるので通常運転時の中性子増倍率は高くなる。
【００１２】
なお、集合体格子の増加に伴う二相圧損増加による熱水力的要因に基づく安定性の悪化は、スペーサ圧損係数の低減と８本の部分長燃料棒、および、高圧損型下部タイプレートの採用により防止されている。即ち、スペーサ圧損係数の低減と、全長燃料棒の約２／３の長さを有する８本の部分長燃料棒は二相流圧損の低減に寄与し、高圧損型下部タイプレートは、単相流圧損の増加に寄与している。その結果、全圧損に対する単相流圧損の割合が増加し、炉心の安定性は改善されている。また、８本の部分長燃料棒採用による集合体出口付近での流路面積の増加は、スリップ比（流路断面での液相流平均速度に対する、気相流平均速度の割合）の増大をもたらしており、量的には小さいものの、これによる安定性の改善効果も得られている。これは、ボイドが流路面積が広い所に集まり易い性質によるものであり、二相（液相、気相）上昇流では、気相（ボイド）の集まり具合（集中度）が大きいときに、ボイドの上昇速度が高くなる（核的フィードバック効果が強く顕れる領域での外乱の炉心滞留時間が短くなることを意味する）ためである。
【００１３】
ここで、限界出力特性とは、与えられた運転条件下（出力、流量、圧力、入口エンタルピ）で、当該燃料集合体にて遷移沸騰が発生する出力閾値の高低を意味する。限界出力特性は、燃料集合体格子数の他に、炉心燃料格子形状、スペーサタイプ、ウォータロッド本数・形状・配置等によっても影響を受ける。このため、新燃料集合体の開発に当たっては、通常、実寸の模擬燃料集合体に対して、ＢＷＲ運転条件下での熱水力試験を行い、限界出力特性を確認している。さらに、試験結果は、ＢＷＲ燃料集合体についての熱水力解析コードを用いることにより、「限界クオリティ対沸騰長さ」のタイプの沸騰遷移相関式に整理される。これは、沸騰水型原子炉では、沸騰長さが長くなるに従い、燃料被覆管を覆う液膜厚さが薄くなり、液膜が消失した高さが遷移沸騰発生点と考えられるためである。その代表的なものが、米国ＧＥ社が開発したＧＥＸＬ相関式であり、現在運転中の商用ＢＷＲでは、燃料集合体タイプ毎に求められたＧＥＸＬ相関式を基にして、定常運転時の最小限界出力比（Ｍｉｎｉｍｕｍ  Ｃｒｉｔｉｃａｌ  Ｐｏｗｅｒ  Ｒａｔｉｏ、以下ＭＣＰＲと記す）と、過渡時のＭＣＰＲ変化量（ΔＭＣＰＲ）が評価される場合が多い。
【００１４】
ＧＥＸＬ相関式は、ＢＷＲ炉心の下部領域では、限界出力に対する余裕が大きいことを反映している。“ＴＬＲ−００９（改訂４）「沸騰水型原子力発電所  ＧＥＴＡＢの概要、平成１０年１月  株式会社東芝」”（非特許文献２）、または、“ＨＬＲ−００７（訂４）「沸騰水形原子力発電所  原子炉の熱特性評価法（ＧＥＴＡＢ）について”、平成９年１２月  株式会社日立製作所」（非特許文献３）参照。
【００１５】
これに対して、近年、燃料集合体を稠密格子で配置した場合の限界出力（限界熱流束）に関する先進的な研究結果が公にされている「例えば、日本原子力研究所報告書（ＪＡＥＲＩ−Ｊ  １７９４６），”Critical heat flux for tight-lattice rod bundle", Proceedings of International Workshop on Conceptual Status and Future Directions in Boiling Heat Transfer and Two-Phase Flow, p177-181(2000)（非特許文献４），日本原子力学会和文論文誌，Vol.1,No.3(2002)、367.“稠密バンドル燃料の限界出力”（非特許文献５）、或いは、（社）日本原子力学会「２００１年秋の大会」予稿集（Ｇ２６〜Ｇ２７）（非特許文献６）」。これらの報告では、将来炉心の経済性向上を目標に、転換比を改善する（１．０以上とする）観点から様々な研究評価がなされている。特に、非特許文献５では、圧力などがＢＷＲ運転条件に近い試験条件下では、稠密バンドルにおいても現行ＢＷＲと同じ液膜ドライアウトと類似の沸騰遷移温度挙動を生じることとともに、試験結果に対して適用性確認を行った限界熱流束相関式が記載されている。
【００１６】
次に、安定性とは、プラント起動時または停止時に運転点が低流量／高出力状態となった場合、あるいは、プラントで再循環ポンプ１台トリップ等の過渡変化が発生し、運転点が低流量／高出力に移行したときの、中性子束振動の減衰特性を意味する。炉心は、全運転領域で安定であることが望ましく、安定性の判定パラメータである減幅比が１．０未満であることを解析することにより確認される。逆に、減幅比１．０に対して余裕の少ない運転領域は、選択制御棒（Selected Rods Insertion；以下、「ＳＲＩ」と記す）や安定性制限曲線により除外される。安定性の種類には、特に最高出力チャンネルの熱水力的な安定性に注目したチャンネル安定性、炉心全体の位相が揃った中性子束振動である炉心安定性（基本モードの安定性）、炉心周方向に対称軸を有し１８０度位相がずれた中性子束振動である領域安定性（高次モードの安定性）がある。それぞれの安定性の軸方向出力分布への感度は、炉心安定性が一般に平坦な分布ほど厳しい方向であり、チャンネル安定性、領域安定性は下部ピークな分布ほど厳しい方向となっている。炉心安定性では、他の安定性と軸方向出力分布への感度が異なるのは、炉心安定性では核的フィードバックの効果が大きく、これはボイド率の高いところで出力ピークが高いときに、大きな影響となって現れるためである。ＢＷＲの安定性については、“ＴＬＲ０１０（改訂３）「沸騰水型原子力発電所“安定性解析手法について”、平成１０年２月、株式会社東芝」”（非特許文献７）、または、“ＨＬＲ０１３（訂３）「沸騰水型原子力発電所“安定性解析手法について”、平成１０年２月、株式会社日立製作所」”（非特許文献８）に記述がある。
【００１７】
図２３に、９×９ウラン燃料を全数装荷したＢＷＲプラントの炉心安定性解析結果を示す。ここで、安定性解析は、冷却材の再循環系を含むＢＷＲ炉心をモデル化した周波数領域の安定性解析コードで行ったものである。炉心安定性減幅比は、最低ポンプ速度曲線上の最大出力点で最も大きくなっており、９×９ウラン燃料を全数装荷した炉心では、減幅比が０．６７である。
【００１８】
このように、ＢＷＲ炉心では、各種設計改良により安定性の悪化が防止されているが、他方、ウラン資源の有効利用と使用済燃料発生量の削減を目的として軽水炉燃料の高燃焼度化が進められており、これにともなってウラン濃縮度は増加する傾向にある。ウラン濃縮度の増加により、ボイド反応度係数はより負になり、また、通常運転状態に対する冷温状態での反応度上昇量も増加する。沸騰水型原子炉では、熱水力フィードバック効果を含む炉心動特性や炉停止余裕など、炉の制御性の観点から、ボイド反応度係数や冷温時反応度上昇量を適切な値に保つ必要がある。ボイド係数や冷温時反応度上昇量を調整する方法として、中性子減速材である水の量を調整することが知られている。
【００１９】
沸騰水型原子炉では、燃料集合体下部からチャンネルボックス内に飽和状態に近い水が流入し、燃料棒からの伝熱により発生した蒸気ボイドを含む二相流となって燃料集合体上端から流出する。燃料集合体間はほぼ飽和状態にある水ギャップ領域となっているほか、チャンネルボックス内部にもほぼ飽和状態にある領域を形成するため、水ロッドを燃料集合体中央付近に配置する場合がある。
【非特許文献１】“ＴＬＲ−０５７（改訂２）「沸騰水型原子力発電所９×９燃料について」”
【非特許文献２】“ＴＬＲ−００９（改訂４）「沸騰水型原子力発電所  ＧＥＴＡＢの概要、平成          １０年１月  株式会社東芝」”
【非特許文献３】“ＨＬＲ−００７（訂４）「沸騰水形原子力発電所  原子炉の熱特性評価法（Ｇ          ＥＴＡＢ）について”、平成９年１２月  株式会社日立製作所」
【非特許文献４】日本原子力研究所報告書（ＪＡＥＲＩ−Ｊ  １７９４６），”Critical heat           flux for tight-lattice rod bundle", Proceedings of InternationalWorkshopon Conceptual Status and Future Directions in Boiling HeatTransfer and Two-Phase Flow, p177-181(2000)
【非特許文献５】日本原子力学会和文論文誌，Vol.1,No.3(2002)、367.“稠密バンドル燃料の限          界出力”
【非特許文献６】（社）日本原子力学会「２００１年秋の大会」予稿集（Ｇ２６〜Ｇ２７）
【非特許文献７】“ＴＬＲ０１０（改訂３）「沸騰水型原子力発電所“安定性解析手法について            ”平成１０年２月、株式会社東芝」”
【非特許文献８】“ＨＬＲ０１３（訂３）「沸騰水型原子力発電所“安定性解析手法について”          平成１０年２月、株式会社日立製作所」”
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００２０】
ＢＷＲの安定性は、一般に炉心流量が高いときに安定化することが知られている。これは、１つには、ボイドが炉心を通過するのに要する時間が短縮化されることが寄与している。ここで、ボイドの速度分布は、流路の形状とボイド率に依存することが知られている。ＢＷＲ炉心内（並行多チャンネル内の管群）のボイド率は、軸方向で増加する方向であるため、ボイドの集中度が大きくなる炉心の出口付近でボイド速度は最大となる。
【００２１】
炉心の入口では、冷却材は未飽和のため、炉心最下部では、冷却材は単相流となる。上記、安定性は、炉心入口部で発生した擾乱が、炉心、ＲＰＶ内に形成される各種のフィードバック・ループを介して炉心入口部に外乱として戻ってきたときの応答性を示すものとして捉えることができる。一般的に、応答遅れが小さいときに安定化するため、炉心入口流量が高いときに炉心は安定化する方向となる。これを、チャンネル内の流速として見たときには、単相流が支配的な集合体入口での流速が高いときに、安定性に対する余裕は増加する。集合体入口での流速を高めるためには、例えば、チャンネル内の流路面積を減少させれば良い。
【００２２】
しかしながら、チャンネル内流路面積を減少させる手段として、稠密格子炉心を採用した場合には、チャンネル内流路面積の減少は、チャンネル内圧損の増加をもたらす。特に、二相流部の圧損は、ループのゲインの増加に繋がるため、安定性に対する余裕を減少する側に作用する。また、稠密格子炉心にＰｕ富化度を高めた燃料（ＭＯＸ燃料）を装荷する場合には、炉心が偏平となり、熱出力を下げざるを得ない。これは、燃料を稠密化して転換比を向上させた炉心では、中性子を減速させる冷却材が少なく、高エネルギスペクトルとなるため、従来のＮａ冷却大型高速炉のように、冷却材の密度低下による反応度（冷却材ボイド係数）が正となる可能性があるためである（例えば、特願平１０−１８５２８８）。
【００２３】
炉心の安定性を向上させる手段としては、上記の他に、全圧損に占める単相流圧損の割合を増加させることが効果的であることが知られている。その効果を利用した燃料集合体の例が、従来設計の９×９燃料であり、部分長燃料棒の採用と高圧損型下部タイプレートの採用により、安定性は改善されている。しかしながら、本手段は、炉心上下間差圧がほぼ一定となる条件下でのチャンネル安定性、あるいは、炉心入口総流量がほぼ一定となる条件下での領域安定性（高次モードの安定性）の改善には有効であるが、圧力容器内での冷却材の流れに沿った密度波の伝播を取り扱い、炉心の核のフィードバックが支配的となる炉心安定性（基本モードの安定性）には、余り大きな改善効果が期待できないことが知られている。例えば、最低ポンプ速度最大出力点での安定性減幅比の改善度合いは、チャンネル安定性に対して２０％であるときに、領域安定性に対して約１０％、炉心安定性に対しては５％程度である。
【００２４】
他方、ＢＷＲ炉心の経済性の一層の向上を目指すための一手段として、高燃焼度化１０×１０燃料を導入した場合には、高燃焼度化達成のために燃料ペレット濃縮度が高くなり、核的フィードバック効果が大きくなること、及び、燃料棒本数の増加により集合体圧損が増大する方向となる。従って、単なる炉心の安定性の低下防止策のみならず、抜本的な安定性（特に、炉心安定性）の改善策の提案が必須となっている。さらには、安全性を損なうことなくＭＯＸ燃料を利用できる炉心燃料、あるいは、１．０以上の転換比が可能な炉心が将来実現する前であっても、現状よりも転換比を改善させた炉心燃料の早期導入が待たれている。
【００２５】
本発明は、このような点に鑑み、部分長燃料棒、太径ウォータロッド等、これまでに培われたＢＷＲの燃料設計・製造技術を基盤とした上で、稠密炉心の長所を取り入れることにより、ＢＷＲの安全性を低下させることなく、安定性と経済性を向上させる燃料集合体を得ることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００２６】
本発明は、最大有効長さＡの長尺燃料棒と、その最大有効長さＡよりも短い最大有効長さを有する部分長燃料棒をＮ×Ｎの正方格子状に配置するとともに、そのＮ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒をチャンネルボックスで囲んだ沸騰水型原子炉用燃料集合体において、前記燃料集合体の高さ方向０から上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域Ｈにおける、上記Ｎ×Ｎの燃料棒が配置されていない空間部に、上記部分長燃料棒よりも短く、かつ上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の最大有効長さＣを有する短尺燃料棒を配置したことを特徴とする。
【００２７】
すなわち、集合体の下部領域の燃料棒に挟まれた空間部分には、短尺細径の燃料棒を配置している。さらには、燃料棒の直径を軸方向（炉心の高さ方向）で変化させた上で、集合体全圧損を、既存の燃料集合体とほぼ同じにするために、集合体の上部領域では、一部の燃料棒を部分長としている。さらに、本発明では、ウォータロッドと部分長燃料棒の配置に関しては、中央部に集中させる様式で配置している。
【００２８】
しかして、本発明では、燃料集合体の下部領域では流路面積（最小値）が、従来のＢＷＲ燃料集合体における流路面積の半分程度に減少されており、他方、燃料集合体の上部領域での流路面積（最大値）が従来ＢＷＲ燃料集合体よりも大きくしてある。このときの具体的な指標としては、以下を使用している：
実効流路面積Ｓ：
Ｓ  ＝  チャンネルボックス内空間部の断面積
−  燃料棒本数×燃料棒１本当りの断面積
−  ウォータロッド本数×ウォータロッド１本当りの断面積
水力等価直径Ｄ：
Ｄ  ＝  ４×実効流路面積（Ｓ）
／（チャンネルボックス内周長
＋  燃料棒本数×燃料棒１本当りの周長
＋  ウォータロッド本数×ウォータロッド１本当りの周長）
ここで、ウォータロッド形状として複数種（丸状ウォータロッド、角状ウォータボックス  等）が採用されている場合には、ウォータロッド毎に断面積と周長を考慮する。また、複数の異なる径の燃料棒が採用されている場合には、燃料棒毎に断面積と周長を考慮する。
【００２９】
さらに、  実効流路面積Ｓと水力等価直径Ｄについて、集合体入口部と中央部、あるいは、集合体入口部と出口部での比に着目する。これは、Ｅ１＝Ｓ（中央部）／Ｓ（入口部）とＥ２＝Ｄ（中央部）／Ｄ（入口部）、あるいは、Ｆ１＝Ｓ（出口部）／Ｓ（入口部）とＦ２＝Ｄ（出口部）／Ｄ（入口部）が大きいときに、安定性改善の相乗効果が得られるためである。
【００３０】
高燃焼度８×８燃料と、９×９燃料に関するＥ１とＥ２を図２４に、Ｆ１とＦ２を図２５に示す。ここで、Ｅ１とＥ２については、従来設計例（高燃焼度８×８燃料、９×９燃料）ではともに１．０よりも若干小さくなっている。これは、従来設計例では、太径ウォータロッドの下部を細径としていることによる。
【００３１】
この結果、これにより単相流が支配的な集合体入口領域での流速が増加するのに加えて、集合体出口付近でのボイドのスリップ速度が大きくなる。さらには、集合体対内の圧損分布比（二相流圧損／単相流圧損）が増加することに加えて、集合体上部領域での水対ウラン比（Ｈ２Ｏ／ＵＯ２）が単純に大きくなること以上に高速中性子束がより効率的に減速されることによるボイド係数の絶対値の低減効果も得られる。これらは、全て、炉心の安定性を改善する方向に作用する。
【００３２】
また、集合体下部領域に配置する固体減速材を水排除を主目的としたものとすることで、中性子束のエネルギー分布が高い側に移動する。これは、本燃料集合体を装荷した炉心の転換比を向上させる側に作用する。
【００３３】
さらには、集合体下部に短尺細径の燃料棒を配置することにより、ＭＯＸ燃料を充填できる燃料棒の自由度が増加する。これは、炉心核設計上の適正化（特に、ボイド係数が正値にならないようにする）を図ることを容易にする。
【００３４】
なお、上記手段は、既存のプラント設備、炉内構造物に特段の改造を加えることなく実現可能である。
【発明の効果】
【００３５】
以上のように、本発明によれば、従来からのＢＷＲ燃料炉心の設計・製造技術、及び、稠密格子に関する最新の知見を活かした上で、特に、集合体下部での熱的健全性に関わる設計余裕を有効利用することにより、既設のＢＷＲプラントの炉心の安定性と経済性を同時に改善することができる。
【００３６】
即ち、本発明によれば、集合体入口領域での単相流速度の増大効果、集合体出口領域でのボイドのスリップ速度の増大効果、集合体全圧損に占める単相流圧損の増大効果、及び集合体上部領域での核的フィードバックの低減効果の４つの効果が同時に得られ、安定性を改善させることができる。
【００３７】
さらには、集合体下部領域に配置する固体減速材を減速能が小さな水排除棒とした場合、或いは、細径の燃料棒を配置した場合には、安定性改善効果と合わせて、炉心の転換比の向上、及びＭＯＸ燃料装荷自由度の増加の効果が得られ、しかも、上述した効果を得る上で、プラント、及び、炉心構造物の改造は基本的に不要であるため、プラントの経済性が大幅に向上する等の効果を奏する。
【発明を実施するための最良の形態】
【００３８】
以下、本発明の実施の形態を図１〜図１５、及び、図２４、図２５を参照して説明する。
【００３９】
図１は、第１の実施例として１０×１０格子の燃料集合体の構造を模式的に示す縦断面図であり、図１（ａ）は集合体下部、図１（ｂ）は集合体上部を示している。この燃料集合体においては、燃料棒４０が１０×１０の正方格子状に配置されており、中央には、外幅が約３５ｍｍで燃料棒９本分のウォータボックス４１が配置され、チャンネルボックス４２で囲まれている。ここで、燃料棒の全長は約４ｍ、有効長（全長燃料棒に対する値）は約３．７ｍ、直径は約１０ｍｍである。
【００４０】
図２は、図１で示した燃料集合体の縦断面図であり、集合体は、上部タイプレート４３と下部タイプレート４４により固定され、さらに、燃料スペーサ４５により所定の間隔が保持されている。図２（ａ）は、集合体の最外周部断面（Ａ断面）、図２（ｂ）は、集合体の中央部断面（Ｂ断面）を示している。ここで、チャンネル内への冷却材は、燃料棒下部端栓と下部タイプレート４４の挿入孔との間に確保された隙間より流入する。
【００４１】
上記正格子状に配置された１０×１０の燃料棒は、最大有効長さＡを有する長尺燃料棒４０ａと、その長尺燃料棒４０ａの最大有効長さよりも有効長さが短い１２本の第１の部分長燃料棒４０ｂ及び８本の第２の部分長燃料棒４０ｃにより構成されている。１２本の第１の部分長燃料棒４０ｂは集合体下端から第５スペーサまでの長さを有しており、また８本の第２の部分長燃料棒４０ｃは集合体下端から第４スペーサまでの長さとしてある。そして、上記第１の部分長燃料棒４０ｂは集合体の外周部に配置され、第２の部分長燃料棒４０ｃはウォータボックス４１に隣接して配置されている。
【００４２】
燃料棒間隔（最小値）は、集合体の全領域において約２．５ｍｍとしているが、長尺燃料棒の最大有効長さの１／２以下の領域である集合体下部には、燃料棒４０ａ、４０ｂ、或いは４０ｃに挟まれた空間に、集合体下端から第２スペーサまでの長さを有し、断面が５ｍｍ×５ｍｍの四角柱状短尺のウォータロッド４６が配置されている。燃料棒と四角柱短尺ウォータロッド４６の間隔（最小値）は、約１．５ｍｍである。そして、集合体の全圧損は、従来の９×９燃料集合体とほぼ同じとなっている。
【００４３】
本実施例では、炉心有効長を軸方向に均等長さで４領域に分けたときに、
各領域での最小流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１ｍ、Ｓ２ｍ、Ｓ３ｍ、Ｓ４ｍ）、
各領域での最大流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１Ｍ、Ｓ２Ｍ、Ｓ３Ｍ、Ｓ４Ｍ）、
各領域での最小水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１ｍ、Ｄ２ｍ、Ｄ３ｍ、Ｄ４ｍ）、
各領域での最大水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１Ｍ、Ｄ２Ｍ、Ｄ３Ｍ、Ｄ４Ｍ）
は、
Ｓ１Ｍ＜Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、
且つ、
Ｄ１Ｍ＜Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ
となっており、さらに図２４に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１（＝Ｓ２ｍ／Ｓ１Ｍ）、Ｅ２（＝Ｄ２ｍ／Ｄ１Ｍ）の値はそれぞれ約１．２、約１．７となっており、従来燃料の値と比べて大きくなっている。
【００４４】
また、図２５に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｆ１（＝Ｓ４ｍ／Ｓ１ｍ）、Ｆ２（＝Ｄ４ｍ／Ｄ１ｍ）の値はそれぞれ約１．４、約２．４であり、やはり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。
【００４５】
なお、本実施例は１０×１０格子であることから、上述した部分長燃料棒本数を採用した場合でも、従来の９×９格子燃料と比べて、Ｕ２３５等核分裂性核種の充填量はほぼ同等であり、これとペレット濃縮度の最適化により高燃焼度化を達成することが可能である。
【００４６】
図３（ａ）、（ｂ）は、本発明で用いられているウォータボックス４１或いは四角柱短尺ウォータロッド４６の形状をより具体的に示したものである。ウォータボックス４１及びウォータロッド４６の冷却材の流入孔はそれぞれの下端、流出孔はそれぞれの上部に開けられており、ウォータボックス４１及びウォータロッド４６内では、冷却材は、ほぼ未飽和の状態となっている。
【００４７】
図４は、本発明で用いられているスペーサの形状をより具体的に示したものである。基本構造は、従来の９×９燃料集合体のスペーサと同様に丸セルを連結したものであり、丸セル内に燃料棒が挿入され、４つの丸セル間に四角柱状短尺のウォータロッド４６が挿入される。
【００４８】
図５は、本発明で用いられている下部タイプレート４４の形状をより具体的に示したものである。基本構造は、従来の９×９燃料集合体の下部タイプレートと同様に、表面に多数の孔が開けれている。これらは、燃料挿入孔５０、ウォータロッド挿入孔５１、ウォータボックス挿入孔５２、及び、冷却材流路用の孔５３である。
【００４９】
図６は、炉心安定性解析結果を示している。集合体入口部の単相流の流速は、ほぼ流路面積の二乗に反比例して増加するため、集合体内で発生する気泡（ボイド）のチャンネル内通過時間が短縮され、これは、炉心の安定性は改善する方向に作用する。他方、本例では、従来型燃料ではクオリティが小さかった領域に短尺ウォータロッド４６を配置したことから、集合体下部領域での核的なフィードバックは従来９×９燃料とほぼ同等となっている。他方、上部領域においては、２０本の部分長燃料棒４０ｂ、４０ｃの採用により、従来燃料より冷却材が占める領域が増加している上、部分長燃料棒の内８本の第２の部分長燃料棒４０ｃが中央部のウォータボックスに隣接して採用されているため（図１（ｂ））、高速中性束がより効率的に減速されることから、核的なフィードバックは減少する方向となっている。集合体全圧損は従来９×９燃料とほぼ同等であるが、全圧損に占める単相流圧損の割合が大きくなっている。これらの効果が相乗して作用するため、炉心の安定性は向上し、炉心安定性減幅比は約３０％減少する（最大値は０．４７である）。領域安定性、及び、チャンネル安定性は、従来９×９燃料導入時に、既に改善されているが、さらに向上する。
【００５０】
なお、集合体を炉心に装荷したとき、運転条件下（圧力、質量流束、入口サブクーリング）での限界出力は、例えば、非特許文献５に記載された限界出力相関式により確認が可能である。
【００５１】
図７及び図８は本発明の第２の実施例を示す図であり、図７（ａ）は集合体下部横断面、図７（ｂ）は集合体上部横断面を示し、図８は図７で示した燃料集合体の縦断面図であり、図８（ａ）は集合体の最外周部断面（Ａ断面）、図８（ｂ）は集合体の中央部断面（Ｂ断面）を示している。これらの図に示すように、この第２の実施例では、９×９格子の燃料集合体を構成する長尺燃料棒５５ａ、部分長燃料棒５５ｃの直径が、集合体の下部では集合体の上部よりも大きくなっている。即ち、燃料棒全長、有効長（最大値）は第１の実施例と同一であるが、上部領域での燃料棒直径は約１１ｍｍであり、下部領域での燃料棒直径は約１２ｍｍとなっている。集合体の中央には、下部領域では燃料棒１本分で断面丸型で、上部領域では燃料棒９本分で断面四角型となるウォータボックス４１ａが配置されている。
【００５２】
集合体上部の燃料棒の一部（合計１６本）は集合体下端から第４スペーサまで延びる部分長燃料棒５５ｃとなっており、またウォータロッド４１ａの細径円柱部４１ａ１を囲む８本の燃料棒５５ｄは、その長さが第２スペーサの上端を僅かに超えるまでとなっている。チャンネル内への冷却材は、燃料棒下部端栓と下部タイプレートの挿入孔との間に確保された隙間より流入する。
【００５３】
燃料棒間隔（最小値）は、集合体の上部領域において約３ｍｍとしているが、集合体下部では燃料棒に挟まれた空間に、図７（ａ）、図８（ａ）、（ｂ）に示すように、集合体下端から第２スペーサまで延びるジルカロイからなる、直径３ｍｍの円柱状短尺の固体減速材５６が配置されている。燃料棒５５ａと固体減速材５６の間隔（最小値）は、約１ｍｍであり、集合体の全圧損は従来の９×９燃料集合体とほぼ同じとなっている。
【００５４】
本実施例では、炉心有効長を軸方向に均等長さで４領域に分けたときに、
各領域での最小流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１ｍ、Ｓ２ｍ、Ｓ３ｍ、Ｓ４ｍ）、
各領域での最大流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１Ｍ、Ｓ２Ｍ、Ｓ３Ｍ、Ｓ４Ｍ）、
各領域での最小水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１ｍ、Ｄ２ｍ、Ｄ３ｍ、Ｄ４ｍ）、
各領域での最大水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１Ｍ、Ｄ２Ｍ、Ｄ３Ｍ、Ｄ４Ｍ）
は、
Ｓ１Ｍ＜Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、
且つ、
Ｄ１Ｍ＜Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ
で、さらに図２４に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１（＝Ｓ２ｍ／Ｓ１Ｍ）、Ｅ２（＝Ｄ２ｍ／Ｄ１Ｍ）の値はそれぞれ約１．２、約１．６であり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。
【００５５】
また、図２５に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｆ１（＝Ｓ４ｍ／Ｓ１ｍ）、Ｆ２（＝Ｄ４ｍ／Ｄ１ｍ）の値はそれぞれ約１．５、約２．３であり、やはり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。
【００５６】
図９（ａ）は、燃料棒５５ａ或いは部分長燃料棒５５ｃの概略構造を示した図であり、燃料ペレット５７の直径は、燃料棒下部では、燃料棒上部に比べて大きくなっている。図９（ｂ）は、円柱状短尺の固体減速材５６を示したものである。
【００５７】
集合体入口部の単相流の流速は、ほぼ流路面積の二乗に反比例して増加するため、集合体内で発生する気泡（ボイド）のチャンネル内通過時間が短縮され、これは、炉心の安定性は改善する方向に作用する。さらに、本例では、従来型燃料ではクオリティが小さかった領域に軽水よりも小さな減速比を有する固体減速材５６を配置したことから、核的なフィードバックは従来９×９燃料よりも大きくなる方向であるが、単相流が支配的な領域であるから、炉心安定性の悪化要因とはならない。他方、上部領域においては、１６本の部分長燃料棒５５ｃの採用により、従来燃料より冷却材が占める領域が増加している上、中央部のウォータボックス４１ａに隣接して採用されているため、高速中性子がより効率的に減速されることから、核的なフィードバックは減少する方向となっている。集合体全圧損は従来９×９燃料とほぼ同等であるが、全圧損に占める単相流圧損の割合が大きくなっている。これらの効果が相乗して作用するため、炉心の安定性は向上し、炉心安定性減幅比は、従来９×９燃料装荷炉心と比べて２５％程度改善される。領域安定性、及び、チャンネル安定性も改善する。
【００５８】
なお、本実施例は９×９格子であるが、上述したように、集合体下部領域での燃料棒直径を増加させていることから部分長燃料棒を採用した場合でも、従来の９×９格子燃料と比べて、Ｕ２３５等核分裂性核種の充填量は約１０％増加し、これと、ペレット濃縮度の最適化、及び、集合体下部領域での転換比の改善効果により、高燃焼度化を達成することは十分に可能である。また、上記実施の形態においては長尺燃料棒及び部分長燃料棒の両者の直径が、集合体の下部では集合体の上部よりも大きくなっているものを示したが、いずれか一方の燃料棒の径を集合体の下部では集合体の上部よりも大きくしてもよい。
【００５９】
図１０及び図１１は本発明の第３の実施例を示す図であり、９×９格子の燃料集合体を構成する燃料棒５８ａ、及び部分長燃料棒５８ｃの直径が、集合体の下部では集合体の上部よりも小さくなっている。図１０（ａ）は集合体下部横断面、図１０（ｂ）は集合体上部横断面を示している。集合体の中央には、下部領域では断面丸型（直径約１３ｍｍ）、上部領域では燃料棒９本分で断面四角型となるウォータボックス４１ａが配置されている。
【００６０】
図１１は、図１０で示した燃料集合体の縦断面図であり、図１１（ａ）は集合体の最外周部断面（Ａ断面）、図１１（ｂ）は集合体の中央部断面（Ｂ断面）を示している。ここで、チャンネル内への冷却材は、燃料棒下部端栓と下部タイプレートの挿入孔との間に確保された隙間より流入する。
【００６１】
燃料棒間隔（最小値）は、燃料棒直径が約１１ｍｍの９×９格子の集合体の上部領域において約３ｍｍとしているが、集合体下部では、燃料棒に挟まれた空間に、直径約６ｍｍで集合体下端から第２スペーサまで延びる、燃料棒５８ａの細径部５８ａ１と同じ直径の細径短尺燃料棒５９が配置されており、燃料棒間隔（最小値）は約１ｍｍとしてある。全体の約１／３に相当する細径短尺燃料棒部５９には、粒子状（直径約４ｍｍ）ＭＯＸ燃料が装填されており、残りの細径短尺燃料棒５９には、やはり粒子状のウラン燃料（直径約４ｍｍ）が装荷されている。これに対して、集合体上部の燃料棒の一部（合計１６本）は、集合体下端から第４スペーサまでの部分長燃料棒５８ｃとなっており、集合体の全圧損は、従来の９×９燃料集合体とほぼ同じとなっている。
【００６２】
本実施例では、炉心有効長を軸方向に均等長さで４領域に分けたときに、
各領域での最小流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１ｍ、Ｓ２ｍ、Ｓ３ｍ、Ｓ４ｍ）、
各領域での最大流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１Ｍ、Ｓ２Ｍ、Ｓ３Ｍ、Ｓ４Ｍ）、
各領域での最小水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１ｍ、Ｄ２ｍ、Ｄ３ｍ、Ｄ４ｍ）、
各領域での最大水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１Ｍ、Ｄ２Ｍ、Ｄ３Ｍ、Ｄ４Ｍ）
は、
Ｓ１Ｍ＜Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、
且つ、
Ｄ１Ｍ＜Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ
で、さらに図２４に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１（＝Ｓ２ｍ／Ｓ１Ｍ）、Ｅ２（＝Ｄ２ｍ／Ｄ１Ｍ）の値はそれぞれ約１．２、約２．１であり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。
【００６３】
また、図２５に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｆ１（＝Ｓ４ｍ／Ｓ１ｍ）、Ｆ２（＝Ｄ４ｍ／Ｄ１ｍ）の値はそれぞれ約１．２、約２．９であり、やはり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。
【００６４】
図１２は、燃料棒５８ａの構造を示したものであり、細径燃料棒部５８ａ１ の上部に太径燃料棒部５８ａ２ が同一軸線上に連結されている。そして、細径燃料棒部５８ａ１ には粒状燃料６０が充填されており、太径燃料棒部５８ａ２ には円柱状のペレット６１が装填されている。
【００６５】
図１３は、燃料棒の細径燃料棒部と太径燃料棒部の連結方式を示す図である。細径燃料棒部５８ａ１ の上部端栓６２には正六角形の対角線上に６枚の突起６２ａが付けられており、他方、太径燃料棒部５８ａ２の下部端栓６３には、正六角形の対角線上に６つの溝６３ａが設けられており、上記太径燃料棒部５８ａ２の下部端栓６３の内周側の各溝６３ａに、太径燃料棒部５８ａ２と同一軸線上に配設された細径燃料棒部５８ａ１ の上部端栓６２の各突起６２ａを下方から係合連結することにより一本の燃料棒５８ａが形成されている。上記太径燃料棒部５８ａ２の下部端栓６２の各溝６２ａの外周側には、図１３（ｂ）に示すように上記細径燃料棒部５８ａ１ を取り囲む６本の細径短尺燃料棒５９の上部端栓５９ａに設けられた突起５９ａ１が係合され、１本の太径燃料棒部５８ａ２ は上記細径燃料棒部５８ａ１ 及びそれを取り囲む６本の細径短尺燃料棒５９によって支持されるようにしてある。
【００６６】
集合体入口部の単相流の流速は、ほぼ流路面積の二乗に反比例して増加するため、集合体内で発生する気泡（ボイド）のチャンネル内通過時間が短縮され、これは、炉心の安定性は改善する方向に作用する。さらに、本例では、集合体下部領域でＭＯＸ燃料が採用されているため、ボイド係数の絶対値はやや大きくなる方向となるが、単相流が支配的な領域であるため、核的なフィードバック効果への影響は小さい。他方、上部領域においては、１６本の部分長燃料棒の採用により、従来燃料より冷却材が占める領域が増加している上、部分長燃料棒の内８本が中央部のウォータボックスに隣接して採用されているため、高速中性束がより効率的に減速されることから、核的なフィードバックは減少する方向となっている。集合体全圧損は従来９×９燃料とほぼ同等であるが、全圧損に占める単相流圧損の割合が大きくなっている。これらの効果が相乗して作用するため、炉心の安定性は向上し、炉心安定性減幅比は、従来９×９燃料装荷炉心と比べて約２０％改善される。領域安定性、及び、チャンネル安定性も改善する。
【００６７】
なお、本実施例は９×９格子であるが、集合体下部領域での燃料棒本数を増加させたことから、上述した部分長燃料棒本数を採用した場合でも、従来の９×９格子燃料と比べて、Ｕ２３５等核分裂性核種の充填量はほぼ同等であり、これと、ペレット濃縮度の最適化、及び、集合体下部領域での転換比の改善効果により、高燃焼度化を達成することは十分に可能である。また、上記実施の形態においては長尺燃料棒及び部分長燃料棒の両者の直径が、集合体の下部では集合体の上部よりも小さくなっているものを示したが、いずれか一方の燃料棒の径を集合体の下部では集合体の上部よりも小さくしてもよい。
【００６８】
図１４は、第４の実施の形態を示す図であり、１０×１０格子の燃料集合体において、燃料棒断面形状が集合体の下部と上部で異なっていることに加えて、チャンネルボックスの下部が内側に厚肉（約５ｍｍ）となっている。図１４（ａ）は集合体下部横断面、図１４（ｂ）は集合体上部横断面を示している。燃料棒６４の断面形状は、集合体下部領域では正六角形（被覆管外側形状が六角形で、被覆管内側断面形状と燃料ペレット断面形状は円形）で、集合体上部では円形としている。集合体の中央には、下部領域では燃料棒１本分の断面六角形で、上部領域では燃料棒９本分の断面丸型の超太径となるウォータロッド４１ｃが配置されている。
【００６９】
図１５は、図１４で示した燃料集合体の縦断面図であり、図１５（ａ）は、集合体の最外周部断面（Ａ断面）、図１５（ｂ）は、集合体の中央部断面（Ｂ断面）を示している。ウォータロッド細径六角柱部を囲む８本の燃料棒は、その長さが第２スペーサの上端を僅かに超えるまでとなっている。
【００７０】
燃料棒間隔（最小値）は、集合体の上部領域において約２ｍｍとしているが、集合体下部では燃料棒に挟まれた空間に、ジルカロイからなる、最大径４ｍｍの六角柱状短尺（集合体下端から第２スペーサまで）の固体減速材６５が配置されている。燃料棒６４と固体減速材６５の間隔（最小値）は、約１ｍｍである。これに対して、集合体上部の燃料棒の一部（合計２４本）は部分長の燃料棒であり、集合体下端から第４スペーサまでの長さの第１の部分長燃料棒がＬが１６本、集合体下端から第５スペーサまでの第２の部分長燃料棒Ｓが８本となっており、集合体の全圧損は、従来の９×９燃料集合体とほぼ同じとなっている。本実施例では、炉心有効長を軸方向に均等長さで４領域に分けたときに、
各領域での最小流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１ｍ、Ｓ２ｍ、Ｓ３ｍ、Ｓ４ｍ）、
各領域での最大流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１Ｍ、Ｓ２Ｍ、Ｓ３Ｍ、Ｓ４Ｍ）、
各領域での最小水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１ｍ、Ｄ２ｍ、Ｄ３ｍ、Ｄ４ｍ）、
各領域での最大水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１Ｍ、Ｄ２Ｍ、Ｄ３Ｍ、Ｄ４Ｍ）
は、
Ｓ１Ｍ＜Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、
且つ、
Ｄ１Ｍ＜Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ
で、さらに図２４に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１（＝Ｓ２ｍ／Ｓ１Ｍ）、Ｅ２（＝Ｄ２ｍ／Ｄ１Ｍ）の値はそれぞれ約１．２、約２．２であり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。
【００７１】
また、図２５に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｆ１（＝Ｓ４ｍ／Ｓ１ｍ）、Ｆ２（＝Ｄ４ｍ／Ｄ１ｍ）の値はそれぞれ約１．９、約３．４であり、やはり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。
【００７２】
従って、実施例１〜３と同様の理由で炉心の安定性は向上し、炉心安定性減幅比は、従来９×９燃料装荷炉心と比べて約２５％改善される。領域安定性、及び、チャンネル安定性も改善する。
【００７３】
なお、本実施例は１０×１０格子であり、また、下部領域で、全長の約１／４の燃料棒が８本確保されていることから、上述した部分長燃料棒本数を採用した場合でも、従来の９×９格子燃料と比べて、Ｕ２３５等核分裂性核種の充填量は約５％増加し、これと、ペレット濃縮度の最適化、及び、集合体下部領域での転換比の改善効果により、高燃焼度化を達成することは十分に可能である。
【００７４】
本発明の適用範囲は、上述した第１〜第４の実施の形態以外にもある。
【００７５】
例えば、第１の実施の形態において、細径短尺のウォータロッドの一部を固体減速材棒、中性子毒物（ガドリニア等）棒、あるいは、燃料棒とすることにより、集合体下部領域での中性子束分布を適切自在に調整することができる。
【００７６】
第２の実施の形態において、集合体下部領域での燃料棒太径部には、粒状燃料（直径２ｍｍ程度）を充填し、集合体上部領域の燃料棒通常径部には、円柱状ペレットを装填することにより、燃料の被覆管への一方向からのみの装填が可能となることから、燃料棒製造上の効率を向上させることができる。
【００７７】
また、第３の実施の形態において、全ての細径短尺燃料棒について、その被覆管形状を六角形とすることにより、集合体下部での実効流路面積と水力等価直径を小さくし、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１とＥ２、あるいは、Ｆ１とＦ２を大きくする方法もある。
【００７８】
第４の実施の形態では、集合体下部領域での燃料棒と固体減速材の断面を正六角形としているが、燃料棒の断面を四角形（被覆管外側形状、被覆管内側断面形状ともに四角形；被覆管外側形状については、角部を僅かに削って断面を八角形としたときのように、実質的に四角形である場合を含む）とすることは、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１とＥ２、あるいは、Ｆ１とＦ２を大きくする上で有効である。この場合、粒状燃料（直径２ｍｍ程度）を充填した上で、固体減速材は配置しないことにより、燃料集合体組み立ての効率を向上させることも可能である。
【００７９】
さらに、燃料集合体軸方向設計指標については、上述した、実効流路面積、あるいは、水力等価直径を用いた以外に、加熱周長、あるいは、燃料棒間隔最小値を用いた指標がある。加熱周長Ｐは、燃料棒本数×燃料棒外周長として定義され、値が大きいときに単位長さ当りの伝熱面が広いことを意味する。
【図面の簡単な説明】
【００８０】
【図１】本発明の沸騰水型原子炉の燃料集合体の第１の実施の形態を示す構成図。
【図２】第１の実施例の燃料集合体の縦断面図。
【図３】第１の実施例の燃料集合体で使用されるウォータロッドとウォータボックスの構造図。
【図４】第１の実施例の燃料集合体で使用される燃料スペーサの構造図。
【図５】第１の実施例の燃料集合体で使用される下部タイプレートの構造図。
【図６】第１の実施例の燃料集合体を炉心に装荷したときの炉心安定性解析結果
【図７】本発明の沸騰水型原子炉の燃料集合体の第２の実施の形態を示す構成図。
【図８】第２の実施例の燃料集合体の縦断面図。
【図９】第２の実施例の燃料集合体で使用される燃料棒と固体減速材の構造図。
【図１０】本発明の沸騰水型原子炉の燃料集合体の第３の実施の形態を示す構成図。
【図１１】第３の実施例の燃料集合体の縦断面図。
【図１２】第３の実施例の燃料集合体で使用される燃料棒の構造図。
【図１３】第３の実施例の燃料集合体で使用される燃料棒の連結方式を示す図。
【図１４】本発明の沸騰水型原子炉の燃料集合体の第４の実施の形態を示す構成図。
【図１５】第４の実施例の燃料集合体の縦断面図。
【図１６】沸騰水型原子力発電プラントの全体構成図。
【図１７】沸騰水型原子炉の運転特性図。
【図１８】沸騰水型原子炉の炉心全体の断面図。
【図１９】沸騰水型原子炉の炉心シュラウドと集合体配置の関係図。
【図２０】従来の９×９燃料集合体の例を示す図。
【図２１】従来燃料集合体の燃料棒及びウォータロッド配列を示す図。
【図２２】水ギャップ面積と水ロッド面積の和を一定としたときの中性子無限増倍率との関係を示す図。
【図２３】従来の燃料集合体（９×９）を炉心に装荷したときの炉心安定性解析結果を示す図。
【図２４】高燃焼度８×８燃料と９×９燃料に関するＥ１とＥ２を示す表。
【図２５】高燃焼度８×８燃料と９×９燃料に関するＦ１とＦ２を示す表。
【符号の説明】
【００８１】
１  原子炉格納容器
２  原子炉圧力容器
３  炉心
４  冷却材
２０  燃料集合体
２１  制御棒
２２  ＬＰＲＭ
２５  燃料棒
２８  チャンネルボックス
２９  部分長燃料棒
４０、５５  燃料棒
４０ａ、５５ａ  長尺燃料棒
４０ｂ、  第１の部分長燃料棒
４０ｃ  第２の部分長燃料棒
４１  ウォータボックス
４１ａ  ウォータロッド
４２チャンネルボックス
４５  スペーサ
４６  短尺ウォータロッド
５５ｃ  部分長燃料棒
５６  固体減速材
５８ａ  燃料棒
５９  細径短尺燃料棒
６４  燃料棒
６５  固体減速材
【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】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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