(57)【要約】【課題】装荷燃料集合体数６００体以下の中型の沸騰水型原子炉の炉心において、炉停止余裕及び熱的余裕を確保しつつ出力を増大し、大型炉と同等の良好な経済性を実現する。【解決手段】１０行１０列の正方格子状に配列された複数の燃料棒６とこれらを取り囲む内幅１３．４ｃｍのチャンネルボックス１１とを備えた燃料集合体１を、５０８体備えた沸騰水型原子炉の炉心１０３において、各燃料集合体１の格子ピッチをＬ［インチ］とし、Ｌ＝６．１として算出した炉心の見かけの出力密度をＤ［ｋＷ／ｌ］としたとき、５５≦Ｄ≦６０かつ１２５Ｌ−７１６．２５≦Ｄ≦１２５Ｌ−７１０．０とする。【選択図】    図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
ｎ行ｎ列の正方格子状に配列された複数の燃料棒とこれらを取り囲む内幅１３．４ｃｍのチャンネルボックスとを備えた燃料集合体を、３００体以上６００体以下備えた沸騰水型原子炉の炉心であって、
ｎ≧１０であり、
各燃料集合体の格子ピッチをＬ［インチ］とし、Ｌ＝６．１として算出した炉心の見かけの出力密度をＤ［ｋＷ／ｌ］としたとき、
５５≦Ｄ≦６０  かつ
１２５Ｌ−７１６．２５≦Ｄ≦１２５Ｌ−７１０．０
としたことを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心。
【請求項２】
請求項１記載の沸騰水型原子炉の炉心において、
各燃料集合体の前記複数の燃料棒は、可燃性毒物を含有する毒物入り燃料棒と、可燃性毒物を含有しない通常燃料棒とを含み、
前記３００体以上６００体以下の燃料集合体は、前記可燃性毒物の含有領域の燃料棒軸方向長さの総和が相対的に大きい高毒物燃料集合体と、前記可燃性毒物の含有領域の燃料棒軸方向長さの総和が相対的に小さい低毒物燃料集合体とを含み、
かつ、炉心の径方向最外層より６層目に配置される第６層燃料集合体より径方向外周側の外周部領域において、炉内滞在１サイクル目の複数の新燃料集合体中に占める前記低毒物燃料集合体の割合を、前記外周部領域の径方向内周側に位置する内周部領域よりも大きくしたことを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心。
【請求項３】
請求項１又は２記載の沸騰水型原子炉の炉心において、
各燃料集合体は、集合体内部を燃料有効長の中点を境に上部領域と下部領域に区分したとき、前記下部領域における前記可燃性毒物の含有領域の燃料棒軸方向長さの総和を、前記上部領域より大きくしたことを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、沸騰水型原子炉に係わり、特に、中型の沸騰水型原子炉の炉心に関する。
【０００２】
【従来の技術】
（１）炉心の構成
沸騰水型原子炉の炉心は、格子状に等間隔に配置された多数の燃料集合体と、この燃料集合体の相互間のギャップ水領域に挿入される制御棒と、炉内計装系とから構成される。炉心外部には反射体水領域があり、その外側にはシュラウドが配置され、内側（炉心部）を上方に向かって流れる冷却水と外側を下方に向かって流れる再循環水を分離している。再循環水は、圧力容器とシュラウドの間に配置された再循環ポンプによって強制循環される。
【０００３】
燃料集合体は、略四角筒形状のチャンネルボックスと、このチャンネルボックスに取り囲まれた燃料バンドルからなる。燃料バンドルは、正方格子状に規則正しく配列された複数本の燃料棒と、中性子減速棒である水ロッドとから構成される。一方、チャンネルボックスの周囲には制御棒、あるいは、炉内計装系が挿入できるよう飽和水の領域であるギャップ水が満たされる。燃料棒の間には冷却水がチャンネルボックス下方から上方に向かって流れており、中性子減速材としての役割とともに、燃料棒で発生した熱エネルギーをタービン機器側に伝達し電気エネルギーへ変換する役割を担っている。
【０００４】
（２）炉心の出力密度
一般に、炉心において、単位時間、炉心の単位体積あたりに発生する熱エネルギーは炉心の出力密度と称される。炉心の体積とは、燃料棒のうち発熱に寄与する部分の長さ（＝燃料棒有効長）、燃料集合体の配列ピッチの二乗（＝単位格子面積）、および装荷燃料集合体数の積で定義される。
【０００５】
近年、原子炉の経済性向上を目的として、単位発電量あたりの発電コスト（＝発電単価）を低減するために原子炉出力を増大する傾向がある。原子炉構造を大きく変更せずに出力を増大するためには、炉心の出力密度を増大するのが有効な手段である。例えば米国のクリントン原子力発電所は、従来の炉心出力密度５２．４ｋＷ／ｌから２０％出力を増大させ約６２．９ｋＷ／ｌとすることについて、米国原子力規制委員会（ＮＲＣ）より既に承認されたことが知られている（例えば、非特許文献１参照）。
【０００６】
（３）炉停止余裕と熱的余裕
このとき、炉心設計の観点から、炉心出力密度をどこまで増大できるかは、主に原子炉運転中や過渡時における燃料の健全性を保証する熱的余裕、および原子炉が安全に停止できることを示す指標である炉停止余裕を、定められた設計基準に従って保てるかどうかで決まる。
【０００７】
炉停止余裕は、以下のような理由で炉心出力密度を増大するにつれ減少していく。一般に、沸騰水型原子炉では、炉心の冷却水が沸騰して中性子の減速効果が小さくなる原子炉運転時よりも、冷却水が飽和水となる原子炉停止時の方が、炉心からの中性子漏れが減少する効果、並びに中性子減速効果が増大する効果により、炉心反応度が大きくなる傾向がある。この原子炉運転時と停止時の反応度の差（ホット・コールドスイングと呼ばれる）が大きいほど炉停止余裕が小さくなる。このとき、出力密度を増大した場合は、運転時に冷却水が燃料集合体高さ方向においてより低い位置から沸騰を開始するため、冷却水を水蒸気が占める割合（ボイド率）が大きくなる。ボイド率が大きくなるほど上記効果が増大し、結果として出力密度を増大するほどホット・コールドスイングが大きくなり、炉停止余裕がより減少することになる。
【０００８】
一方、熱的余裕は、最大線出力密度（ＭＬＨＧＲ）および最小限界出力比（ＭＣＰＲ）によって表される。最大線出力密度は、燃料棒単位長さあたりの最大発熱量によって定義され、設計基準によって決められた値を運転中に超えないようにする必要がある。また、最小限界出力比は、燃料棒被覆管表面において冷却材が膜沸騰状態に遷移し除熱効率が著しく低下し始める燃料棒出力、すなわち限界出力を実際の出力で割った値で定義され、設計基準で決められた値を運転中および過渡時に下回らない様にする必要がある。この熱的余裕は、炉心出力密度を増大することで減少していく傾向となる。
【０００９】
近年、電力需要増加割合の鈍化や分散電源志向の強まりなどに対応し、発電容量を小規模とする代わりに、発電に必要な設備物量を低減することで建設コストを抑えた中小型原子炉（例えば、装荷燃料集合体数を３００ないし５００程度としたもの）のニーズが高まっている。一般に、発電容量を小さくしても、それと同等な割合で設備コストを低減することはできないため、中型炉の発電単価は大型炉（例えば、装荷燃料集合体が６００体を超え電気出力が１００万ｋＷ以上であるような原子炉）と比較すると割高になる傾向がある（＝スケール効果）。スケール効果による経済性悪化を克服するため、同規模の設備でできるだけ出力を増大することが、中型炉ではいっそう重要となる。
【００１０】
中型炉の場合は炉心サイズが小さいことから、大型炉と比較して中性子が炉心から漏れる割合が大きくなり反応度が減少する。この中性子漏れによる中型炉と大型炉の反応度差は、冷却水のボイド率が大きくなり中性子減速効果が小さくなる運転時に相対的に大きくなり、冷却水が飽和水となる運転停止時には差が小さくなる。すなわち、中型炉の方が相対的にホット・コールドスイングが大きくなって炉停止余裕が小さくなるため、大型炉と比較して出力密度増大が困難となる。
【００１１】
ここで、炉停止余裕を増大する手法の一例として、従来、チャンネルボックス間のギャップ水領域を増大する方法がある（例えば、特許文献１参照）。この従来技術では、９行９列の正方格子状に配列された複数の燃料棒とこれらを取り囲むチャンネルボックスとを備えた燃料集合体を備える炉心において、飽和水であるギャップ水領域を増大し、減速材対燃料比を増大することで、原子炉運転時の中性子減速効果を高め、ホット・コールドスイングを低減し、結果として炉停止余裕を増大するものである。
【００１２】
【非特許文献１】
Ｗｏｒｌｄ  Ｎｕｃｌｅａｒ  Ｉｎｄｕｓｔｒｙ  Ｈａｎｄｂｏｏｋ  ２００１
（Ｎｕｃｌｅａｒ  Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ  Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ誌）
【特許文献１】
特許２５１０５５９号公報
【００１３】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、本願発明者等の検討によれば、上記従来技術による手法をそのまま中型炉における炉停止余裕の増大に適用しようとした場合、そのままでは、経済性の観点で十分な効果を得られなくなる可能性があることがわかった。すなわち、出力の増大の程度とギャップ水領域の拡大の程度との間にはある適正な関係が存在し、これを逸脱して例えばある出力に対してギャップ水領域が大きくなりすぎると中性子の平均エネルギーが減少しすぎて水による中性子吸収が増大しすぎ、かえって反応度が低下し燃料経済性が低下するので原子炉全体で見た経済性の向上効果が不十分となる可能性がある。また逆に、ある出力に対してギャップ水領域が過小であると、十分な炉停止余裕の改善効果が得られない可能性がある。
【００１４】
以上説明したように、従来は、中型炉における出力の増大に伴う炉停止余裕及び熱的余裕の低下を防止し、経済性を十分に向上できる構成を実現するのは困難であった。
【００１５】
本発明の目的は、装荷燃料集合体数６００体以下の中型の沸騰水型原子炉の炉心において、炉停止余裕及び熱的余裕を確保しつつ出力を増大し、大型炉と同等の良好な経済性を実現できる構成を提供することにある。
【００１６】
【課題を解決するための手段】
（１）上記目的を達成するために、本発明は、ｎ行ｎ列の正方格子状に配列された複数の燃料棒とこれらを取り囲む内幅１３．４ｃｍのチャンネルボックスとを備えた燃料集合体を、３００体以上６００体以下備えた沸騰水型原子炉の炉心であって、ｎ≧１０であり、各燃料集合体の格子ピッチをＬ［インチ］とし、Ｌ＝６．１として算出した炉心の見かけの出力密度をＤ［ｋＷ／ｌ］としたとき、５５≦Ｄ≦６０  かつ  １２５Ｌ−７１６．２５≦Ｄ≦１２５Ｌ−７１０．０
としたことを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心が提供される。
【００１７】
本発明の沸騰水型原子炉の炉心においては、燃料集合体における燃料棒を、１０行１０列以上の正方格子状に配列する。これにより、９行９列に配列する従来構造よりも、１本の燃料棒が負担すべき出力が小さくなって最大線出力密度を小さくし最小限界出力比を大きくすることができるので、熱的余裕を向上することができる。
【００１８】
一方、沸騰水型原子炉の炉心においては、運転サイクル末期で中性子無限増倍率を最大にする格子ピッチの範囲は、炉心出力密度に対してほぼ線形に変化し、例えば、±０．０１％Δｋの解析誤差を考慮して、出力密度Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］では格子ピッチ６．１２≦Ｌ≦６．１７［インチ］、出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］では６．１６≦Ｌ≦６．２１［インチ］の場合に中性子実効増倍率が最大となる。したがって、現行炉心の出力密度５０［ｋＷ／ｌ］から１０％以上の出力密度増大を目的として出力密度の範囲を５５［ｋＷ／ｌ］以上とした場合、出力密度Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］かつ格子ピッチＬ＝６．１２［インチ］、出力密度Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］かつ格子ピッチＬ＝６．１７［インチ］、出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］かつ格子ピッチＬ＝６．１６［インチ］、出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］かつ格子ピッチＬ＝６．２１［インチ］の４点で囲まれる領域、すなわち、５５≦Ｄ≦６０かつ１２５Ｌ−７１６．２５≦Ｄ≦１２５Ｌ−７１０．０の領域が中性子実効増倍率をほぼ最大とすることができる。すなわち、出力に対してギャップ水領域が大きくなりすぎる場合のように反応度が低下して燃料経済性が低下するのを防止できるので、燃料経済性を確実に良好にすることができる。なお、Ｄ≦６０［ｋＷ／ｌ］とするのは、上記のｎ≧１０の条件下で熱的余裕が最も厳しいｎ＝１０を考えた場合に、最大線出力密度を設計条件内に抑える観点からＤ＝６０［ｋＷ／ｌ］以上に出力密度を増大することは事実上困難であるからである。
【００１９】
このとき、上述したように、沸騰水型原子炉の炉心では格子ピッチＬを増大するほど炉停止余裕が増大するが、出力密度Ｄ＝５０［ｋＷ／ｌ］で格子ピッチＬ＝６．１［インチ］の現行炉心と同等の炉停止余裕を確保するのであれば、出力密度Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］で格子ピッチＬ≧約６．１２［インチ］、出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］で格子ピッチＬ≧６．１４［インチ」とすることで足りる。上記の式で表される領域はこの条件を満たしていることから、（現行の炉心と同等またはそれ以上の）良好な停止余裕を確保することができる。
【００２０】
但し、熱的余裕の観点からみると、格子ピッチＬが大きくなるほど燃料集合体内の局所出力ピーキングや炉心のチャンネル出力ピーキングが増大するため、熱的余裕は低下する傾向となる。しかしながら、本発明においては、上述のようにｎ≧１０とすることにより熱的余裕向上効果が得られるので、両者を相殺させ、（現行の炉心と同等の）熱的余裕を確保することができる。さらにこのとき、炉停止余裕を現行炉心と同等にするために必要な格子ピッチの範囲（Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］でＬ≧約６．１２［インチ］、Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］でＬ≧６．１４［インチ」］の広がりに対し、燃料経済性をほぼ最大にする格子ピッチの範囲（Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］で６．１２≦Ｌ≦６．１７［インチ］、Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］では６．１６≦Ｌ≦６．２１［インチ］は、その下限部分に近くなっている。すなわち、上記のように燃料経済性の観点から格子ピッチを決めることで、結果的に炉停止余裕を現行炉心と同等にするために必要最小限の格子ピッチ拡大となり、格子ピッチ拡大による熱的余裕の減少の影響を最低限に抑制することができる。
以上のように、本発明においては、装荷燃料集合体数６００体以下の中型の沸騰水型原子炉の炉心を構成するにあたり、上記関係式を満たすように炉心出力密度と格子ピッチを決めることにより、燃料経済性、炉停止余裕、熱的余裕の観点から炉心特性の最適化を図ることができる。すなわち、炉停止余裕及び熱的余裕を確保しつつ出力を増大し、大型炉と同等の良好な経済性を得ることができる。
【００２１】
（２）好ましくは、上記（１）において、各燃料集合体の前記複数の燃料棒は、可燃性毒物を含有する毒物入り燃料棒と、可燃性毒物を含有しない通常燃料棒とを含み、前記３００体以上６００体以下の燃料集合体は、前記可燃性毒物の含有領域の燃料棒軸方向長さの総和が相対的に大きい高毒物燃料集合体と、前記可燃性毒物の含有領域の燃料棒軸方向長さの総和が相対的に小さい低毒物燃料集合体とを含み、かつ、炉心の径方向最外層より６層目に配置される第６層燃料集合体より径方向外周側の外周部領域において、炉内滞在１サイクル目の複数の新燃料集合体中に占める前記低毒物燃料集合体の割合を、前記外周部領域の径方向内周側に位置する内周部領域よりも大きくしたことを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心が提供される。
【００２２】
沸騰水型原子炉の炉心においては、径方向６層目よりも炉心外周部側は平均して相対出力が小さくなる。また、炉内滞在１サイクル目の新燃料集合体では、可燃性毒物が燃え尽きるまでは可燃性毒物含有領域総和が大きい方が反応度が小さくなるため、可燃性毒物が相対的に多い高毒物燃料集合体の方が低毒物燃料集合体に比べて相対的に出力が小さくなる。そこで本発明においては、上記外周部領域において低毒物燃料集合体を多めに配置することにより、それらの燃料出力を増大させ、これによって炉心径方向の出力ピーキングを低減できる。この結果、さらに熱的余裕を向上することができる。
【００２３】
ここで、沸騰水型原子炉では、通常、反応度の大きい燃料集合体を炉心のある部分に集中して配置すると、炉停止余裕が減少することになる。しかしながら、本発明においては、上記（１）で説明したように、格子ピッチの増大によって炉停止余裕を予め十分に増大させることができるので、上記減少分を相殺しつつ、大きな径方向出力ピーキング低減効果を得ることが可能である。
【００２４】
（３）上記（１）又は（２）において、また好ましくは、各燃料集合体は、集合体内部を燃料有効長の中点を境に上部領域と下部領域に区分したとき、前記下部領域における前記可燃性毒物の含有領域の燃料棒軸方向長さの総和を、前記上部領域より大きくしたことを特徴とする沸騰水型原子炉の炉心が提供される。
【００２５】
沸騰水型原子炉の炉心を構成する燃料集合体は、軸方向下部領域が上部領域に比べて相対的にボイド率が低く中性子減速効果が大きいために、出力が大きくなる傾向がある。そこで本発明においては、上部領域の可燃性毒物含有領域の総和長さを相対的に短くすることにより、反応度を高めて出力を増大し、炉心軸方向出力分布の平坦化を図ることができる。
【００２６】
ここで、沸騰水型原子炉では、通常、原子炉停止時には炉心上部の出力が相対的に大きくなる。これは、燃料集合体の上部領域において、運転時にはボイド率が高いために出力が相対的に小さく燃料の燃焼が進まないため、運転停止時にボイド率が低くなったときの反応度上昇が相対的に大きくなるためである。従って、通常は、燃料集合体の上部領域において可燃性毒物含有領域の総和長さを相対的に短くして反応度を高めると、炉停止余裕が減少することになる。
【００２７】
しかしながら、本発明においては、上記（１）で説明したように、格子ピッチの増大によって炉停止余裕を予め十分に増大させることができるので、上記減少分を相殺しつつ、大きな軸方向出力ピーキング低減効果を得ることが可能である。
【００２８】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施形態を図面を参照しつつ説明する。
【００２９】
本発明の第１の実施形態を図１〜図９により説明する。
【００３０】
図２は、本実施形態の炉心を備えた沸騰水型原子炉の全体構造を表す垂直縦断面図である。
【００３１】
この図２において、沸騰水型原子炉は、圧力容器１０１内に設置されたシュラウド１０２と、このシュラウド１０２内部に格納された炉心１０３と、シュラウド１０２の上部に配設された気水分離器１０４と、この気水分離器４のさらに上部に配設された蒸気乾燥器１０５とを備えている。
【００３２】
図１は、炉心１０３の燃料集合体配置を表す水平横断面図である。図１において、この炉心１０３は、格子状に所定の等間隔（＝格子ピッチＬ、この例ではＬ＝６．２［インチ］）で配置された３００〜６００体程度（この例では５０８体）の上記燃料集合体１と、互いに隣接して水平横断面上で見て略正方形をなす４体の燃料集合体１を１つの単位（セル）として、それら４つの燃料集合体１相互間に１つずつ挿入され炉心出力を調整する制御棒２とを備えている。
【００３３】
図２に戻り、圧力容器１０１内の冷却水は、圧力容器１０１とシュラウド１０２との間に配設された再循環ポンプ１０６によって炉心１０３下部の下部プレナム１０７に流入し、上昇して炉心１０３内に流入するようになっている。炉心１０３内には多数の燃料集合体１（図２中では、便宜的に４体のみ図示）が配置されており、この燃料集合体１に備えられた燃料棒６（後述の図３及び図４参照）の核分裂性物質の核分裂反応により冷却水が加熱されて沸騰し、水と蒸気の二相混合流となる。このとき、炉心１０３の外部には反射体水領域があり、上記シュラウド１０２はその外側に配置されている。そして、このシュラウド１０２によって、その内側（炉心１０３）を上方に向かって流れる上記冷却水の二相混合流と、外側を下方に向かって流れる再循環水とが分離されている。
【００３４】
炉心１０３からの二相混合流は、シュラウドヘッド１１０に流入した後、気水分離器１０４によって水と分離された蒸気は蒸気乾燥器１０５で乾燥され、圧力容器１０１の主蒸気ノズル（図示せず）から流出してタービン（図示せず）に供給されるようになっている。
【００３５】
図３は、炉心１０３に備えられている燃料集合体１の詳細構造を表す水平横断面図であり、図４はその垂直縦断面図である。
【００３６】
これら図３及び図４において、燃料集合体１は、ｎ行ｎ列（ｎは１０以上で好ましくは１２以下の整数、この例ではｎ＝１０）の正方格子状に配列された９２本の上記燃料棒６と、中性子減速棒である２本の水ロッド７と、これら燃料棒６及び水ロッド７の軸方向複数箇所を束ねて燃料バンドルとする複数のスペーサ１３と、燃料バンドルの上部及び下部をそれぞれ支持する上部タイプレート１４及び下部タイプレート１５と、燃料バンドルの周囲を取り囲み燃料集合体１の外壁を形成する略四角筒形状（内幅寸法が例えば１３．４ｃｍ）のチャンネルボックス１１とを備えている。
【００３７】
燃料棒６は、詳細な図示を省略するが、例えばジルコニウム製の被覆管に核分裂性物質（例えばＵ−２３５やＵ−２３８等のウラン酸化物）を含む燃料ペレットが充填されており、燃料棒有効長が通常の長さである７８本の燃料棒６Ａと燃料棒有効長が燃料棒９Ａよりも短い１４本の短尺燃料棒（部分長燃料棒）６Ｂとから構成されている。短尺燃料棒６Ｂは、径方向最外周を含み２層目に合計１２本が分散配置されるとともに、水ロッド７，７の間にも２本配置されている。
【００３８】
なお、これら７８本の燃料棒６Ａ，６Ｂのうち、径方向最外周を含み２層目及び水ロッド７，７の近傍に位置する１６本の燃料棒６Ａ，６Ｂは、その燃料ペレット中に可燃性毒物（この例ではガドリニア）が所定濃度となるように添加されている毒物入り燃料棒となっている（後述の図５参照）。
【００３９】
図５は、燃料集合体１における上記燃料棒６Ａ，６Ｂの軸方向平均のウラン濃縮度分布（重量パーセント）を示す図である。なお、かっこ内数字は上記ガドリニアの添加濃度を示し、「ＷＲ」は水ロッド７の位置を示している。
【００４０】
図５において、１０行１０列の正方格子状配列のうち最外層にある３６本の燃料棒６Ａ，６Ｂについてみると、正方格子状配列の４隅にある４本の燃料棒６Ａが平均濃縮度２．６［ｗｔ％］と最も小さくなっており、これの両側に隣接する燃料棒６Ａが平均濃縮度３．６［ｗｔ％］とその次に小さく、さらにそれに隣接する燃料棒６Ａが平均濃縮度４．４［ｗｔ％］とその次に小さくなっている。そして、残りの１６本の燃料棒６Ａは、平均濃縮度４．９［ｗｔ％］となっている。また、正方格子状配列のうち最外層を含み２層目に配置された２８本の燃料棒６Ａ，６Ｂ、及びそれより内側の層に配置された１４本の燃料棒６Ａ，６Ｂについては、すべて平均濃縮度４．９［ｗｔ％］となっている（なお、すべての燃料棒６Ａ，６Ｂの軸方向上端部１／２４ノード分は、濃縮度０．７１［ｗｔ％］の天然ウランからなる軸方向ブランケットとなっている）。以上の濃縮度分布の結果、燃料集合体１全体の平均ウラン濃縮度は約４．５［ｗｔ％］となっている。
【００４１】
なお、径方向最外周を含み２層目及び水ロッド７，７の近傍に配置された上記毒物入り燃料棒６Ａ，６Ｂにおけるガドリニアの添加濃度は、すべて７．０［ｗｔ％］となっている。
【００４２】
図１、図３、及び図４に戻り、隣接する燃料集合体１，１の間（隣接するチャンネルボックス１５の外幅の間のギャップ幅）には飽和水であるギャップ水８が満たされ、このギャップ水８領域に、圧力容器１０１下部の制御棒駆動機構１１８で駆動される横断面十字形の上記制御棒２が制御棒案内管１２０をガイドにして上下方向に挿抜可能に配置されている。また、図示しないが、このギャップ水領域８には炉心出力を測定する炉内計装系が別途設けられている。
【００４３】
なお、本実施形態による炉心１０３は、以上のような構成により、格子ピッチＬ＝６．１［インチ］として算出した出力密度Ｄ（本実施形態では実際にはＬ＝６．２［インチ］であることから、後述のように正確には見かけの出力密度となる）が、現行の炉心より２０［％］増大し、Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］となっている。
【００４４】
本実施形態による炉心１０３は、上記の構成により、炉停止余裕及び熱的余裕を確保しつつ、出力を増大して大型炉と同等の良好な経済性を実現するものである。以下、その作用について順を追って詳細に説明する。
【００４５】
（１）経済性から見た最適格子ピッチ
（１−Ａ）格子ピッチによる中性子実効増倍率特性
図６は、経済性からみた格子ピッチの最適値を検討するために、本願発明者等が行った解析結果を表した図である。すなわち、図６は、本実施形態による１０行１０列格子状配列の燃料集合体１と同様の燃料集合体を５０８体装荷し、格子ピッチＬ＝６．１［インチ］で出力密度が５０［ｋＷ／ｌ］となるようにした炉心（＝現行炉心に相当）において、燃料集合体を変えることなく出力を一定のまま格子ピッチＬのみを変化させたときにおける、運転サイクル末期における中性子実効増倍率の変化を示した図である。
【００４６】
なお、格子ピッチＬの変化が変化するにつれて出力密度も変化するため、図中、出力密度の指標として、格子ピッチＬ＝６．１［インチ］としたときの出力密度（見かけの出力密度）Ｄをとり、Ｄ＝５０［ｋＷ／ｌ］，５５［ｋＷ／ｌ］，６０［ｋＷ／ｌ］の３つの場合についてその挙動を表している。
【００４７】
図６に示されるように、運転サイクル末期での中性子実効増倍率の特性線はいずれの場合も上の凸の放物線形状となり、現行炉心にほぼ相当する出力密度Ｄ＝５０［ｋＷ／ｌ］の場合は格子ピッチＬ≒６．１［インチ］のときに最大（ピーク値）となり、出力密度Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］の場合は格子ピッチＬ≒６．１４５［インチ］のときに最大、出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］の場合は格子ピッチＬ＝６．１８５［インチ］のときに最大となる。一方、これらピーク値を超えると、格子ピッチＬの増大につれて中性子実効増倍率はむしろ減少する。これは、ギャップ水領域が大きくなりすぎ、中性子の平均エネルギーが減少しすぎて水による中性子吸収が増大するためと考えられる。
【００４８】
ここで、±０．０１％Δｋの解析誤差を考慮すると、上記した出力密度Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］の場合における実効増倍率のほぼ最大値を与える格子ピッチＬの最適範囲は６．１２≦Ｌ≦６．１７［インチ］となり、出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］の場合は６．１６≦Ｌ≦６．２１［インチ］となる。
【００４９】
（１−Ｂ）最適格子ピッチ範囲の画定
上記（１−Ａ）の結果、すなわち、中性子実効増倍率が最大となる格子ピッチのピーク値がＤ＝５０，５５，６０［ｋＷ／ｌ］と増加するにつれてＬ≒６．１，６．１４５，６．１８５［インチ］となること、及び、中性子実効増倍率がほぼ最大となる格子ピッチの範囲（最適格子ピッチ範囲）も、Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］では６．１２≦Ｌ≦６．１７［インチ］、Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］で６．１６≦Ｌ≦６．２１［インチ］となること等に基づき、本願発明者等がさらに検討したところ、見かけの出力密度Ｄに対して上記最適格子ピッチ範囲はほとんど線形に変化することが分かった。
【００５０】
そこで、本願発明者等は、見かけの出力密度Ｄが５５〜６０［ｋＷ／ｌ］の範囲とした場合に、上記のように線形に変化する最適格子ピッチ範囲がどのように表されるかについて考察した。図７は上記の最適格子ピッチ範囲の検討結果を表す図であり、横軸に格子ピッチＬ［インチ］、縦軸に見かけの出力密度Ｄ［ｋＷ／ｌ］をとって表したものである。
【００５１】
なお、見かけの出力密度Ｄの範囲を５５［ｋＷ／ｌ］以上としたのは、本発明の炉心における出力増大の指標として、現行炉心の出力密度［５０ｋＷ／ｌ］から少なくとも１０％以上の出力密度増大と設定したためである。また、見かけの出力密度Ｄの範囲を６０［ｋＷ／ｌ］以下としたのは、ｎ≧１０である燃料集合体を用いた本発明の炉心において、熱的余裕が最も厳しいｎ＝１０（１０行１０列正方格子状配列）の燃料集合体を使用した場合には、最大線出力密度を設計条件内に抑える観点からこれ以上出力密度を増大することは困難であるためである。
【００５２】
図７において、見かけの出力密度Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］の場合に中性子実効増倍率がほぼ最大となる最適格子ピッチ範囲６．１２≦Ｌ≦６．１７［インチ］は、線分ＡＢで表される。同様に、見かけの出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］の場合の最適格子ピッチ範囲６．１６≦Ｌ≦６．２１［インチ］は、線分ＣＤで表される。そして、上述したように、見かけの出力密度Ｄに対し最適格子ピッチ範囲はほとんど線形に変化することから、５５≦Ｄ≦６０［ｋＷ／ｌ］の範囲で変化した場合における最適格子ピッチ範囲は、四角形ＡＢＣＤの内部の領域（斜線の領域）で表されることとなる。
【００５３】
このとき、上記の点Ａ（Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］、Ｌ＝６．１２［インチ］）と点Ｃ（Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］、Ｌ＝６．１６［インチ］）とを結ぶ直線ＡＣは、
Ｄ＝１２５Ｌ−７１０            …  （式１）
で表され、同様に点Ｂ（Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］、Ｌ＝６．１７［インチ］）と点Ｄ（Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］、Ｌ＝６．２１［インチ］）とを結ぶ直線ＢＤは、
Ｄ＝１２５Ｌ−７１６．２５      …  （式２）
で表される。したがって、見かけの出力密度Ｄが５５［ｋＷ／ｌ］以上６０［ｋＷ／ｌ］において中性子実効増倍率をほぼ最大とする最適格子ピッチ範囲を表す、四角形ＡＢＣＤの内部領域は、上記（式１）と（式２）とにより、
５５≦Ｄ≦６０  かつ
１２５Ｌ−７１６．２５≦Ｄ≦１２５Ｌ−７１０．０    …  （式３）
で表すことができる。
【００５４】
本実施形態の炉心１０３においては、見かけの出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］、格子ピッチＬ＝６．２［インチ］であり、上記式（３）で表される領域内に含まれる（図７中における線分ＣＤ上、線分Ｄに近い点となる）ことから、中性子実効増倍率をほぼ最大とする最適格子ピッチ範囲に含まれ、良好な経済性を確保できることがわかる。
【００５５】
（２）炉停止余裕からみた最適格子ピッチ
次に、本願発明者等は、上記（式３）で表される経済性の最適格子ピッチの範囲が、炉停止余裕からみてどのようなものであるかを検証した。
【００５６】
図８は、炉停止余裕からみた格子ピッチの最適値を検討するために、本願発明者等が行った解析結果を表した図である。すなわち、図８は、本実施形態による１０行１０列格子状配列の燃料集合体１と同様の燃料集合体を５０８体装荷し、格子ピッチＬ＝６．１［インチ］で出力密度が５０［ｋＷ／ｌ］となるようにした炉心（＝現行炉心にほぼ相当）において、燃料集合体を変えることなく出力を一定のまま格子ピッチＬのみを変化させたときにおける、炉停止余裕の変化を示した図である。前述の図６と同様、図中、出力密度の指標として、格子ピッチＬ＝６．１［インチ］としたときの出力密度（見かけの出力密度）Ｄをとり、Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］，６０［ｋＷ／ｌ］の２つの場合について、Ｄ＝５０［ｋＷ／ｌ］の場合における炉停止余裕値を基準値とし、これとの変化分（偏差）を縦軸にとりその挙動を表している。
【００５７】
図８に示されるように、見かけの出力密度Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］，６０［ｋＷ／ｌ］のいずれの場合も、格子ピッチＬを増大させるほど炉停止余裕は向上し、Ｄ＝５０［ｋＷ／ｌ］の場合との偏差は直線的に右上がりに増加する傾向となる。
【００５８】
そして、
Ｄ＝５５［ｋＷ／ｌ］の場合、Ｌ≧約６．１２［インチ］  …  （式４）
Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］の場合、Ｌ≧約６．１４［インチ］  …  （式５）
であれば、偏差が０以上、すなわち格子ピッチＬ＝６．１［インチ］で出力密度Ｄ＝５０［ｋＷ／ｌ］の現行炉心と同等又はそれ以上の炉停止余裕を確保できることがわかる。
【００５９】
この結果、上記（１）で考察した良好な経済性を確保できる範囲は、上記（式４）及び（式５）範囲に含まれることから、上記式（３）で定められる範囲に格子ピッチＬが設定されていれば、現行炉心と同等又はそれ以上の炉停止余裕を有することが分かった。
【００６０】
本実施形態の炉心１０３においては、見かけの出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］、格子ピッチＬ＝６．２［インチ］であることから、図８より、Ｄ＝５０［ｋＷ／ｌ］、Ｌ＝６．１［インチ］の現行炉心よりも炉停止余裕が約１％Δｋ増大することがわかる。
【００６１】
（３）熱的余裕への格子ピッチ拡大の影響
ここで、本願発明者等は、上記（１）（２）のようにして格子ピッチＬを大きくすることが、熱的余裕に与える影響について考察した。
【００６２】
図９は、格子ピッチが熱的余裕に与える影響を検討するために、本願発明者等が行った解析結果を表した図である。すなわち、図９は、本実施形態による１０行１０列格子状配列の燃料集合体１と同様の燃料集合体を５０８体装荷し、所定の出力密度となるようにした炉心において、燃料集合体を変えることなく出力を一定のまま格子ピッチＬのみを変化させたときにおける、燃料集合体の局所出力ピーキングと、炉心のチャンネル出力ピーキングの変化を示した図である。縦軸は、格子ピッチＬ＝６．１［インチ］とした場合を基準値とした相対値で示している。
【００６３】
図９に示されるように、格子ピッチＬが増大するにつれて、局所出力ピーキング、チャンネル出力ピーキングともに直線的又は上に凸の曲線的に右上がりに増大する傾向となる。
【００６４】
燃料集合体の局所出力ピーキングが増大するのは、格子ピッチＬの増大につれてギャップ水領域が大きくなりギャップ水での中性子減速効果が高まることで、相対的に燃料集合体の正方格子状配列における最外層燃料棒の出力が大きくなり、この結果最外層以外の燃料棒との出力差が広がることによる。
【００６５】
一方、チャンネル出力ピーキングが増大することは次のように説明される。
一般に、チャンネル出力ピーキングは、チャンネルボックス内のボイド率変化によってある程度抑制される。すなわち、チャンネル出力が増大しチャンネルボックス内のボイド率が高くなると、中性子減速効果が小さくなるために核分裂反応度が相対的に小さくなり、結果として出力を抑制する効果となる。
ところが、格子ピッチが増大すると、ギャップ水による中性子減速効果が大きくなり、チャンネル内冷却水による中性子減速効果が相対的に小さくなる（すなわちチャンネル内部側の寄与率が低くなる）。このため、上述したチャンネル出力増大時におけるチャンネル内ボイド率増大による出力抑制効果も相対的に小さくなってしまう。この結果、チャンネル出力ピーキングを抑制する効果が減少することになるのである。
以上のように、格子ピッチＬが増大するにつれて局所出力ピーキングおよびチャンネル出力ピーキングが増大すると、最大線出力密度（ＭＬＨＧＲ）が増大し、最小限界出力比（ＭＣＰＲ）が減少して熱的余裕が減少することとなる。
【００６６】
しかしながら、本実施形態の炉心１０３においては、燃料集合体１における燃料棒６を、１０行１０列の正方格子状に配列することにより、９行９列に配列する従来構造よりも、１本の燃料棒６が負担すべき出力が小さくなって最大線出力密度を小さくし最小限界出力比を大きくし、熱的余裕を向上させている。したがって、この熱的余裕向上効果で上記の熱的余裕減少分を相殺させ、現行炉心と同等の熱的余裕を確保することができる。
【００６７】
以上説明したように、本実施形態の炉心１０３によれば、各燃料集合体１の格子ピッチＬ＝６．２［インチ］とし、見かけの出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］とするので、中性子実効増倍率をほぼ最大とすることができる。すなわち、出力に対してギャップ水領域８が大きくなりすぎる場合のように反応度が低下して燃料経済性が低下するのを防止できる。したがって、燃料経済性を確実に良好にすることができる。また、上記構成によって現行炉心と同等以上の良好な停止余裕を確保することができる。さらに、燃料集合体１において燃料棒６を１０行１０列に配置して熱的余裕を向上するので、上記格子ピッチ拡大による熱的余裕の減少分を補い、現行炉心と同等の熱的余裕を確保することができる。
【００６８】
すなわち、上記のようにして、燃料経済性、炉停止余裕、熱的余裕の観点から炉心特性の最適化を図るので、炉停止余裕及び熱的余裕を確保しつつ出力を増大し、大型炉と同等の良好な経済性を得ることができる。
【００６９】
本発明の第２の実施形態を図１０〜図１２を用いて説明する。本実施形態は、前述のような格子ピッチ拡大による炉停止余裕増大効果を活用し、炉心径方向出力分布を平坦化し、熱的余裕のさらなる増大を図った実施形態である。第１の実施形態と同等の部分については同一の符号を付し、適宜説明を省略する。
【００７０】
図１０は、本実施形態による炉心２０３の燃料集合体配置を表す１／４炉心水平横断面である。この炉心２０３は、上記第１の実施形態の炉心１０３同様、５０８体の燃料集合体１を格子ピッチＬ＝６．２［インチ］）で格子状に配置している。
【００７１】
図中、各燃料集合体１に付記された数字は、炉内滞在サイクル数（１〜３サイクル）を表しており、この例では、平衡炉心状態で燃料集合体１は炉内に３サイクル滞在するようになっている。図示のように、炉内滞在１サイクル目の燃料集合体（新燃料集合体）１が１８８（＝４７×４）体、２サイクル目の燃料集合体１が１８８（＝４７×４）体、３サイクル目の燃料集合体１が１３２（＝３３×４）体配置されている。
【００７２】
このとき、炉心２０３の特徴は、まず、上記５０８体の燃料集合体１中に、毒物入り燃料棒６Ａ，６Ｂにおいて燃料ペレット中のガドリニア含有領域の燃料棒軸方向長さの総和が互いに異なる２種類の燃料集合体を含んでいることである。すなわち、ガドリニアを添加した燃料ペレットの総和が相対的に長い（ガドリニア含有領域が相対的に大きい）燃料集合体（高毒物燃料集合体）と、上記総和が相対的に短い（ガドリニア含有領域が相対的に小さい）燃料集合体（低毒物燃料集合体）とが備えられている。
【００７３】
図１１は、それら高毒物燃料集合体（高Ｇｄ燃料集合体と表す）及び低毒物燃料集合体（低Ｇｄ燃料集合体と表す）の構造をそれぞれ表す水平横断面図である。図中、太線の○は前述の短尺燃料棒６Ｂを表しており、またそれ以外の通常有効長の燃料棒６Ａのうち「Ｇ」と付記されたものが、毒物入り燃料棒を表している。
【００７４】
図１１において、上記第１の実施形態の図３と比較して分かるように、高毒物燃料集合体、低毒物燃料集合体ともに、通常有効長の燃料棒６Ａ及び短尺燃料棒６Ｂの配置自体は同一である。但し、図５と比較して分かるように、毒物入り燃料棒の配置は第１の実施形態とはそれぞれ異なっている。すなわち、図１１の上側に示す高毒物燃料集合体では、径方向最外周を含み２層目に１２本、３層目に４本の合計１６本の毒物入り燃料棒が配置されている。また、図１１の下側に示す低毒物燃料集合体では、径方向最外周を含み２層目に１２本、４層目に２本の合計１４本の毒物入り燃料棒が配置されている。すなわち高毒物燃料集合体では低毒物燃料集合体よりも毒物入り燃料棒の本数が２本多くなっており、これによってガドリニアを添加した燃料ペレットの燃料棒軸方向長さの総和が相対的に長く（ガドリニア含有領域が相対的に大きく）なっている。
【００７５】
そして、図１０に戻り、本実施形態の炉心２０３の第２の特徴は、「１」が付記された炉内滞在１サイクル目の燃料集合体（新燃料集合体）１についてみた場合に、炉心の径方向最外層より６層目に配置される第６層燃料集合体より径方向外周側の外周部領域において上記低毒物燃料集合体の占める割合を、上記外周部領域の径方向内周側に位置する内周部領域において上記低毒物燃料集合体の占める割合よりも大きくしている。
【００７６】
なお、上記の炉心の径方向６層目とは次のように定義する。まず、燃料集合体１のうち、チャンネルボックス１１側面のいずれか１面を炉心２０３外部の水反射体領域に接しているものを最外層燃料集合体とする。次に、この最外層燃料集合体とチャンネルボックス１１側面のいずれか１面を面している燃料を径方向２層目の第２層燃料集合体とする。これを繰り返して、炉心径方向外周部から順に定義していき、第６層目としたものである。
【００７７】
このような定義により、本実施形態の炉心２０３では、図１０に示す１／４部分で見ると、上記内周部領域は斜線ハッチングを施した部分となり、施していない部分が外周部領域となる。内周部領域には全部で４１体の燃料集合体１がある。「１」を付された新燃料集合体は１６体あるが、そのうち▲１▼で表される低毒物燃料集合体は４体であって２５％を占めるに過ぎない。一方、外周部領域には全部で８６体の燃料集合体１がある。「１」を付された新燃料集合体は３１体あり、そのうち▲１▼で表される低毒物燃料集合体は２４体であり、約７７．４％を占めている。
【００７８】
次に、本実施形態の作用を図１２を用いて以下に説明する。
図１２は、一般的な沸騰水型原子炉の炉心において、上記のように定義した層毎の平均相対出力分布を本願発明者等が解析によって求めたものである。図中、横軸には、上記の定義による層数（０，１，２，３，…）をとり、縦軸には、全燃料集合体の平均出力を１とした相対値をとって表しており、通常の大型炉の一例として８７２体の燃料集合体を備えた炉心と、本発明の適用対象である中型炉の一例として本実施形態と同様の５０８体の燃料集合体を備えた炉心とをそれぞれ曲線で例示している。
【００７９】
図１２から分かるように、炉心サイズによって若干の差違はあるものの、少なくとも径方向６層目よりも炉心外周部側（すなわち層数０〜５）は相対出力が１よりも小さくなる。従って、この領域の燃料集合体出力を増大させることで、炉心径方向の出力ピーキングを低減することが可能である。
【００８０】
本実施形態の炉心２０３は、以上の点に鑑み、第６層燃料集合体より径方向外周側の外周部領域において低毒物燃料集合体の占める割合を、内周部領域よりも大きくしている。すなわち、新燃料集合体においては、ガドリニアが燃え尽きるまでは毒物入り燃料棒本数の少ない方が反応度が大きくなることから、低毒物燃料集合体のほうが高毒物燃料集合体よりも相対的に出力が大きくなる。従って、そのような相対的に出力が大きくなる低毒物燃料集合体を、炉心径方向６層目より外周側に配置することで、径方向の出力ピーキングを低減することができる。具体的には以下の通りである。
【００８１】
すなわち、本願発明者等の検討によれば、高毒物燃料集合体と低毒物燃料集合体とからなる本実施形態の炉心２０３は、全て高毒物燃料集合体とした場合に比べれば径方向出力ピーキングを約１０％低減できることがわかった。このとき、図９を用いて前述したように、格子ピッチＬを６．１インチから６．２インチに拡大することで、出力ピーキングが約４％増大（局所出力ピーキングの増大分とチャンネル出力ピーキングの増大分の積）するものの、差し引き本実施形態の炉心２０３によれば結果として出力ピーキングを約６％低減できることになる。
【００８２】
一方このとき、沸騰水型原子炉では、通常、反応度の大きい燃料集合体を炉心のある部分に集中して配置すると、炉停止余裕が減少することになる。しかしながら、本実施形態の炉心２０３では、前述したように、格子ピッチをＬ＝６．２［インチ］に増大することによる炉停止余裕向上効果により、上記炉停止余裕減少分を補うことが可能である。具体的には、以下の通りである。
【００８３】
すなわち、本願発明者等の検討によれば、高毒物燃料集合体と低毒物燃料集合体とからなる本実施形態の炉心２０３は、全て高毒物燃料集合体とした場合に比べれば炉停止余裕が約０．４％Δｋ減少する。しかしながら、図８を用いて前述したように、見かけの出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］とし格子ピッチＬ＝６．２［インチ］に拡大することにより、Ｄ＝５０［ｋＷ／ｌ］、Ｌ＝６．１［インチ］の現行炉心より炉停止余裕を約１％Δｋ増大できることから、上記減少分を十分に補い、差し引きで炉停止余裕を約０．６％Δｋ増大することができる。
【００８４】
以上のように、本実施形態の炉心２０３によれば、第１の実施形態の炉心１０３と同様、炉停止余裕及び熱的余裕を確保しつつ出力を増大し、大型炉と同等の良好な経済性を得ることができるとともに、径方向の出力ピーキングを低減して熱的余裕をさらに向上することができる。
【００８５】
本発明の第３の実施形態を図１３により説明する。本実施形態は、前述のような格子ピッチ拡大による炉停止余裕増大効果を活用し、炉心軸方向出力分布平坦化を図った実施形態である。第１の実施形態と同等の部分については同一の符号を付し、適宜説明を省略する。
【００８６】
図１３は、本実施形態による炉心に備えられる（１種類の）燃料集合体１の構造を表す水平横断面図を示す。図１３中上側の図は、燃料集合体１を燃料有効長の長さ方向中央（中点）から上側の領域（上部領域）と下側の領域（下部領域）とに分けたときにおける上部領域の水平横断面図であり、図１３中下側の図は、下部領域の水平横断面図である。第２の実施形態の図１１と同様、図１３中、太線の○は前述の短尺燃料棒６Ｂを表しており、燃料棒６Ａ，６Ｂのうち「Ｇ」と付記されたものが、毒物入り燃料棒を表している。
【００８７】
図１３下側の下部領域断面図と、上記第１の実施形態の図３や第２の実施形態の図１１と比較して分かるように、通常有効長の燃料棒６Ａ及び短尺燃料棒６Ｂの配置自体は同一である。但し、毒物入り燃料棒の配置はそれらとは異なっている。すなわち、本実施形態の燃料集合体では、毒物入り燃料棒として、径方向最外周を含み２層目に１２本の毒物入り（通常有効長の）燃料棒６Ａが、４層目に２本の毒物入り（通常有効長の）燃料棒６Ａが配置されるのに加え、５層目（水ロッド７，７の間）に２本の毒物入り短尺燃料棒６Ｂが配置されている。
【００８８】
図１３中上側の上部領域断面図に示されように、短尺燃料棒６Ｂは上部領域においては存在しないことから、本実施形態の燃料集合体においては、上記２本の毒物入り短尺燃料棒６Ｂの分、ガドリニアを添加した燃料ペレットの燃料棒軸方向長さ（ガドリニアの含有領域の燃料棒軸方向長さ）の総和が、下部領域のほうが上側領域よりも大きくなっている。
【００８９】
本実施形態における炉心は、各燃料集合体における上記構成によって炉心軸方向出力分布の平坦化を図ることができる。
【００９０】
すなわち、一般に、沸騰水型原子炉の炉心を構成する燃料集合体は、下部領域が上部領域に比べて相対的にボイド率が低く中性子減速効果が大きいために、出力が大きくなる傾向がある。そこで本実施形態においては、燃料集合体１の上部領域のガドリニア含有領域の総和長さを相対的に短くすることにより、反応度を高めて出力を増大し、炉心軸方向出力分布の平坦化を図ることができる。具体的には、本願発明者等の検討によれば、軸方向出力ピーキングを約１０％低減できることがわかった。
【００９１】
一方このとき、沸騰水型原子炉では、通常、原子炉停止時には炉心上部の出力が相対的に大きくなる。これは、各燃料集合体の上部領域において、運転時にはボイド率が高いために出力が相対的に小さく燃料の燃焼が進まないため、運転停止時にボイド率が低くなったときの反応度上昇が相対的に大きくなるためである。従って、通常は、燃料集合体の上部領域においてガドリニア含有領域の総和長さを短くして反応度を高めると、炉停止余裕が減少することになる。しかしながら、本実施形態の炉心２０３では、前述したように、格子ピッチをＬ＝６．２［インチ］に増大することによる炉停止余裕向上効果により、上記炉停止余裕減少分を補うことが可能である。具体的には、以下の通りである。
【００９２】
すなわち、本願発明者等の検討によれば、燃料集合体の上部領域においてガドリニア含有領域の総和長さを短くした本実施形態の炉心は、上部領域と下部領域とで総和長さを等しくした場合に比べれば炉停止余裕が約０．６％Δｋ減少する。しかしながら、図８を用いて前述したように、見かけの出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］とし格子ピッチＬ＝６．２［インチ］に拡大することにより、Ｄ＝５０［ｋＷ／ｌ］、Ｌ＝６．１［インチ］の現行炉心より炉停止余裕を約１％Δｋ増大できることから、上記減少分を十分に補い、差し引きで炉停止余裕を約０．４％Δｋ増大することができる。
【００９３】
なお、上記の例では短尺燃料棒６Ｂを用いてガドリニアの燃料棒軸方向分布に差をつけたが、これに限られず、通常燃料棒の例えば下側領域にのみガドリニアを添加する等によって分布に差をつけてもよい。
【００９４】
また、上記第２の実施形態と第３の実施形態とを組み合わせ、格子ピッチを拡大することで増大した炉停止余裕を、炉心径方向および軸方向の両方向の出力分布平坦化に用いることもできる。このような変形例を図１４を用いて説明する。
【００９５】
図１４は、本変形例による炉心に備えられる高毒物燃料集合体（右側）及び低毒物燃料集合体（左側）の構造を表す水平横断面図であり、それぞれ上側の図は、燃料集合体１の上部領域の水平横断面図、下側の図は下部領域の水平横断面図である。上記同様、太線の○は前述の短尺燃料棒６Ｂを表しており、燃料棒６Ａ，６Ｂのうち「Ｇ」と付記されたものが、毒物入り燃料棒を表している。
【００９６】
図１４において、図１３や図１１と比較して分かるように、高毒物燃料集合体及び低毒物燃料集合体ともに、通常有効長の燃料棒６Ａ及び短尺燃料棒６Ｂの配置自体は同一である。
【００９７】
そして、高毒物燃料集合体では、図１４中右側の図に示されるように、毒物入り燃料棒として、径方向最外周を含み２層目に１２本の毒物入り（通常有効長の）燃料棒６Ａが、４層目に２本の毒物入り（通常有効長の）燃料棒６Ａが配置されるのに加え、５層目（水ロッド７，７の間）に２本の毒物入り短尺燃料棒６Ｂが配置されている（合計１６本）。図１３と同様、この高毒物燃料集合体においては、上記２本の毒物入り短尺燃料棒６Ｂの分、ガドリニアを添加した燃料ペレットの燃料棒軸方向長さの総和が、下部領域のほうが上側領域よりも大きくなっている。
【００９８】
また、低毒物燃料集合体では、図１４中左側の図に示されるように、上記高毒物燃料集合体において５層目（水ロッド７，７の間）の２本を除く合計１４本の毒物入り（通常有効長の）燃料棒６Ａが配置されている。
【００９９】
そして、本変形例では、これら高毒物燃料集合体及び低毒物燃料集合体を、第２の実施形態における図１０で示したように配置する。
【０１００】
これにより、上記第２実施形態による効果と第３実施形態による効果を併せて得られ、径方向出力分布ピーキングを約１０％、および軸方向出力ピーキングを約１０％同時に低減することができる。
【０１０１】
このとき、炉停止余裕が約１％Δｋ減少するが、図８を用いて前述したように、見かけの出力密度Ｄ＝６０［ｋＷ／ｌ］とし格子ピッチＬ＝６．２［インチ］に拡大することにより、Ｄ＝５０［ｋＷ／ｌ］、Ｌ＝６．１［インチ］の現行炉心より炉停止余裕を約１％Δｋ増大できることから、上記減少分を相殺し、差し引きで現行炉心とほぼ同程度の炉停止余裕を確保することができる。
【０１０２】
【発明の効果】
本発明によれば、装荷燃料集合体数６００体以下の中型の沸騰水型原子炉の炉心を構成するにあたり、燃料経済性、炉停止余裕、熱的余裕の観点から炉心特性の最適化を図れ、炉停止余裕及び熱的余裕を確保しつつ出力を増大し大型炉と同等の良好な経済性を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施形態による炉心の燃料集合体配置を表す水平横断面図である。
【図２】図１に示した炉心を備えた沸騰水型原子炉の全体構造を表す垂直縦断面図である。
【図３】図１に示した炉心に備えられている燃料集合体の詳細構造を表す水平横断面図である。
【図４】図１に示した炉心に備えられている燃料集合体の詳細構造を表す垂直縦断面図である。
【図５】図３及び図４に示した燃料集合体における燃料棒の軸方向平均のウラン濃縮度分布を示す図である。
【図６】燃料集合体を変えることなく出力を一定のまま格子ピッチのみを変化させたときにおける、運転サイクル末期における炉心の中性子実効増倍率の変化を示した図である。
【図７】見かけの出力密度が５５〜６０［ｋＷ／ｌ］の範囲とした場合に、線形に変化する最適格子ピッチ範囲がどのように表されるかの検討結果を表す図である。
【図８】燃料集合体を変えることなく出力を一定のまま格子ピッチＬのみを変化させたときにおける、炉心の炉停止余裕の変化を示した図である。
【図９】燃料集合体を変えることなく出力を一定のまま格子ピッチのみを変化させたときにおける、燃料集合体の局所出力ピーキングと、炉心のチャンネル出力ピーキングの変化を示した図である。
【図１０】本発明の第２実施形態による炉心の燃料集合体配置を表す１／４炉心水平横断面である。
【図１１】図１０に示した高毒物燃料集合体及び低毒物燃料集合体の構造をそれぞれ表す水平横断面図である。
【図１２】一般的な沸騰水型原子炉の炉心において、層毎の平均相対出力分布を解析によって求めた図である。
【図１３】本発明の第３の実施形態による炉心に備えられる燃料集合体の構造を表す水平横断面図である。
【図１４】第２実施形態と第３実施形態とを組み合わせた変形例による炉心に備えられる高毒物燃料集合体及び低毒物燃料集合体の構造を表す水平横断面図でである。
【符号の説明】
１              燃料集合体
６              燃料棒
６Ａ            通常有効長の燃料棒
６Ｂ            短尺燃料棒
【図１】
2004219225.tif 000003
【図２】
2004219225.tif 000004
【図３】
2004219225.tif 000005
【図４】
2004219225.tif 000006
【図５】
2004219225.tif 000007
【図６】
2004219225.tif 000008
【図７】
2004219225.tif 000009
【図８】
2004219225.tif 000010
【図９】
2004219225.tif 000011
【図１０】
2004219225.tif 000012
【図１１】
2004219225.tif 000013
【図１２】
2004219225.tif 000014
【図１３】
2004219225.tif 000015
【図１４】
2004219225.tif 000016