(57)【要約】【課題】装荷燃料集合体数５００体以下の中型の沸騰水型原子炉の炉心において、熱的余裕を確保しつつ出力を増大し、大型炉と同等の経済性を実現できる構成を提供する。【解決手段】複数の燃料棒９とこれらを取り囲むチャンネルボックス１５とを備えた燃料集合体８を３００体以上５００体以下備えた沸騰水型原子炉の炉心であって、各燃料集合体８について、炉心水平横断面におけるチャンネルボックス１５中心から炉心中心点までの距離をＬとし、炉心最外層に配置される最外層燃料集合体８Ａそれぞれの上記Ｌのうち最短のものをＬｍｉｎ、最長のものをＬｍａｘとしたとき、０．８≦Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ≦０．８５とし、かつＬ≧Ｌｍｉｎとなる外層部燃料集合体８Ｂの数が全燃料集合体数に占める割合を２５％以上４０％以下とする。【選択図】    図１
2004219133.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
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３００体以上５００体以下備えた沸騰水型原子炉の炉心であって、
各燃料集合体について、炉心水平横断面におけるチャンネルボックス中心から炉心中心点までの距離をＬとし、炉心最外層に配置される最外層燃料集合体それぞれの上記Ｌのうち最短のものをＬｍｉｎ、最長のものをＬｍａｘとしたとき、
０．８≦Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ≦０．８５とし、かつ
Ｌ≧Ｌｍｉｎとなる外層部燃料集合体の数が全燃料集合体数に占める割合を２５％以上４０％以下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チャンネルボックス外幅をＷ、隣接する燃料集合体のチャンネルボックスどうしのギャップ幅をＤとしたとき、
少なくとも一部の燃料集合体について、Ｄ／Ｗ≧０．１３と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２記載の沸騰水型原子炉の炉心において、冷却材流入口にオリフィスを備え前記燃料集合体を載置する複数の燃料支持金具をさらに有し、
これら複数の燃料支持金具は、前記最外層燃料集合体を載置する第１燃料支持金具、前記外層部燃料集合体のうち前記最外層燃料集合体を除く燃料集合体を載置する第２燃料支持金具、前記外層部燃料集合体よりも炉心中心側に位置する内周部燃料集合体を載置する第３燃料支持金具を含んでおり、
全ての前記第１燃料支持金具におけるオリフィスの圧力損失の平均値をＰｌｏｓｓ１、全ての前記第２燃料支持金具におけるオリフィスの圧力損失の平均値をＰｌｏｓｓ２、全ての前記第３燃料支持金具におけるオリフィスの圧力損失の平均値をＰｌｏｓｓ３としたとき、
Ｐｌｏｓｓ１≧Ｐｌｏｓｓ２＞Ｐｌｏｓｓ３
である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関わり、特に装荷燃料集合体数５００体以下の中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）熱的余裕と炉停止余裕
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】
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水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。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。
【０００８】
また、炉停止余裕についても、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・コールドスィングが大きくなり、炉停止余裕がより減少することになる。
【０００９】
【非特許文献１】
Ｗｏｒｌｄ  Ｎｕｃｌｅａｒ  Ｉｎｄｕｓｔｒｙ  Ｈａｎｄｂｏｏｋ  ２００１
（Ｎｕｃｌｅａｒ  Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ  Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ誌）
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】
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。
【００１１】
しかしながら、上述したような出力増大に伴う熱的余裕の低下を防止し、経済性を良好とできる中型炉は従来存在しなかった。
【００１２】
一方、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。このように、出力増大に伴う炉停止余裕の低下を防止し、経済性を良好とできる中型炉も従来は存在しなかった。
【００１３】
本発明の第１の目的は、装荷燃料集合体数５００体以下の中型の沸騰水型原子炉の炉心において、熱的余裕を確保しつつ出力を増大し、大型炉と同等の経済性を実現できる構成を提供することにある。
【００１４】
本発明の第２の目的は、装荷燃料集合体数５００体以下の中型の沸騰水型原子炉の炉心において、炉停止余裕を確保しつつ出力を増大し、大型炉と同等の経済性を実現できる構成を提供することにある。
【００１５】
【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、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３００体以上５００体以下備えた沸騰水型原子炉の炉心であって、各燃料集合体について、炉心水平横断面におけるチャンネルボックス中心から炉心中心点からまでの距離をＬとし、炉心最外層に配置される最外層燃料集合体それぞれの上記Ｌのうち最短のものをＬｍｉｎ、最長のものをＬｍａｘとしたとき、０．８≦Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ≦０．８５とし、かつＬ≧Ｌｍｉｎとなる外層部燃料集合体の数が全燃料集合体数に占める割合を２５％以上４０％以下とする。
【００１６】
単位発電量あたりのコストを低減するために、所定容積の圧力容器内に略円形状に配置した従来炉心よりも燃料集合体数を増加し出力を増大することを目的として、所定容積の圧力容器内に例えば再循環ポンプ等を配置しつつ、この再循環ポンプを避けるように外周側凹凸状に燃料集合体を増加配置し、全燃料集合体数に占める外層部燃料集合体数の割合を増加させていく（燃料集合体の配置形状の指標となる最外層燃料集合体の炉心中心からの最短距離Ｌｍｉｎと最長距離Ｌｍａｘとの比Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘを減少させていく）場合、基本的には相対的に低出力の外層部燃料集合体が増加することで炉心の径方向出力ピーキングは増大していく傾向となる。しかしながら、Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ≧０．８の範囲では、全燃料集合体数に占める最外層燃料集合体数の割合が小さくなることで炉心の径方向出力ピーキングを低減する作用がこれを相殺する結果、炉心の径方向出力ピーキングを上記従来炉心程度に抑えることができる。このとき、外層部燃料集合体の占める割合が４０％以上となるとＬｍｉｎ／Ｌｍａｘ＜０．８となるため、外層部燃料集合体の占める割合が４０％以下であることも必要である。
【００１７】
一方、発電コスト低減を図る場合に、通常、３００体以上５００体以下の燃料集合体を備えた中型炉においては、いわゆるスケール効果（例えば０．７乗則）により発電量を小さくしても発電単価は大型炉と比較すると割高になる傾向がある（例えば３７６体炉心の場合、現行ＡＢＷＲよりも発電単価が２９％高くなる）。これを補って大型炉心と同程度の発電単価とするためには、少なくとも外層部燃料割合２５％程度まで炉心形状を凹凸にして燃料集合体を詰める必要がある。また、外層部燃料集合体割合を２５％以上とする場合、Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ＞０．８５とするのは困難なため、Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ≦０．８５となる。
【００１８】
本発明においては、以上に基づき、０．８≦Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ≦０．８５、かつ２５％≦外層部燃料集合体の占める割合≦４０％とする。これにより、所定容積の圧力容器内に熱的余裕を確保しつつ燃料集合体を増加し出力を増大することができ、発電コストを抑えることができるので、大型炉と同等の経済性を実現することができる。
【００１９】
（２）上記（１）において、好ましくは、各燃料集合体の前記チャンネルボックス外幅をＷ、隣接する燃料集合体のチャンネルボックスどうしのギャップ幅をＤとしたとき、少なくとも一部の燃料集合体について、Ｄ／Ｗ≧０．１３とする。
【００２０】
これにより、燃料集合体の相互間のギャップ水領域が拡大して、冷却水のボイド率が小さくなり運転時の中性子減速効果を増大するので、冷温時との反応度差（ホットコールドスイング）が小さくなり炉停止余裕が約１．３％増大し、出力密度を２０％増大した場合でも炉停止余裕を同程度に確保できる。すなわち、所定容積の圧力容器内に炉停止余裕を確保しつつ燃料集合体を増加し出力を増大することができる。
【００２１】
（３）上記（２）において、好ましくは、冷却材流入口にオリフィスを備え前記燃料集合体を載置する複数の燃料支持金具をさらに有し、これら複数の燃料支持金具は、前記最外層燃料集合体を載置する第１燃料支持金具、前記外層部燃料集合体のうち前記最外層燃料集合体を除く燃料集合体を載置する第２燃料支持金具、前記外層部燃料集合体よりも炉心中心側に位置する内周部燃料集合体を載置する第３燃料支持金具を含んでおり、全ての前記第１燃料支持金具におけるオリフィスの圧力損失の平均値をＰｌｏｓｓ１、全ての前記第２燃料支持金具におけるオリフィスの圧力損失の平均値をＰｌｏｓｓ２、全ての前記第３燃料支持金具におけるオリフィスの圧力損失の平均値をＰｌｏｓｓ３としたとき、Ｐｌｏｓｓ１≧Ｐｌｏｓｓ２＞Ｐｌｏｓｓ３である。
【００２２】
一般に、炉心内各領域に配置された燃料集合体の冷却水配分を考えるとき、▲１▼冷却水流量が相対的に大きいほど中性子減速効果が増大して出力が増大するので熱的余裕を小さくする作用となる一方で、▲２▼冷却水流量が増えることで冷却効果が向上することは熱的余裕を大きくする作用とより、これらのバランスに基づき冷却水の流量配分が適正かどうかが決められる。ここで、上記（２）で説明したように、燃料集合体の相互間のギャップ水領域が拡大した場合、中性子の減速は主としてその広いギャップ水領域で行われるようになるため、上記▲１▼の作用が▲２▼に比べて相対的に小さくなり、▲２▼の作用が大きくなる。本発明では、このことに鑑み、最外層燃料集合体と、外層部燃料集合体のうち最外層燃料集合体を除く燃料集合体と、内周部燃料集合体とについて、出力が大きいものほど大きな冷却水流量が流れるようにして冷却効果を向上させる。これにより、燃料棒の限界出力を大きくすることができるので、全体として炉心出力の増大を図ることができる。
【００２３】
【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。
本発明の第１実施形態を図１〜図１６により説明する。
【００２４】
図２は、本発明の適用対象となる沸騰水型原子炉の全体構造を表す垂直縦断面図である。
【００２５】
この図２において、沸騰水型原子炉は、圧力容器１内に設置されたシュラウド２と、このシュラウド２内部に格納された炉心３と、シュラウド２の上部に配設された気水分離器４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５とを備えている。
【００２６】
圧力容器１内の冷却水は、圧力容器１とシュラウド２との間に配設された再循環ポンプ６によって炉心３下部の下部プレナム７に流入し、上昇して炉心３内に流入するようになっている。炉心３内には多数の燃料集合体８（図２中では、便宜的に４体のみ図示）が格子状に所定間隔で配置されており、この燃料集合体８に備えられた燃料棒９（後述の図３参照）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ってシュラウドヘッド１０に流入する。その後、気水分離器４によって水と分離された蒸気は蒸気乾燥器５で乾燥され、圧力容器１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。
【００２７】
図３は、上記燃料集合体８の詳細構造を表す垂直縦断面図である。
【００２８】
この図３において、燃料集合体８は、例えば１０×１０の正方格子状に配列された９２本の上記燃料棒９と、中性子減速棒である２本の水ロッド１１と、これら燃料棒９及び水ロッド１１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１２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１３及び下部タイプレート１４と、燃料バンドルの周囲を取り囲み燃料集合体８の外壁を形成する略四角筒形状のチャンネルボックス１５とを備えている。
【００２９】
燃料棒９は、詳細は図示しないが、例えばジルコニウム製の被覆管に核分裂性物質（Ｕ−２３５やＵ−２３８等を含むウラン燃料ペレット等）が充填されており、燃料棒有効長（燃料ペレットが存在する部分）が通常の長さである７８本の燃料棒９Ａ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）９Ｂとで構成されている。
【００３０】
このような燃料集合体８は、４体を１組として後述する燃料支持金具１６（図５参照）に載置されている。図４は、隣接する４つの燃料集合体８の詳細構造を表す水平横断面図であり、図５は、上記燃料支持金具１６の全体構造を表す斜視図である。
【００３１】
これら図４及び図５において、隣接する燃料集合体８の間（隣接するチャンネルボックス１５の外幅Ｗの間のギャップ幅Ｄ）には飽和水であるギャップ水１７が満たされ、このギャップ水１７領域には圧力容器１下部の制御棒駆動機構１８（前述の図２参照）で駆動される横断面十字形の制御棒１９が制御棒案内管２０（前述の図２参照）をガイドにして上下方向（図４中紙面に向かって手前・奥方向）に挿抜可能に配置されており、これにより炉心３の出力が制御されるようになっている。また、図示しないが、炉心出力を測定する炉内計装系が別途設けられている。
【００３２】
燃料支持金具１６は、上記制御棒１９挿通用の略十字形の貫通孔２１と、上記燃料集合体８の下部タイプレート１４を挿入して支持するための４つの支持孔２２と、この支持孔２２に対応して側面下部に設けた４つの冷却材流入口２３と、これら支持孔２２及び冷却材流入口２３の間にそれぞれ形成される４つの冷却材流路（図示せず）と、冷却材流入口２３にそれぞれ設けられ冷却水流量を調節するための４つのオリフィス（図示せず）とを備えている。
【００３３】
ここで、本実施形態の大きな特徴としては、沸騰水型原子炉の単位発電量あたりのコストを低減するために、所定容積の上記圧力容器１に対し炉心出力が増大するようになっている。一般に所定容積の圧力容器１に対し増出力する方法の１つとして例えば炉心の出力密度を増大する方法があるが、３００体以上５００体以下の燃料集合体８を備えた中型炉の場合、炉停止余裕の観点からその出力増加幅は比較的少ない。そこで、本実施形態では、炉心流量が一定でも燃料集合体８の数が増加することで炉心出力が増大する（なお、このとき燃料集合体８の増加により燃料集合体８一体あたりの流量が減少して最小限界出力比は減少するが、例えば出力密度を燃料集合体８の数の平方根に反比例するように減少させる等をすれば、結果として最小限界出力比を一定としたまま炉心出力が増大する）ことに着目し、上記炉心３は、所定容積の圧力容器１内に略円形状に配置した従来炉心よりも、圧力容器１内の再循環ポンプ６を避けるように外周側凹凸状に燃料集合体８を増加配置している。その詳細を以下に説明する。
【００３４】
図１は、本実施形態による炉心３の燃料集合体８配置を表す水平横断面図であり、図６は、本実施形態による炉心３の燃料集合体８配置を表す１／４炉心配置図である。
【００３５】
これら図１及び図６において、炉心３には４９６体（図６中１２４体を図示）の上記燃料集合体８が配置され、最外層（外周側）に配置される燃料集合体（言い換えれば、炉心３外部の反射体水領域２４に少なくとも１つのチャンネルボックス１５側面を接する燃料集合体）８Ａを７６体（図６中１９体を太枠部で図示）とし、これら最外層燃料集合体８Ａの炉心中心からの距離（詳細には、炉心中心点からチャンネルボックス１５中心までの水平距離）Ｌのうちの最短距離Ｌｍｉｎを約１０．６（Ｄ＋Ｗ）としている。
【００３６】
また、炉心３は、炉心中心から最短距離Ｌｍｉｎにある燃料集合体８Ａと同円周上及び外周側に配置される（言い換えれば、Ｌ≧Ｌｍｉｎ）外層部燃料集合体（最外層燃料集合体８Ａを含む）８Ｂが１４８体（図６中３７体を図示）と、炉心中心から最短距離Ｌｍｉｎにある最外層燃料集合体８Ａより内周側に配置される（言い換えれば、Ｌ＜Ｌｍｉｎ）内周部燃料集合体８Ｃが３４８体（図６中８７体を図示）とで構成されている。
【００３７】
このように構成された炉心３は、外層部燃料集合体８Ｂの数が全燃料集合体数に占める割合は３０％程度（＝１４８体／４９６体）となり、最外層燃料集合体８Ａの数が全燃料集合体数に占める割合は１５％程度（＝７６体／４９６体）となる。また、最外層燃料集合体８Ａの炉心中心からの距離Ｌのうちの最長距離Ｌｍａｘは約１２．７（Ｄ＋Ｗ）であり、最短距離Ｌｍｉｎと最長距離Ｌｍａｘとの比Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘは約０．８３（＝１０．６／１２．７）となる。
【００３８】
次に、本実施形態の動作を説明する。
再循環ポンプ６の駆動により下部プレナム７内に流入した冷却水は、上昇して燃料支持金具１６の冷却材流入口２３に流入する。冷却水は燃料支持金具１６内でオリフィスを介し冷却材流路を上方に流れ、下部タイプレート１４から燃料集合体８のチャンネルボックス１５内に流入し、燃料棒９の核分裂性物質の核分裂反応により加熱されて沸騰しながら燃料棒９の間を上方に流れ、水と蒸気の二相混合流となってシュラウドヘッド１０に流入する。その後、気水分離器４によって水と分離された蒸気が蒸気乾燥器５を介しタービンに送られ発電を行う。
【００３９】
次に、本実施形態による上記炉心３の作用効果を、所定容積の圧力容器１内に略円形状に配置した従来炉心と比較しながら以下に詳細に説明する。
【００４０】
図７は、従来炉心の燃料集合体８配置を表す水平横断面図であり、図８は、従来炉心の燃料集合体８配置を表す１／４炉心配置図である。これら図７及び図８において、上記炉心３と同等の部分には同一の符号を付し、適宜説明を省略する。
【００４１】
図７及び図８において、従来炉心２５は、圧力容器１内の再循環ポンプ６を避けるように（上記炉心３の最外層燃料集合体８Ａの一部をそのまま最外層燃料集合体８Ａとしながら）略円形状に３７６体（図８中９４体を図示）の燃料集合体８が配置されており、最外層燃料集合体８Ａを６０体（図８中１５体を太枠部で図示）としている。また、従来炉心２５は、外層部燃料集合体８Ｂが６０体（図８中１５体を図示、最外層燃料集合体８Ａと同数）と、内周部燃料集合体８Ｃが３１６体（図８中７９体を図示）とで構成されている。
【００４２】
このように構成された従来炉心２５は、外層部燃料集合体８Ｂの数が全燃料集合体数に占める割合は１６％程度（＝６０体／３７６体）となり、最外層燃料集合体８Ａの数が全燃料集合体数に占める割合も１６％程度（＝６０体／３７６体）となる。また、最外層燃料集合体８Ａの炉心中心からの最短距離Ｌｍｉｎは約１０．１（Ｄ＋Ｗ）、最長距離Ｌｍａｘは約１０．８（Ｄ＋Ｗ）であり、Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘは約０．９４（＝１０．１／１０．８）となる。
【００４３】
図９は、略円形状に配置された従来炉心において外層部燃料集合体８Ｂが占める割合を表す特性図である。この図９において、横軸は燃料集合体８の装荷数をとって表しており、縦軸は外層部燃料集合体８Ｂの数が全燃料集合体数に占める割合をとって表している。
【００４４】
図９において、例えば３６８体の燃料体集合体８が略円形状に配置された従来炉心では外層部燃料集合体８Ｂの占める割合が２３％と比較的高くなり、燃料集合体８の装荷数が増加するに従って外層部燃料集合体８Ｂの占める割合が減少している。また、円面積と円周との関係からも明らかなように、燃料集合体８の装荷数が増加するに従って最外層燃料集合体８Ａの占める割合も同様に減少する。
【００４５】
図１０は、本実施形態による上記炉心３の径方向出力ピーキングを上記従来炉心２５とともに表す特性図である。この図１０において、横軸は最短距離Ｌｍｉｎと最長距離Ｌｍａｘとの比Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘをとって表しており、縦軸は径方向出力ピーキングをとって表している。
【００４６】
径方向出力ピーキングは、この種のものとして公知の方法により算出され（ただし、最外層燃料集合体８Ａの燃焼度及び冷却水配分等の条件によって各燃料集合体８の相対出力が変化し、径方向出力ピーキングの算出値は若干変化する）、炉心３（Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ＝０．８３）では約１．５８３となり、従来炉心２５（Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ＝０．９５）では約１．５７８となる。
【００４７】
以上のように、本実施形態の炉心３は、相対的に低出力の外層部燃料集合体８Ｂの割合が従来炉心２５の１６％から３０％まで増加し径方向出力ピーキングが増大する傾向となるものの、中性子漏れが大きい（また一般に燃焼の進んだ）最外層部燃料集合体８Ａの割合が従来炉心２５の１６％から１５％まで減少し径方向出力ピーキングを低減する作用がこれを相殺する結果、その径方向出力ピーキングを従来炉心２５程度に抑えることができる。
【００４８】
次に、上記炉心３と同様の燃料集合体８の装荷数としながら、燃料集合体８配置形状が異なる比較例について説明する。
【００４９】
図１１は、第１の比較例による炉心の燃料集合体８配置を表す水平横断面図であり、図１２は、第１の比較例による炉心の燃料集合体８配置を表す１／４炉心配置図であり、図１３は、第２の比較例による炉心の燃料集合体８配置を表す水平横断面図であり、図１４は、第２の比較例による炉心の燃料集合体８配置を表す１／４炉心配置図であり、図１５は、第３の比較例による炉心の燃料集合体８配置を表す水平横断面図であり、図１６は、第３の比較例による炉心の燃料集合体８配置を表す１／４炉心配置図である。これら図１１、図１２、図１３、図１４、図１５、及び図１６において、上記炉心３と同等の部分には同一の符号を付し、適宜説明を省略する。
【００５０】
図１１、図１２、図１３、図１４、図１５、及び図１６において、第１の比較例による炉心２６は、上記炉心３同様、４９６体（図１２中１２４体を図示）の燃料集合体８が配置され、最外層燃料集合体８Ａを７６体（図１２中１９体を太枠部で図示）としている。また、炉心２６は、上記炉心３同様、外層部燃料集合体８Ｂが１４８体（図１２中３７体を図示）と、内周部燃料集合体８Ｃが３４８体（図１２中８７体を図示）とで構成されている。これにより、上記炉心３同様、外層部燃料集合体８Ｂの数が全装荷体数に占める割合は３０％程度（＝１４８体／４９６体）となり、最外層燃料集合体８Ａの数が全装荷体数に占める割合は１５％程度（＝７６体／４９６体）となる。また、最外層燃料集合体８Ａの炉心中心からの最短距離Ｌｍｉｎは約１０．６（Ｄ＋Ｗ）、最長距離Ｌｍａｘは約１３．０（Ｄ＋Ｗ）であり、Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘは約０．８２（＝１０．６／１３．０）となる。
【００５１】
第２の比較例による炉心２７は、上記炉心３，２６同様、４９６体（図１４中１２４体を図示）の燃料集合体８が配置され、最外層燃料集合体８Ａを７６体（図１４中１９体を太枠部で図示）としている。また、炉心２７は、上記炉心３，２６同様、外層部燃料集合体８Ｂが１４８体（図１４中３７体を図示）と、内周部燃料集合体８Ｃが３４８体（図１４中８７体を図示）とで構成されている。これにより、上記炉心３，２６同様、外層部燃料集合体８Ｂの数が全装荷体数に占める割合は３０％程度（＝１４８体／４９６体）となり、最外層燃料集合体８Ａの数が全装荷体数に占める割合は１５％程度（＝７６体／４９６体）となる。また、最外層燃料集合体８Ａの炉心中心からの最短距離Ｌｍｉｎは約１０．６（Ｄ＋Ｗ）、最長距離Ｌｍａｘは約１３．３（Ｄ＋Ｗ）であり、Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘは約０．８０（＝１０．６／１３．３）となる。
【００５２】
第３の比較例による炉心２８は、４９６体（図１６中１２４体を図示）の燃料集合体８が配置され、最外層燃料集合体８Ａを９２体（図１６中２３体を太枠部で図示）としている。また、炉心２８は、外層部燃料集合体８Ｂが１４０体（図１６中３５体を図示）と、内周部燃料集合体８Ｃが３５６体（図１６中８９体を図示）とで構成されている。これにより、外層部燃料集合体８Ｂの数が全装荷体数に占める割合は２８％程度（＝１４０体／４９６体）となり、最外層燃料集合体８Ａの数が全装荷体数に占める割合は１９％程度（＝９２体／４９６体）となる。また、最外層燃料集合体８Ａの炉心中心からの最短距離Ｌｍｉｎは約９．９２（Ｄ＋Ｗ）、最長距離Ｌｍａｘは約１３．７（Ｄ＋Ｗ）であり、Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘは約０．７２（＝９．９２／１３．７）となる。
【００５３】
前述の図１０に示すように、算出した上記第１の比較例による炉心２６（Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ＝０．８２）の径方向出力ピーキングは１．５８７となり、算出した上記第２の比較例による炉心２７（Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ＝０．８０）の径方向出力ピーキングは１．５９４となり、算出した上記第３の比較例による炉心２８（Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ＝０．７２）の径方向出力ピーキングは１．６６０となる。
【００５４】
以上のことから、本実施形態においては、単位発電量あたりのコストを低減するために、例えば所定容積の圧力容器１内に略円形状に配置した従来炉心２５よりも燃料集合体８を増加し出力を増大することを目的として、圧力容器１内の再循環ポンプ６を避けるように外周側凹凸状に燃料集合体８を増加配置し、全燃料集合体数に占める外層部燃料集合体数８Ｂの割合を増加させていく（言い換えれば、燃料集合体８の配置形状の指標となるＬｍｉｎ／Ｌｍａｘを減少させていく）場合、基本的には相対的に低出力の外層部燃料集合体８Ｂが増加することで炉心の径方向出力ピーキングは増大していく傾向となる。
【００５５】
しかしながら、Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ≧０．８の範囲の上記炉心３，２６，２７では、全燃料集合体数に占める最外層燃料集合体８Ａの割合が小さくなることで炉心の径方向出力ピーキングを低減する作用がこれを相殺する結果、炉心の径方向出力ピーキングを従来炉心２５程度に抑えることができる。このとき、外層部燃料集合体８Ｂの占める割合が４０％以上となるとＬｍｉｎ／Ｌｍａｘ＜０．８となるため、外層部燃料集合体８Ｂの占める割合が４０％以下であることも必要である。
【００５６】
一方、発電コスト低減を図る場合に、通常、３００体以上５００体以下の燃料集合体を備えた中型炉においては、いわゆるスケール効果（例えば０．７乗則）により発電量を小さくしても発電単価は大型炉と比較すると割高になる傾向がある（例えば３７６体炉心の場合、現行ＡＢＷＲよりも発電単価が２９％高くなる）。これを補って大型炉心と同程度の発電単価とするためには、少なくとも外層部燃料集合体８Ｂの割合を２５％程度まで炉心形状を凹凸にして燃料集合体８を詰める必要がある。
【００５７】
図１７は、外層部燃料集合体８Ｂの占める割合を２５％程度とする第４の比較例による炉心の燃料集合体８配置を表す水平横断面図であり、図１８は第４の比較例による炉心の燃料集合体８配置を表す１／４炉心配置図である。この図１７及び図１８において、上記炉心３と同等の部分には同一の符号を付し、適宜説明を省略する。
【００５８】
図１７及び図１８において、炉心２９は、４４４体（図１８中１１１体を図示）の燃料集合体８が配置され、最外層燃料集合体８Ａを６８体（図１８中１７体を太枠部で図示）としている。また、炉心３４は、外層部燃料集合体８Ｂが１１２体（図１８中２８体を図示）と、内周部燃料集合体８Ｃが３３２体（図１８中８３体を図示）とで構成されている。これにより、外層部燃料集合体８Ｂの数が全装荷体数に占める割合は２５％程度（＝１１２体／４４４体）となり、最外層燃料集合体８Ａの数が全装荷体数に占める割合は１５％程度（＝６８体／４４４体）となる。また、最外層燃料集合体８Ａの炉心中心からの最短距離Ｌｍｉｎは約１０．５（Ｄ＋Ｗ）、最長距離Ｌｍａｘは約１２．３（Ｄ＋Ｗ）であり、Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘは約０．８５（＝１０．５／１２．３）となる。
【００５９】
前述の図１０に示すように、算出した上記炉心２９（Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ＝０．８５）の径方向出力ピーキングは１．５７４であり、従来炉心２５程度に抑えることができる。また、炉心２９のように外層部燃料集合体８Ｂの占める割合を２５％以上とする場合、Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ＞０．８５となるように燃料集合体８を配置するのは困難であるからＬｍｉｎ／Ｌｍａｘ≦０．８５となる。
【００６０】
本実施形態においては、以上に基づき、０．８≦Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ≦０．８５、かつ２５％≦外層部燃料集合体の占める割合≦４０％とする。これにより、所定容積の圧力容器１内に熱的余裕を確保しつつ燃料集合体を増加し出力を増大することができ、発電コストを抑えることができるので、大型炉と同等の経済性を実現することができる。また、炉心の燃料集合体８配置を凹凸形状とすることにより、所定容積の圧力容器１内に再循環ポンプ６等の設置スペースを確保しながら燃料集合体８を増加して出力を増大することができる。
【００６１】
なお、上記実施形態では、３００体以上５００体以下の燃料集合体８を備えた中型炉の場合について説明してきたが、これに限らない。すなわち、例えば５００体以上の燃料集合体８を備えた大型炉においても、例えば略円形状に燃料集合体８が配置された従来炉心に対し外層部燃料集合体８Ｂを増加させていくときに、０．８≦Ｌｍｉｎ／Ｌｍａｘ≦０．８５、かつ２５％≦外層部燃料集合体の占める割合≦４０％とする。このような場合にも、上記実施形態同様の効果を得ることができる。また、３００体以下の小型炉においては、外層部燃料集合体の増大に伴って出力ピーキングの絶対値が大きくなり、熱的余裕を設計基準に従って確保することは困難となるため、上記実施形態の適用対象にはならない。
【００６２】
本発明の第２実施形態を図１９により説明する。
本実施形態は、隣接する燃料集合体８におけるチャンネルボックス１５どうしのギャップ幅Ｄを拡大した実施形態である。
【００６３】
図１９は、本実施形態による炉停止余裕の変化率を表す特性図である。横軸は上記チャンネルボックス１５のギャップ幅Ｄと外幅Ｗとの比Ｄ／Ｗをとって表しており、縦軸は炉停止余裕の従来からの変化率をとって表している。
【００６４】
本実施形態においては、少なくとも一対の燃料集合体８において、上記チャンネルボックス１５の外幅Ｗ（前述の図４参照）を例えば１３９ｍｍとし、チャンネルボックス１５どうしのギャップ幅Ｄ（前述の図４参照）を従来の１５．８ｍｍから例えば１８．３ｍｍに拡大することで、ギャップ幅Ｄと外幅Ｗとの比Ｄ／Ｗを従来の約０．１１４から約０．１３２まで増加する。これにより、燃料集合体８の相互間のギャップ水１７領域が拡大し、冷却水のボイド率が小さくなり運転時の中性子減速効果を増大するので、冷温時との反応度差（ホット・コールドスイング）が小さくなり、従来のギャップ幅Ｄと外幅Ｗとの比Ｄ／Ｗを０．１１４とする場合よりも、炉停止余裕を１．５％程度増大させることができる。また、図示のように、炉停止余裕を１．３％程度増大させるには、ギャップ幅Ｄと外幅Ｗとの比Ｄ／Ｗを≧０．１３とすればよいことがわかった。
【００６５】
この結果より、例えば出力密度を２０％程度増大した場合でも、ギャップ幅Ｄと外幅Ｗとの比をＤ／Ｗ≧０．１３とすることで炉停止余裕を確保できる（言い換えれば、出力密度２０％増大による炉停止余裕の減少分１．３％を補うことができる）。すなわち、所定容積の圧力容器１内に炉停止余裕を確保しつつ燃料集合体８を増加し出力を増大することができる。
【００６６】
本発明の第３実施形態を図２０及び図２１により説明する。
本実施形態は、各燃料集合体８の冷却水配分を適正化した実施形態である。
【００６７】
一般に、上記炉心３内各領域に配置された燃料集合体８の冷却水配分を考えるとき、冷却水流量が相対的に大きいほど中性子減速効果が増大して出力が増大する作用（熱的余裕が小さくなる作用）と、冷却水流量が増えることで冷却効果が向上する作用（熱的余裕が大きくなる作用）とのバランスに基づき冷却水の流量配分が適正かどうかが決められる。ここで、上記第２実施形態で説明したように、燃料集合体８の相互間のギャップ水１７領域が拡大した場合、中性子の減速は主としてその広いギャップ水１７領域で行われるようになるため、上記した中性子減速効果が増大して出力が増大する作用が上記冷却効果に比べて相対的に小さくなり、冷却効果が向上する作用が大きくなる。
【００６８】
図２０は、上記炉心３の各燃料集合体８の出力分布を表す１／４炉心配置図であり、図２１は、上記炉心３の燃料集合体８を載置する燃料支持金具１６における各オリフィスの圧力損失の平均値分布を表す１／４炉心配置図である。
【００６９】
本実施形態においては、比較的低出力（図示のように出力範囲０．１９〜０．４５、出力平均値０．２９）の最外層燃料集合体８Ａを載置する全ての第１燃料支持金具１６におけるオリフィスの圧力損失の平均値をＰｌｏｓｓ１とし、最外層燃料集合体８Ａより若干出力の高い（図示のように出力範囲０．４４〜０．８４、出力平均値０．６４）外層部燃料集合体８Ｂ（ただし、最外層燃料集合体８Ａを除く）を載置する全ての第２燃料支持金具１６におけるオリフィスの圧力損失の平均値をＰｌｏｓｓ２とし、比較的高出力（図示のように出力範囲０．７４〜１．５８、出力平均値１．２３）の内周部燃料集合体８Ｃを載置する全ての第３燃料支持金具１６におけるオリフィスの圧力損失の平均値をＰｌｏｓｓ３とする場合、Ｐｌｏｓｓ１≧Ｐｌｏｓｓ２＞Ｐｌｏｓｓ３の関係となるようにそれぞれ設定する。
【００７０】
これにより、最外層燃料集合体８Ａと、この最外層燃料集合体８Ａを除いた外層部燃料集合体８Ｂと、内周部燃料集合体８Ｃとについて、出力が大きいものほど（最外層燃料集合体８Ａの平均出力＞最外層燃料集合体８Ａを除いた外層部燃料集合体８Ｂの平均出力＞内周部燃料集合体８Ｃの平均出力）大きな冷却水流量が流れるようにして炉心３全体の冷却効果を向上させることができる。この結果、上記燃料棒９の限界出力を大きくすることができるので、全体として炉心３出力の増大を図ることができる。
【００７１】
なお、上記第３実施形態においては、上記第１実施形態で説明した炉心３を例に取り説明したが、これに限らない。すなわち、例えば上記第１実施形態で説明した炉心２６，２７，２９等に適用してもよい。この場合も上記同様の効果を得ることができる。
【００７２】
【発明の効果】
請求項１記載の本発明によれば、装荷燃料集合体数５００体以下の中型の沸騰水型原子炉の炉心において、熱的余裕を確保しつつ出力を増大し、大型炉と同等の経済性を実現できる。
【００７３】
請求項２記載の本発明によれば、装荷燃料集合体数５００体以下の中型の沸騰水型原子炉の炉心において、炉停止余裕を確保しつつ出力を増大し、大型炉と同等の経済性を実現できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第１実施形態の燃料集合体配置を表す水平横断面図である。
【図２】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の適用対象となる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】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第１実施形態を構成する燃料集合体の詳細構造を表す垂直縦断面図である。
【図４】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第１実施形態を構成する燃料集合体８の詳細構造を表す水平横断面図である。
【図５】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第１実施形態を構成する燃料支持金具の全体構造を表す斜視図である。
【図６】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第１実施形態の燃料集合体配置を表す１／４炉心配置図である。
【図７】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の従来例の燃料集合体配置を表す水平横断面図である。
【図８】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の従来例の燃料集合体配置を表す１／４炉心配置図である。
【図９】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の従来例における外層部燃料集合体の占める割合を表す特性図である。
【図１０】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第１実施形態の径方向出力ピーキングを従来例及び比較例とともに表す特性図である。
【図１１】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第１の比較例の燃料集合体配置を表す水平横断面図である。
【図１２】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第１の比較例の燃料集合体配置を表す１／４炉心配置図である。
【図１３】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第２の比較例の燃料集合体配置を表す水平横断面図である。
【図１４】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第２の比較例の燃料集合体配置を表す１／４炉心配置図である。
【図１５】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第３の比較例の燃料集合体配置を表す水平横断面図である。
【図１６】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第３の比較例の燃料集合体配置を表す１／４炉心配置図である。
【図１７】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第４の比較例の燃料集合体配置を表す水平横断面図である。
【図１８】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第４の比較例の燃料集合体配置を表す１／４炉心配置図である。
【図１９】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第２実施形態の炉停止余裕の変化率を表す特性図である。
【図２０】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第３実施形態の各燃料集合体の出力分布を表す１／４炉心配置図である。
【図２１】本発明の沸騰水型原子炉の炉心の第３実施形態を構成する燃料支持金具の各オリフィスの圧力損失の平均値分布を表す１／４炉心配置図である。
【符号の説明】
３      炉心
８      燃料集合体
８Ａ    最外層燃料集合体
８Ｂ    外層部燃料集合体
８Ｃ    内周部燃料集合体
９      燃料棒
１５    チャンネルボックス
１６    燃料支持金具
２３    冷却材流入口
Ｄ      チャンネルボックスどうしのギャップ幅
Ｌ      燃料集合体の炉心中心からの距離
Ｌｍｉｎ  最外層燃料集合体の炉心中心からの最短距離
Ｌｍａｘ  最外層燃料集合体の炉心中心からの最長距離
Ｐｌｏｓｓ１  第１燃料支持金具におけるオリフィスの圧力損失の平均値
Ｐｌｏｓｓ２  第２燃料支持金具におけるオリフィスの圧力損失の平均値
Ｐｌｏｓｓ３  第３燃料支持金具におけるオリフィスの圧力損失の平均値
Ｗ      チャンネルボックス外幅
【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】
2004219133.tif 000019
【図１８】
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【図１９】
2004219133.tif 000021
【図２０】
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【図２１】
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