JPH01112192A

JPH01112192A - 燃料集合体

Info

Publication number: JPH01112192A
Application number: JP62268186A
Authority: JP
Inventors: Hideaki Utsuno; 宇津野　英明; Satoshi Sugawara; 敏菅原; Junichi Yamashita; 淳一山下; Yuichiro Yoshimoto; 吉本　佑一郎; Kazuo Watabiki; 綿引　一男
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1987-10-26
Filing date: 1987-10-26
Publication date: 1989-04-28
Anticipated expiration: 2012-10-15
Also published as: JP2664167B2

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕本発明は、燃料集合体に係り、特に沸騰水型原子炉に適
用して核燃料物質の消費を節約するのに好適な燃料集合
体に関するものである。

〔従来の技術〕

従来の沸騰水型原子炉は、特開昭５４−１２１３８９号
公報に記載されているように、中性子の減速を促進させ
るために冷却水のみが流れる管（以下、水ロッドと称す
る）を有する燃料集合体を炉心内に装荷している。この
ような水ロッドの使用は、従来の沸騰水型原子炉の運転
条件下では、ウラン原子に対する水素原子の数が多いほ
ど反応度が高く。

炉心に装荷された核燃料物質を有効に活用できる。

しかし、さらに核燃料物質の有効活用を図るためには、
核燃料物質の燃焼に伴って炉心内の水素原子数を変えた
ほうがよい。

特開昭５７−１２５３９０号公報及び特開昭５７−１２
５３９１号公報は、その１つの方法を示している。すな
わち、これらの公報は、低速中性子吸収水押棒及びこの
水押棒よりも反応度価値が大きいステンレス鋼にて構成
される中速中性子吸収水押棒を設け、これらの水押棒の
炉心内への挿入量を制御して炉心向の冷却水量を調節す
ることを述べている。水押棒が、炉心内の水素原子数を
変える手段である。

水押棒の炉心内への挿入量を増すと炉心内の冷却水量が
減り、この挿入量を減らすと炉心内の冷却水量が増加す
る。以上述べた方法は種類の異なる水押棒を新たに設け
、駆動手段にて水押棒を操作しなければならなく、構造
、製作上複雑になる。

このような問題を解決するための静的な手段を用いた燃
料集合体が特開昭６１−３８５８９号公報に示されてい
る。この公報は、水素原子数を変える手段として燃料集
合体の水ロツド内にウラン２３５濃度の低い燃料棒を設
置し、この燃料棒のウラン２３５の消失前後における水
ロツド内のボイド量の変化を利用することを記載してい
る。

また、水押棒のような新たな操作手段を設ける必要のな
い方法として、炉心を流れる冷却水流量を調節する方法
がある。燃料サイクル始めの炉心を流れる冷却水流量を
少なくし、燃料サイクル途中からその冷却水流量を増や
すものである。

〔発明が解決しようとする問題点〕

炉心内の水素原子数を核燃料物質の燃焼に伴って変えた
場合の利点を以下に説明する。

第９図は、沸騰水型原子炉に用いられる代表的な燃料集
合体について横軸に燃焼度、縦軸に反応度の一つの指標
である無限増倍率をとって特性を示したものである。２
本の線はいずれも同一の燃料集合体であるが、破線は燃
料集合体内の冷却材流路における蒸気泡の体積率（ボイ
ド率）を一定（ボイド率３０％）にして燃焼させた場合
を、実線は最初高ボイド率（ボイド率５０％）で運転し
て途中でボイド率を下げた（ボイド率３０％）場合を示
す。第９図より明らかなように、始めボイド率を高くし
て燃焼させて後でボイド率を下げた方が、より高い燃焼
度を得ることができる。

これは、ボイド率が高く、ウラン原子数に対する水素原
子数の比が小さい、すなわち水素原子数が小さいほうが
、中性子の平均速度が大きく、ウラン２３８に吸収され
やすいためである。沸騰水型原子炉で用いられる核燃料
物質中には、ウラン２３５とウラン２３８とが含まれて
おり、ウラン２３５が核燃料物質全体の数％で大部分を
ウラン２３８が占めている。このうち、中性子を吸収し
て核分裂を生じるのは主にウラン２３５のみであり、ウ
ラン２３８はほとんど核分裂を生じない。

したがって、ウラン２３５が燃焼によって減少すると反
応度は低−ドする。

しかし、ウラン２３８も核分裂によって生じる高エネル
ギの中性子を吸収するとプルトニウム２３９に変わる。

プルトニウム２３９は、ウラン２３５と同じく、減速さ
れた熱中性子を吸収して核分裂を起こす。ボイド率が高
い程、中性子のエネルギが高くてウラン２３８からプル
トニウム２３９に転換される割合いが大きく、ウラン２
３５及びプルトニウム２３９の核分裂が抑制される。

従って、ボイド率が高い程、ウラン２３５とプルトニウ
ム２３９の総量の減少の遅い。

ただし、ボイド率が高いと、反応度の絶対値は低い。こ
のため、ボイド率が高いままでは、ボイド率が低い場合
に比べて反応度が臨界を維持できる最低レベルに早く達
してしまう。そこで、その時点でボイド率を下げると、
中性子の減速効果が増し、高ボイド率一定で燃焼した場
合に比べてウラン２３５及びプルトニウム２３９の核分
裂が増し、反応度はより高くなる。従って、臨界に必要
な最低反応度になるまで、核燃料物質に含まれる核分裂
性物質をより長く燃焼させることができる。

以上述べたことが、核分裂性物質の燃焼に伴ってボイド
率を変化させることにより核燃料物質の有効活用を図る
原理であって、スペクトルシフト運転と呼ばれる。

構造の単純な水ロツド内に静的手段を設ける方法及び炉
心を流れる冷却水流量（炉心流量という）を変えること
によって炉心内の水素原子数を変更する方法は、いずれ
も、炉心のボイド率の変化幅があまり大きくとれないと
いう問題があり、実際の原子炉に適用が困難である。

第１０図は炉心流量に対する炉心平均ボイド率の依存性
を示すものである。炉心流量は、下限を熱的限界によっ
て制限され、上限を再循環ポンプ能力および流動振動に
よって制限されている。従つて、沸騰水型原子炉が定格
の熱出力を出している状態では、定格の１００％炉心流
量を中心に、ある狭い範囲でしかボイド率を変化させる
ことができない。例えば、炉心流量を変化できる幅を８
０〜１２０％までとすると、ボイド率の変化幅は約９％
となる。

また特開昭６１−３８５８９号公報に示されたように水
ロツド内に燃焼に伴って発熱量の低下する発熱体（核燃
料物質）を置いた構造では、水ロツド内のボイド率は高
々３０％程度しか変化しない。水ロツド内の水は冷却に
寄与しないので、水ロッドの燃料集合体内に占める横断
面積はあまり大きくできない。仮りに燃料集合体内の冷
却水流路の３割を水ロッドの横断面積にあてたとしても
、３０％のボイド率変化は燃料集合体全体にならすと９
％（３０％ＸＯ，ａ）に相当する。また、発熱体として
濃縮度の低い燃料棒を用いているので、構造が複雑であ
り、製造が面倒である。

より大きなボイド率変化幅を達成するには、水ロツド内
の流量を極端に大きく変化させるか、あるいは水ロッド
内の核燃料物質の発熱量をもつと大幅に変化させるかす
れば良いが、そのような大幅な流量、発熱量の変化を可
動部なしに行うことはできない。可動部をつけた場合、
信頼性に問題が生じ、また機構が複雑となる等の問題が
ある。

本発明の目的は、単純な構造でしかも安定な状態で内部
の平均ボイド率を大幅に変化させることが可能な燃料集
合体を提供することである。

〔問題点を解決するための手段〕

上記の目的は、燃料集合体の下端部に抵抗体を設け、水
ロッドが、抵抗体より下方の領域に開［１した冷却材流
入口を有する冷却材上昇流路と、冷却材上昇流路に連絡
されて、抵抗体よりも上方の領域に開口した冷却材吐出
口を有し、しかも冷却材上昇流路内における冷却材の流
れ方向とは逆に冷却材を下方に導く冷却材下降流路とを
備え、しかも冷却材上昇流路がその側壁に冷却材下降流
路と連通ずる吐出口を有することによって達成できる。

〔作用〕

炉心を通過する冷却材の流量が低下すると、水ロッドの
冷却材下降流路内に蒸気が充満され、その冷却材流量が
増加すると冷却材下降流路内の蒸気量が著しく減少する
。従って、燃料サイクル末期での反応度増加が可能とな
る。また冷却材上昇流路の側壁に冷却材下降流路と連通
ずる吐出口が設けられているので、水ロツド内に供給さ
れる冷却材流量が増加しても水ロツド内に存在する蒸気
量の変化が緩やかになり核的に安定な状態でスペクトル
シフト運転が可能になる。

〔実施例〕

本発明の詳細な説明する前に、本発明の詳細な説明する
。第６図は、その構造を示している。

基本的には、燃料集合体の下部に設けられた抵抗体（例
えば下部タイプレート）６よりも下方の領域に冷却材流
入口４が開口した冷却材上昇流路２と、この冷却材上昇
流路内を流れる冷却材流を反転させて下方に導き、しか
も冷却材吐出口５が抵抗体６よりも上方の領域に開口し
た冷却材下降流路３とを有する水ロッド１を、燃料集合
体に設けたものである。抵抗体６には、複数の冷却材流
通孔７が設けられている。

抵抗体６に設けられた冷却材流通孔７を流れる冷却材（
冷却水）の流量が変化すると、抵抗体６より下方の領域
と抵抗体６より上方の領域との間の差圧へＰが変化する
。縮流抗大による差圧は冷却水流量のほぼ２乗に比例す
るので、たとえば抵抗体６を通過する冷却水流量が８０
％から１２０％に変わったとすると、差圧へＰは約２．
２５倍になる。

一方、水ロツドｌ内の冷却水量と水ロッドｌにおける出
入口間の差圧（冷却材流入口４と冷却材吐出口５との間
の差圧との関係は第８図に示すようになる。冷却水流量
を零から増加させると水ロッド１の出入口間の差圧は極
大値に達し、さらに冷却水流量を増加すると水ロッド１
の出入口間の差圧は−たん極小になったのち単調に増加
する。

これは、第８図に示した現象に起因している。第８図（
ａ）は第７図の８点での水ロツド１内の状態を示し、第
８図（ｂ）は第７図のＴ点での、及び第８図（Ｑ）は第
７図のＵ点での水ロツド１内の状態をそれぞれ示してい
る。

水ロツド１内の冷却水も、水ロッド１の周囲にある燃料
棒から照射される中性子及びガンマ線によって、０．５
〜２Ｗ　／ｃＪ程度の割合で発熱する。

水ロツド１内を流れる冷却水の流量が非常に少ない場合
（第７図の８点の状態）は、水ロツド１内の冷却水が中
性子等の照射によって発熱するとともに蒸発し、この蒸
気が第８図（ａ）に示すように冷却材上昇流路２及び冷
却材下降流路３の上部に充満する。冷却材上昇流路２内
には液面Ｌｌができ、水ロッド１の出入口間の差圧はこ
の液面Ｌ１と水ロッドｌの冷却材吐出口５（冷却材下降
流路３の出１］）の液面Ｌ２の静水頭差によって発生す
る。冷却材上昇流路２内に流入する冷却材流量は、蒸気
になって冷却材吐出口５から流出する流量とバランスす
る。

冷却水流量を第７図の８点から増加していくと、冷却材
上昇流路２内への冷却水の流入量が冷却水の蒸気量を上
回わる。このような場合（例えば第７図のＴ点）には第
８図（ｂ）に示すように冷却水が冷却下降流路３内を流
下する。このとき、冷却水上昇流路２内の静水頭の一部
分が冷却材下降流路３内を流れる冷却水の重量によって
打消されるため、水ロッド１の出入口間の差圧は極大値
Ｓｏよりも減少する。しかし、さらに冷却水流量を増加
すると、冷却材流入口４から流入した未飽和水は冷却材
上昇流路２及び冷却材下降流路３内で沸騰が抑制された
まま（ボイド率が著しく低減された状態で）冷却材吐出
口５から流出する（第７図のＵ点の状態、第８図（Ｃ）
）。このため冷却材上昇流路２及び冷却材下降流路３内
はほとんど単相流となる。従って、第８図（ａ）の状態
で冷却材上昇流路２及び冷却材下降流路３内の冷却材吐
出口５のレベルにおける各静水頭は打消し合ってそれら
の静水頭差が非常に小さくなる。しかし、水ロツド１内
を流れる冷却水流量が大きいため、摩擦や冷却水流れの
反転による圧力損失が増大し、水ロッド１の出入口間の
差圧は再び上昇する。

以上述べた現象によって、水ロッド１の出入［１間の差
圧の変化量が少なくても、水ロツド１内の冷却水流量の
変化幅は非常に大きくなり、ボイド率の変化幅も著しく
増大する。

従って、例えば炉心流量が８０％の時における水ロッド
１の出入「」間の差圧が第７図の極小値１゛ｏに対応す
る水ロッド１の出入［１間の差圧以十で、炉心流量１２
０％の時における水ロッド１の出入口間の差圧が第７図
の極大値Ｓｏに対応する水ロッド１の出入口間の差圧を
超えるように抵抗体６の抵抗を調節しておけば、燃料集
合体内を流れる冷却水流量（炉心流量）の変化によって
大幅なボイド率変化を実現することができる。上記の例
で炉心流量８０％は極大値Ｓｏよりも左側、好ましくは
第７図のＱ点（極小値Ｔｏと同じ出入Ｌ」間の差圧）よ
りも左側にあり、炉心流量１２０％は極小値Ｔｏよりも
右側、好ましくは第７図のＲ点（極大値Ｓｏと同じ出入
【コ間の差圧）よりも右側にある。

上記の原理の構成において、冷却材流量が増加するとあ
る時点で急激に水ロツド内の蒸気斌が減少し核的に不安
定が生じることがわかった。この不安定現象を解消する
ために、冷却材上昇流路の側壁に冷却材下降流路と連通
ずる吐出口を設けたのである。

以上述べた原理を利用した本発明の好適な一実施例、す
なわち沸騰水型原子炉に適用する燃料集合体を第１図、
第２図及び第３図に基づいて説明する。

本実施例の燃料集合体１０は、燃料棒１１、上部タイプ
レート１２、下部タイプレート１３、燃料スペーサ１６
、チャンネルボックス１７、及び水ロッド１８からなっ
ている。燃料棒１１の上下端部は、上部タイプレート１
２及び下部タイプレート１３にて保持される。水ロッド
１９も、両端部が上部タイプレート１２及び下部タイプ
レート１３に保持される。燃料スペーサ１６は、燃料集
合体１０の軸方向に幾つが配置され、燃料棒１１相互間
の間隙を適切な状態に保持している。燃料スペーサ１６
は、水ロッド１９にて保持される。

チャンネルボックス１７は、上部タイブレー１−１２に
取付けられ、燃料スペーサ１６で保持された燃料棒１１
の束の外周を取囲んでいる。下部タイプレート１３は、
上端部に燃料棒支持部１４を有し、しかも燃料棒支持部
１４の下方に空間１５を有している。燃料棒支持部１４
が、燃料棒１１及び水ロッド１９の下端部を支持してい
る。燃料棒１１は、第５図に示すように上部端栓３１及
び下部端栓３２にて両端が密封された被覆管３０内に多
数の燃料ペレット３３を装荷したものである。

ガスプレナム３４が、被覆管３０内の上端部に形成され
る。水ロッド１９の直径（後述する外管２１の外径）は
燃料棒１１の直径よりも大きく、水ロッド１９は燃料集
合体１０の横断面の中央部に配置されている。

水ロッド１９の詳細構造を第１図により説明する。水ロ
ッド１９は、内管２０．外管２１及びスペーサ２２から
構成される。外管２１と内管２０とは円心円状に配置さ
れ、外管２１が内管２ｏの外周を取囲んでいる。外管２
１の上端はカバ一部２３にて密封されており、カバ一部
２３の上部が上部タイプレート１２内に挿入されて保持
される。

カバ一部２３は、内管２０の上端との間に間隙を形成す
るように内管２０の上端を被っている。内管２０の上端
部は、水ロッド１９の軸心から放射状に配置された板状
のスペーサ２２を介して外管２１の内面に固定される。

外管２１の下端は封鎖部２４にて封鎖される。内管２０
の下端部は、封鎖部２４を貫通してそれよりも下方に突
出している。内管２０の下端部は、下部タイプレート１
３の燃料棒支持部１４を貫通している。内管２０の下端
に形成された冷却水流入口２８は、下部タイプレート１
３の空間１５に開口している。内管２０の内部が、冷却
水上昇流路２５である。内管２０と外管２１との間に形
成される環状通路が、冷却水下降流路２６である。外管
２１の下端部の管壁に、周方向に複数の冷却水吐出口２
９が形成される。これらの冷却水吐出口２９は、周方向
に等間隔に設けられている。冷却水吐出口２９は、燃料
棒支持部１４よりも上方の領域に開口している。内管２
０の側壁には、冷却水−上昇流が冷却水下降流路２６に
流れることが可能な側面吐出口３６が設けられている。

側面吐出［１３６は、内管２０の上部で軸方向に等間隔
に複数個配置され、しかも内管２０の周方向にも複数個
配置されている。

本実施例では、燃料棒支持部１４が第６図に示す抵抗体
６の機能を有している。冷却水上昇流路２５と冷却水下
降流路２６とは、水ロッド１９の上端部に形成された反
転部２７によって連絡されている。このように水ロッド
１９は、内部に冷却水上昇流路２５、冷却水下降流路２
６及び反転部２７からなる逆ＩＪ字状の冷却水流路を有
している。

本実施例の燃料集合体１を沸騰水型原子炉の炉心内に装
荷して（全燃料集合体が燃料集合体１）沸騰水型原子炉
を運転すると、冷却水の大部分は、下部タイブレート１
３の空間１５及び燃料棒支持部１４に設けられた貫通孔
１８（第１図）を通って炉心に装荷された燃料集合体１
０の燃料棒１１相互間に直接導入される。下部タイプレ
ート１３の空間に流入した冷却水の残りの部分は、冷却
水流入口２８から水ロッド１９の冷却水上昇流路２５内
に流入し、さらに反転部２７及び冷却水下降流路２６を
介して冷却水吐出口２９から燃料棒支持部１４より上方
の領域に吐出される。冷却水吐出口２９から吐出される
冷却水は、冷却水流入口２８から水ロツド１９内に流入
する冷却水の流量の多少に応じて前述したように液体ま
たは気体（蒸気）とする。

本実施例は、炉心流量１００％（水ロツド１９内では第
８図の極大値Ｓｏでの流量状態）以下で第８図（ａ）の
状態が水ロツド１９内に生じ、炉心流量１１０％（水ロ
ツド１９内では第７図のＲ点での流量状態）で第８図（
Ｃ）の状態が水ロツド１９内に生じるように、燃料棒支
持部１４の圧力損失、内管２０及び外管２１の仕様があ
らかじめ設定されている。

次に内管２０の側壁に設けた吐出口３６による効果を第
５図を用いて説明する。第５図は水ロツド１９内に供給
される冷却水流量と水ロッド１９内の平均ボイド率の関
係を示している。水ロツド１９内の平均ボイド率は、第
６図の水ロッドの構造では曲線Ｘに示すように水ロッド
１９の冷却水流量７以上に冷却水流量が増加すると水ロ
ッド１９の出入口間の差圧変化により急激に減少する。

冷却水流量■の状態は冷却水流量増加によって内管２０
内の蒸気層が消失する時点での状態（第８図でいえば（
ｂ）のような状態）である。すなわち内管２０内の液相
状態の冷却水が冷却水下降流路２６内に流入し始める時
点の状態ともいえる。

本実施例は内管２０の側壁に複数の吐出１１３６を設け
ているので、冷却水が全て蒸気相に変化する遷移点が液
相状態の冷却水が冷却水上昇流路２５から冷却水下降流
路２６に流入する時点（遷移点）が早くなる。すなわち
、本実施例では、遷移点の冷却水流量がＶよりも小さい
Ｗに移動する。このため、本実施例では冷却水流量Ｗを
超えると平均ボイド率が第５図の曲線Ｙのように曲線Ｘ
よりも緩やかに減少する。これにより第６図の構造に比
較し本実施例は安定性を保ちながらスペクトルシフト運
転を行うことが可能となる。この吐出口３６の口径は、
冷却水上昇流路２５の入口と冷却水下降流路２６の管出
口との間での差圧の値により決定される。

第１１図には、本発明の他の実施例を示している。本実
施例における水ロッド１９Ａは、冷却水上昇流路２の側
壁に設けた複数の吐出口３７の軸方向における間隔が上
部の吐出口３７間で密に下部の吐出口３７間で粗になっ
ている。なお、相互の間隔が粗になっている部分の吐出
口３７の開口面積は、それが密になっている部分での吐
出口３７の開口面積よりも大きくなっている。吐出口３
７は、冷却材上昇流路２と冷却材下降流路３とを連通し
ている。本実施例のように吐出ロ３°７相互間の間隔を
上部で密に下部で粗に配置することにより前述の遷移点
が冷却水流量Ｗ１の位置に移動し冷却水流量Ｗ１以上に
なると第５図の曲線Ｚ１のように平均ボイド率が緩やか
に減少する。

曲線２１の傾きは、曲線Ｙよりも急であるが曲線Ｘより
も緩やかである。本実施例は、前述の実施例よりも安定
性の面で若干劣るが、プルトニウムの有効利用を図りつ
つ安定性を保持しながらスペクトルシフト運転が可能と
なる。

第１２図に本発明における他の実施例を示す。

本実施例の水ロッド１９Ｂは、水ロッド１９Ａとは逆に
複数の吐出口３７の軸方向における間隔が上部の吐出「
１３７間で粗に下部の吐出１１３７間で密になっている
。粗になっている部分の吐出口３７の開口面積が、水ロ
ッド１９Ａと同様に大きくなっている。本実施例のよう
に、吐出ロ３７相互間の間隔を上部に比較して下部で粗
となるように配置することにより水ロッド１９Ｂの冷却
材入口と出口との間での差圧が小さくなり、吐出口を等
間隔で配置した（水ロッド１９）に比較して水ロツド内
の平均ボイド率変化が第５図の曲線Ｚ２（遷移点の冷却
水流量がＷ２）小さくなる。従って、本実施例は、第１
図の実施例よりも炉心の安定性を図りつつ冷却材流量を
変化させることができ、炉心安定性を向上したスペクト
ルシフト運転が可能となる。

燃料集合体１ｏは、第３図に示すように水ロッド１９の
占める横面積は燃料集合体１の冷却水流路の横断面積の
１割程度である。しかし、燃料集合体内に２本以上の水
ロッド１９を設けることによって、燃料集合体の平均の
ボイド率の変化幅をより大きくできる。燃料経済性を向
上させるため、９本の水ロッドを設けた燃料集合体が提
案されている。この場合、燃料集合体の冷却水流路の横
断面積に占める余水ロッドの横断面積の占める割合は３
割にもなる。本実施例の燃料集合体３５を、第１３図に
示す。燃料集合体３５は、特願昭６１−１６７９７２号
明細書の９頁、４行〜１１頁、５行及び第３図に示され
た燃料集合体の水ロッドをすべて前述の水ロッド１９に
替えたものである。本実施例の燃料集合体３５は、特願
昭６１−１６７９７２号明細書に示された燃料集合体１
の効果（同明細書の第３図に示す反応度利得の効果）も
得ることができる。

本発明の他の実施例である燃料集合体を以下に説明する
。

この実施例を具体的に述べる前に、まずそれが必要にな
った経緯について説明する。

本実施例は、第６図の水ロッドにおいて、他の課題が生
じることを発見し、その課題を解消するためになされた
ものである。その課題は、炉心に供給される冷却水流量
が何等かの原因で急激に増加した場合に水ロツド１内に
流入する冷却水流量も急激に増加し、水ロツド１内の平
均ボイド率が急激に減少することである。このような現
象は、炉心内に正の反応度を急激に投入することになり
燃料棒に破損等の悪影響を与えることになる。上記の課
題を解消するために種々の検討を行ったところ、水ロッ
ド１の冷却材上昇流路２内（例えば冷却材上昇流路２の
入口部）に、冷却材流量の急激な増加を抑制できる手段
、例えば抵抗体を配置すればよいことに発明者等は気が
付いた。この構造の一例を第１４図に示す。水ロッド１
９Ｇの冷却材上昇流路２内の下部に、冷却材流量の急激
な増加を抑制する手段（冷却材流量急激増加抑制手段）
として、可動抵抗素子３８、上部受金具３９及び下部受
金具４０からなる構成を設けている。

上部受金具３９は、中央部に開口が設けられた円板であ
り冷却材上昇流路２の側壁に取付けらでいる。中央部の
開口は、可動抵抗素子３８の大きさ（直径）よりも小さ
い。下部金具４０は、冷却材上昇流路２の側壁に取付け
られその流路の中心に向って延びる４本の丸棒である。

下部金具４０は、上部金具３９の下方に配置され、可動
抵抗素子３８が下方に落下しないように支持している。

可動抵抗素子３８は、金属からなる球である。

水ロツド１９Ｃ内の状態が第８図の（、）または（ｂ）
状態になるように原子炉が運転されているとき、炉心流
量が急激に増加すると、冷却材上昇流路２内への冷却材
の流入量が急激に増加し、直ちに第８図（ｃ）の状態に
移ろうとする。このとき、冷却水流量の急激な増加によ
って可動抵抗素子３８が押上げられて、上部受金具３７
の開口を閉鎖し、水ロッド１９Ｃの冷却材上昇流路２内
へ流れ込む冷却水の流量が制限され、第８図（ｃ）の状
態への急激な移行を防止する。冷却水流量の増加割合が
低下するにつれて可動抵抗素子３８は徐々に下降して最
後に下部受金具４０によって保持される。可動抵抗素子
３８が徐々に下降することにより上部受金具３９の開口
の面積が徐々に増大し、冷却材上昇流路２内に供給され
る冷却水流量が徐々に増加する。これによって、前述し
たように冷却材上昇流路２内への冷却水の流入量の急激
な増加が防止できる。

第１４図に示す冷却材流量急激増加抑制手段を第１図の
燃料集合体に適用した本実施例の具体的な構造を第１５
図に基づいて以下に述べる。第１図の構成と同じ構成は
同じ符号を付しである。第１図の構成と異なる部分につ
いてのみ説明する。

水ロッド１９の冷却水上昇流路２５内でその入口部に、
球形の金属製の可動抵抗素子３８、その上方には可動抵
抗素子３８の直径より小さい開口３９Ａ（第１５図（Ｃ
））を持つ円板状の上部受金具３９と、可動抵抗素子３
８の下方には可動抵抗素子３８を保持する下部受金具４
ｏが設けられている。上部受金具３９及び下部受金具４
０は、内管２０に取付けられている。可動抵抗素子３８
は、冷却水流量の所定変化を超える急激な増加によって
押上げられるように重量が調節されている。

次に冷却水上昇流路２５内に設けた可動抵抗素子３８の
機能を以■に説明する。炉心流量が所定範囲内（１２０
％以下）では、冷却水は下部受金具４０の間隙を通り冷
却水上昇流路２５内に流入する。しかし、冷却水流量が
所定変化割合を超えて急激に増加すると、可動抵抗素子
３８は流入する冷却水により上方へ押し上げられて上部
受金具３９に押しつけられる。この時、可動抵抗素子３
８は、上部受金具３９の開口３９Ａを閉鎖する状態とな
り、水ロツド１９内への冷却水の流入は一時的に阻止さ
れる。

従って、第８図（ａ）または（ｂ）の状態で運転中に、
急激な流量変化があった場合、第８図（ｃ）の状態に移
ることを防止し、燃料集合体内のボイド率の急激な減少
を防ぐ。

可動抵抗素子３８は、水ロッド１９に発生する差圧から
決定される。

本実施例では球状の可動抵抗素子の例を示したが、円柱
状、円錐状、円錐台状、板状等の形状でも同様の効果を
得ることができる。

なお、詳細には説明しなかったが、吐出口３６による効
果及び冷却水−Ｆ昇流路２５、冷却水下降流路２６を設
けたことによる効果は、第１図の実施例と同様に得るこ
とができる。

第１４図に示された機能のみがほしい場合には、第１５
図の構造から吐出口３６を取除いた構造にて燃料集合体
を構成すればよい。

〔発明の効果〕

本発明によれば、単純な構造で燃料集合体内の平均ボイ
ド率の変化幅が大幅に増大し、核燃料物質の有効利用が
著しく増加する。また、安定性を保持しながらスペクト
ルシフト運転を実施できる。

【図面の簡単な説明】

第１図（ａ）は本発明の好適な一実施例である燃料集合
体の水ロッド付近の詳細構造図、第１図（ｂ）は第１図
（ａ）のＩＶ−ＩＶ断面図、第２図は第１図の水ロッド
を有する燃料集合体の縦断面図、第３図は第２図のｍ−
ｍ断面図、第４図は第２図に示された燃料棒の部分断面
図、第５図は、水ロツド内に供給される冷却水流量と水
ロツド内の平均ボイド率との関係を示す特性図、第６図
は本発明に用いられる水ロッドの原理を示す説明図、第
７図は、第６図の水ロッドの出入口間に生じる差圧特性
の概念図、第８図（ａ）、（ｂ）及び（ｃ）は第７図の
Ｓ、Ｔ及びＵ点での水ロツド内の流動状態を示す説明図
、第９図はスペクトルシフト運転を実施しない場合及び
それを実施した場合における燃焼度に対する無限増倍率
の変化を示す特性図、第１０図は炉心流量と炉心平均ボ
イド率との関係を示す特性図、第１１図、第１２図及び
第１３図は本発明の他の実施例である燃料集合体の構造
図、第１４図は本発明の他の実施例である燃料集合体の
水ロッドの構成図、第１５図は第１４図に示す水ロッド
の原理を用いた本発明の他の実施例である燃料集合体の
構成図である。１０．３５・・・燃料集合体、１１・・・燃料棒、１２
・・・上部タイプレート、１３・・・下部タイプレート
、１４・・・燃料棒支持部、１９．１９Ａ〜１９Ｇ・・
・水ロッド、２ｏ・・・内管、２１・・・外管、２５・
・・冷却水上昇流路、２６・・・冷却水下降流路、２８
・・・冷却水流入口、２９・・・冷却水吐出口、３６．
３７・・・吐出口、３８・・・可動抵抗素子、３９・・
・上部受金具、４０・・・下部受金具。乎　ｌ　区（′ｂ）１２・・・を畜ｐタ４７°Ｌ−ト１３・・・上音ｐり４プＬ−）、３６−・口上と０第　２　図第　、３　圀！！２．５第　４　図ＩＩ・−燃料棒第　５　目２にロッド内１；イ皮柔会ズＬれ暑Ｑ去ν・Ｋシ先量弔
　６　日乙　、↑ｋＶア［，４２ト、第　７１！ｌｌ第　δ　昭（ａ−＞　　　　　（ｂ）　　　　　（り半　ＣＩ　　
會茫護、ａ　　（ｑＷし／Ｔつ第　７０　日＃Ｉじ光量（勾第　１１　　図３７・Ｖエエロ第　ｔ２　　ロ早　１３　　目、３５　畑木什東１ナルＮ第　／４　口第　１５　　口

Claims

【特許請求の範囲】１、上部タイプレートと、下部タイプレートと、上端部
が前記上部タイプレートに保持されて下端部が下部タイ
プレートの燃料棒保持部に保持され、しかも内部に複数
の燃料ペレットを充填した複数の燃料棒と前記燃料棒間
に配置された水ロッドとを有する燃料集合体において、
前記燃料集合体の下端部に抵抗体を設け、前記水ロッド
が、前記抵抗体より下方の領域に開口した冷却材流入口
を有する冷却材上昇流路と、前記冷却材上昇流路に連絡
されて前記抵抗体よりも上方の領域に開口した冷却材吐
出口を有し、しかも前記冷却材上昇流路内における冷却
材の流れ方向とは逆に冷却材を下方に導く冷却材下降流
路とを備えており、前記冷却材上昇流路がその側壁に前記冷却材下降流路と
連通する吐出口を有していることを特徴とする燃料集合
体。２、前記吐出口を、等間隔に設けた特許請求の範囲第１
項記載の燃料集合体。３、前記吐出口の間隔を、前記冷却材上昇流路の下方に
おいて粗に、前記冷却材上昇流路の上方において密にし
た特許請求の範囲第１項記載の燃料集合体。４、前記吐出口の間隔を、前記冷却材上昇流路の下方に
おいて密に、前記冷却材上昇流路の上方において粗にし
た特許請求の範囲第１項記載の燃料集合体。５、前記吐出口の開口面積を、前記冷却材上昇流路の下
方において小さく前記冷却材上昇流路の上方において大
きくした特許請求の範囲第１項記載の燃料集合体。６、前記吐出口の開口面積を、前記冷却材上昇流路の下
方において大きく、前記冷却材上昇流路の上方において
小さくした特許請求の範囲第１項記載の燃料集合体。７、上部タイプレートと、下部タイプレートと、上端部
が前記上部タイプレートに保持されて下端部が下部タイ
プレートの燃料棒保持部に保持され、しかも内部に複数
の燃料ペレットを充填した複数の燃料棒と前記燃料棒間
に配置された水ロッドとを有する燃料集合体において、
前記燃料集合体の下端部に抵抗体を設け、前記水ロッド
が、前記抵抗体より下方の領域に開口した冷却材流入口
を有する冷却材上昇流路と、前記冷却材上昇流路に連絡
されて前記抵抗体よりも上方の領域に開口した冷却材吐
出口を有し、しかも前記冷却材上昇流路内における冷却
材の流れ方向とは逆に冷却材を下方に導く冷却材下降流
路とを備えており、前記冷却材上昇流路がその側壁に前記冷却材下降流路と
連通する吐出口を有し、前記冷却材上昇流路内に抵抗体
が設けられていることを特徴とする燃料集合体。