JPH021590A - 原子炉の運転方法及び燃料集合体 - Google Patents

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、原子炉の運転方法、水ロッド、燃料集合体及
び原子炉に係り、特に沸騰水型原子炉に適用して核燃料
物質の消費節約に好適な原子炉の運転方法及び燃料集合
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では、原子炉圧力容器内に炉心部
が位置し、この炉心部には多数の燃料集合体が装荷され
、燃料集合体間に制御棒駆動装置にて操作される制御棒
が挿入されている。ところで、原子炉の発熱反応は燃料
枠内に存在する核分裂性物質（例えばウラン−２３５）
の核分裂の連鎖反応により維持される。すなわち、炉心
内では。

中性子がウランに衝突しウランを分裂させ、ウランが分
裂する際の分裂エネルギーが熱エネルギーとなる。また
、ウランが分裂する際に２〜３個の中性子が発生し１次
のウランを分裂させ、以下連鎖反応によりウランは燃え
続ける。この分裂反応を核分裂というが、ウランと中性
子とが衝突すれば常に核分裂を起こすとは限らない。ウ
ランのうち中性子と衝突し核分裂を生じるのは、ウラン
２３５である。これは天然に存在するウランのうち０．
７％　しかなく、残りは分裂しないウラン２３８である
。そのため、ウラン２３５を約数％まで濃縮したものを
原子炉燃料として使用する。

ところで、従来の原子炉では、この核分裂の連鎖反応の
制御は、＄Ｉ■御棒の操作及び炉心に供給される冷却材
の流量（以下、炉心流量という）の調節によって行われ
ている。制御棒は核分裂に対して余分となる中性子を吸
収することによって核分裂の連鎖反応を制御し、炉心流
量の調節は炉心内の蒸気泡の体積率（ボイド率）を変化
させて核分裂の連鎖反応を制御している。

第７図は沸騰水型原子炉に用いられる代表的な燃料集合
体の中性子増倍率のボイド率に対する依存性を示してい
る６但し、この燃料集合体の燃焼度は０ＧＷＤ／Ｔであ
る。炉心流量を増大すればボイド率が下がって中性子の
減速効果が促進されるので、中性子増倍率が上がり反応
度を増加させることができる。第８図は、余分となる中
性子の吸収とボイド率の変化による反応度制御の方法を
示したものである。第８図の横軸は一つの燃料サイクル
（燃料集合体を炉心に装荷した後の原子炉の起動から炉
心内の燃料集合体を交換するために原子炉の運転を停止
するまでの期間）の経過時間を示し、縦軸は（Ａ）では
炉心平均ボイド率を、（Ｂ）では炉心流量を、及び（Ｃ
）では炉心への制御棒挿入度を示している。第８図の特
性は、燃料サイクルにおける経過時間の途中からに状態
、即ち原子炉出力が定格出力になった後の状態を示して
いる。燃料サイクル初期においては、潜在的に反応度が
高いのでボイド率を上げて中性子の減速効果を弱め、反
応度が所定のレベルとなるように原子炉の運転が行なわ
れる。運転時間の経過に伴う核分裂性物質の燃焼によっ
て反応度が低下するので、炉心流量を徐々に増大させて
炉心のボイド率を徐々に下げ反応度の低下を補償する運
転を行なう。しかし、ボイド率を変化できる幅が小さい
ため、すぐにボイド率の下限値に達し、反応度低下の補
償ができなくなる。このため、第８図に示すように、ボ
イド率の変化幅による反応度補償骨だけ制御棒を引き抜
き、その後、再び、炉心流量を徐々に増大させてボイド
率を徐々に低下させ核分裂性物質の燃焼に伴う反応度の
低下を補償している。

さて、燃料物質の有効利用を図るために、ボイド率を燃
料サイクルの初期で大きくしてプルトニウムを積極的に
炉心内に蓄積させ燃料サイクル末期でそのプルトニウム
を燃焼させる運転方法が考えられている。

前述した炉心流量を変化させる方法、特開昭５７−１２
５３９０号公報及び特開昭５７−１２３９１号公報に記
載された方法、及びサブクール（飽和温度の冷却水が持
っているエネルギー量から炉心に入る冷却水が持ってい
るエネルギー量の単位質量当たりの差）を調節してボイ
ド率を変える方法がある。

特開昭５７−１２５３９０号公報及び特開昭５７−１２
３９１号公報では、ボイド率を変化させる方法として、
低速中性子吸収水押棒及びこの水押捧よりも反応度価値
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
炉心内の冷却水量を調節することを述べている。水押捧
が、炉心内のボイド率を変える手段である。

〔発明が解決しようとする課題〕

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及び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。

二本の線は同一の燃料集合体に対するものであるが、破
線は燃料集合体におけるボイド率を一定（ボイド率３０
％）に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図にて明らかなように
、ボイド率を高くして燃焼させた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
イド率が大きいほど水素原子の数は少なく中性子が減速
されないので中性子のエネルギーが高くなり、ウラン２
３８からプルトニウム２３９に転換される割合も増え、
ウラン２３５及びブリトニウム２３９が総量の減少が遅
くなる。ただし、ボイド率が高いままでは反応度の絶対
値は小さいので、ボイド率が低い場合に比べて反応度が
臨界を維持できるので最低レベルに早く達してしまう。

そこで、その最低レベルに達した時点でボイド率を下げ
ると中性子が十分減速されて反応度が増して、ボイド率
を一定で燃焼させるよりも核分裂物質を長く燃焼させる
ことができる。以上に述べたボイド率を変化させて燃料
の有効利用を図る運転方法を、スペクトルシフト運転と
いう。

前述の水押捧を操作することによって行われるスペクト
ルシフト運転では、水押棒及びこれを操作する駆動装置
が必要となり原子炉構造が複雑になると共に運転操作も
複雑になる。スペクトルシフト運転が可能なものとして
、特開昭６１−３８５８９号公報に示された燃料集合体
を用いる例がある。

この燃料集合体は、水ロッド内に発熱体を配置している
。しかしながら、発熱体として濃縮度の低い燃料棒を用
いているので、燃料集合体の構造が複雑でその製造も面
倒である。

この点、炉心流量の調節によるスペクトルシフト運転は
、そのような問題点を解消することができる。しかし、
炉心流量の調節によるスペクトルシフト運転において以
下のような問題がある。第１０図に炉心流量に対する炉
心平均ボイド率の依存性を示す。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、熱交換
器性能及び流動振動によって制限されている。従って、
沸騰水型原子炉の定格出力の状態では、定格の１００％
の炉心流量におけるボイド率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８０〜１２０％とすると、ボイド
率の変化幅は約９％となる。このようなボイド率の変化
幅が狭くては有効なスペクトルシフト運転とはならない
。このようなことは、特開昭６１−３８５８９号公報に
示された燃料集合体を用いた場合でも同じである。

前述のようにボイド率の変化幅が狭いと、原子炉出力を
調整するための制御棒操作を行う必要がある。

本発明の第１の目的は、炉心内のボイド率の変化幅を増
大させることができしかも制御棒の交換回数を低減でき
る原子炉の運転方法を提供することにある。

第２の目的は、原子炉出力を所定の原子炉出力に保持す
る制御操作が単純化される原子炉の運転方法を提供する
ことにある。

第３の目的は、原子炉起動時の原子炉出力上昇が短時間
に行える原子炉の運転方法を提供することにある。

本発明の第４の目的は、簡単な構造で内部のボイド率の
変化幅を増大させることができ水ロッド及び燃料集合体
を提供することにある。

本発明の第５の目的は、炉心内のボイド率の変化幅を増
大させることができしかも廃棄される制御棒の数を低減
でき、制御装置の構造を単純化できる原子炉を提供する
ことにある。

〔課題を解決するための手段〕 上記の第１の目的は、制御棒引抜きによる原子炉出力制
御操作終了後は、制御棒引抜き操作ではなく、炉心内に
配置された水ロッド内に形成された冷却材液面のレベル
調節によって原子炉出力の制御を行うことにより達成さ
れる。

第２の目的は、原子炉出力が設定された目標の原子炉出
力に達してから燃料サイクルの末期に至るまで、制御棒
を操作することなく、水ロッド内の冷却材液面のレベル
調節により原子炉出力を目標の原子炉出力に保持するこ
とによって達成される。

上記第３の目的は、制御棒による原子炉出力上昇操作終
了後、制御棒の引抜き操作を行うことなく、炉心に配置
された水ロッド内に形成された冷却材液面を調節するこ
とにより原子炉出力を設定された目標の原子炉出力まで
上昇させることにより達成される。

第４の目的は、燃料棒間に形成される第１の冷却材通路
内に配置され、しかも抵抗体よりも下方で開口して抵抗
体よりも上方に伸びる冷却材上昇流路及び冷却材上昇流
路に連絡されて抵抗体よりも上方で開口し冷却材上昇流
路にて導かれた冷却材を下方に導く冷却材下降流路を有
する第２冷却材通路を備え、冷却材上昇流路の流路面積
を冷却材下降流路の流路面積の２５倍よりも大きくする
ことによって達成できる。

第５の目的は、複数の燃料棒、下端部に設けられた抵抗
体、燃料棒間に形成される第１冷却材通路、及び抵抗体
よりも下方で開口して抵抗体よりも上方に伸びる冷却材
上昇流路及び冷却材上昇流路に連絡されて抵抗体よりも
上方で開口し冷却材上昇流路にて導かれた冷却材を下方
に導く冷却材下降流路を有する第２冷却材通路を備え、
冷却材上昇流路の流路面積が冷却材下降流路の流路面積
の２５倍よりも大きくしかも炉心に装荷された燃料集合
体と、炉心内に挿入される制御棒と、制御棒を全挿入お
よび全引抜きの２点動作させる制御棒駆動装置と、炉心
に供給する冷却材の流量を制御する手段とを備えること
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
却材上昇流路及び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上昇流路内の蒸気量
が著しく減少する。このように水ロッド内のボイド率の
変化を大きくすることが出きるので、原子炉出力の調整
に制御棒を操作する必要がなくなる。

〔実施例〕

本実施例を説明する前に、本発明の詳細な説明する。第
１１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２内を流れる冷
却材流を反転させて下方に導く冷却材下降流路３と、し
かも冷却材上昇流路の断面積が冷却材下降流路の断面積
よりも大きく、下部タイプレート６より上方の領域に冷
却材吐出口５を有する水ロッド１を、燃料集合体に設け
たものである。

下部タイプレート６に設けられた冷却材流孔を流れる冷
却材（冷却水）の流量が変化すると、下部タイプレート
６より下方の領域と下部タイプレート６より上方の領域
との間の差圧ΔＰが変化する。縮流拡大による差圧は冷
却水流量のほぼ２乗に比例するので、たとえば下部タイ
プレート６を通過する冷却材水量が８０％から１２０％
に変わったとすると、差圧ΔＰは約２．３倍になる。

一方、水ロッド１内の冷却水量と水ロッド１における出
入口間の差圧（冷却材人口４と冷却材吐出口５との差圧
）との関係は第１２図に示すようになる。水ロッド１内
の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、さらに冷却水量を増加すると
水ロッド１の出入口間の差圧は極小になったのち単調に
増加する。これは、第１３図に示した＠象に起因してい
る。第１３図（ａ）は、第１２図の８点での水ロッド１
内の状態を示し、第１３図（ｂ）は第１２図のＴ点での
、及び第１３図（ｃ）は第１２図のＵ点での水ロッド１
内の状態をそれぞれ示している。

水ロッド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
〜２　Ｗ　／　ｃｍ”程度の割合で発熱する。

水ロッド１内を流れる冷却水の流量が非常に小さい場合
（第１２図の８点の状態）は、水ロッド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１３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Ｌ１が形成され、水ロッド１の出入口差圧
は液面Ｌ１と水ロッド１の冷却材吐出口５（冷却材下降
流路３の出口）の液面Ｌ２の静圧差によって生じる。冷
却材上昇流路２内に流入する冷却水流量は、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。

冷却水量を第１２図の８点から増加していくと、冷却材
上昇流路２内への冷却水量が冷却材の蒸発量を上回る。

このような場合（例えば第１１図のＴ点）には第１３図
（ｂ）に示すように冷却水が冷却材下降流路３内を流下
する。このとき、冷却材上昇流路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
ち消されるために、水ロッド１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させると
、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１２図のＵ点の状態、第、１３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
にほとんど単相流になる。従って、第１３図（Ｑ）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圧水頭が非常に小さくな
る。しかし、水ロッド１内の冷却水量が多いため、摩擦
や冷却水流れの反転による損失が増大し、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の出入口間の差圧
の変化幅が少なくても、水ロッド１内の冷却水量の変化
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。

次に、この水ロッド１の出入口差圧に対する水ロッド１
内ボイド率（蒸気の体積割合）の変化を評価した。その
結果を第１４図に示す。ボイド率は水ロッド１の出入口
差圧の単調関数でなく、多価関数になる。水ロッド１の
出入口差圧をＡ点から増加するとボイド率は、始めある
傾きで単弦に減少しＢ点（ボイド率約０．４５）に達す
ると流動が不安定となりＤ点までジャンプする。すなわ
ち、流動状態が第１３図（ａ）から第１３図（ｂ）を経
て第１３図（ｃ）の流動状態まで急激に変化する。この
ようなボイド率のジャンプは、炉心内の反応度に外乱が
生じるため好ましくない。よって、ボイド率がジャンプ
することなく水ロッド１の出入口差圧の増加に対して単
調にボイド率が減少するＡ点からＢ点の領域を更に拡大
させたボイド率の変化幅がより大きくなる構造の水ロッ
ド１を用いることが望ましい。

発明者等は、そのような水ロッドの構造を種々検討した
結果、以下の新たな現象を発見することができた。その
内容について以下に述べる。

水ロッドの構造として、第２図に示すものを一例として
考えた。すなわち、この水ロッド６１は、内管２１及び
この内管２１を取り囲む外管２２とを有し、内管２１と
外管２２との間に形成される環状流路である冷却材上昇
流路２及び内管２１内に形成される冷却材下降流路３を
有している。冷却材上昇流路２と冷却材下降流路３とは
、互いに上端部にて連絡されている。内管２１と外管２
２との間に形成される環状流路は、内管２１と外管２２
とに取付けられ、るリング板２３にて密封されている。

冷却材流入口４を有する係合部４Ａの上端も、板２４に
て密封されている。係合部４Ａの上端の板２４とリング
板２３とに内部に入口流路７を形成する複数の入口管７
Ａが取付けられている。入口管７Ａは、冷却材流入口４
と冷却材上昇流路２とを連絡している。冷却材吐出口５
は、外管２２の下端と係合部４Ａの上端との間に形成さ
れる。第２図（ｂ）は第２図（ａ）のＸＩ　　ＸＩ断面
を示し、第２図（Ｃ）は第２図（ａ）のＸｚ−Ｘｚ断面
を示している。

この水ロッド６１の出入口差圧とボイド率との関係を評
価するため、第２図に示す水ロッド６１を第１０図の水
ロッド１の代わりに下部タイプレート６に取付けた状態
で、外管の内径を一定にして内管の内径及び水ロッドの
全長をパラメータとして解析を行った。その結果を第１
５図〜第１８図に示す。第１５図は内管内径を２６ｍｍ
、２０．２ｍｍ、　５ｍｍと大幅に変化させた時の結果
である。内管内径が小さいほど、すなわち冷却材下降流
路３の断面積が小さいほど、水ロッドの出入口差圧の増
加に対してボイド率が大幅に減少し１反応度制−御とし
て利用する場合には効果が大となることがわかる。また
、内管内径２０．２ｍｍ（冷却材下降流路断面積＝冷却
材上昇流路断面積）では、水ロッドの出入口差圧に対し
てボイド率が多価関数となる領域が存在する。この領域
は、第１４図同様、ボイド率が急変するために原子炉の
運転領域としては不向きである。しかし、内管内径を５
ｍｍまで小さくすると、ボイド率は水ロッドの出入口差
圧の一価関数、すなわち、スムーズに変化し、水ロッド
を反応度制御に使用できることがわかる。ところで、多
価関数から一価関係に変化する条件を見つけるため、さ
らに内管内径を種々変えたパラメータサーベイを行なっ
た。その結果を第１６図に示す。内管内径が４ｍｍ、　
５ｍｍの時にはボイド率と水ロッドの出入口差圧の関係
は一価関数となるが、内管内径を６ｍｍとすると多価関
数となり、内管内径が５ｍｍと６ｍｍとの間に一価関数
と多価関数の境界があることがわかった。また、内管内
径が５ｉｍ以下についても検討したが、多価関数の領域
は存在しないこともわかった。また、内管内径が５ｍｍ
と６ｍｍについて、水ロッドの全長をパラメータとして
解析した。その結果を第１７図、第１８図に示す。両図
より、−価関数と多価関数の遷移条件は水ロッドの全長
にあまり依存しないことがわかる。そこで、−価関数と
多価関数の遷移条件を上昇流路断面積と下降流路断面積
で表わすと。

下記のように表現できる。

（上昇流路断面積）／（下降流路断面積）〉２５この条
件を満足すれば前述のようなボイド率がジャンプする現
象を解消することができ、水ロッド内で全流量範囲で連
続的に水（または蒸気）の割合を変化させることができ
る。本発明は、このような現象を利用したものである。

沸騰水型原子炉に適用いた本発明の好適な実施例である
原子炉の運転方法について述べる。まず最初に本実施例
の運転方法を実施可能にする沸騰水型原子炉の構造を、
第３図及び第４図に基づいて説明する。

沸騰水型原子炉５０は、原子炉圧力容器１９゜燃料集合
体１３を装荷してなる炉心２０及び再循環ポンプ５１を
有している。原子炉圧力容器１９に取り付けられる炉心
シュラウド５２が、原子炉圧力容器１９内に配置されて
いる６ジエツｊ・ポンプ５３が、原子炉圧力容器１９と
炉心シュラウド５２との間に配置される。炉心下部支持
板５４が。

炉心シュラウド５２内に配置されて炉心シュラウド５２
に取付けられている。複数の燃料支持金具５５が、炉心
下部支持板５４を貫通して炉心下部支持板５４に設置さ
れている。上部格子板５６が、炉心シュラウド５２に取
付けられている。炉心下部支持板５４よりも下方の下部
プレナム５７内に多数の制御棒案内間５８が設置されて
いる。制御棒駆動装置ハウジング５９が原子炉圧力容器
１９の底部に取付けられている原子炉圧力容器１９と炉
心シュラウド５２との間の領域に連絡される再循環配管
６ｏは、ジェットポンプ５３の上端部に開口している。

再循環ポンプ５１が、再循環ポンプ６０に設けられる。

制御棒１７は、制御棒案内管５８内に配置され、制御棒
駆動装置ハウジング５９内に設置された制御棒駆動装置
（図示せず）に燃料集合体１３は、下部タイプレート６
が燃料支持金具５５内に挿入されて保持され、上端部が
上部格子板５６にて保持される。制御棒１７は、制御棒
駆動装置の駆動により燃料支持金具５５を貫通して燃料
集合体１３の相互間に挿入される６１８は制御棒駆動装
置である。本実施例に用いられる制御棒駆動装置１８は
、後述するように全挿入及び全引抜きの二点動作を行う
ものである。このため、制御棒１７は全挿入あるいは全
引抜きの操作のみとなる。このような制御棒駆動装置１
８は、制御棒１７の挿入の深さを調節する機構は不要に
なり、著しく単純化できる。すなわち、従来、制御棒毎
に設けられている挿入深さ調節用の水圧あるいはモータ
の駆動系統が一系統でよくなり、さらに、制御捧深さを
維持するためのラッチ機構も全挿入位置及び全引抜き位
置に対してのみ設ければよいことになる。しかし、本実
施例の運転方法を実施するために従来の途中の挿入深さ
で制御棒を保持できる制御棒駆動装置を用いることは妨
げられない。

制御棒駆動装置１８の詳細構造を第５図に基づいて説明
する。制御棒駆動装置１８は、シリンダ４０、下端部に
ピストン４２を有するインデックスチューブ４１．ピス
トンチューブ４３．コレットフィンガ４５を有するコレ
ットピストン４４及びコレットスプリング４６を有して
いる。インデックスチューブ４１は、シリンダ４０内に
配置され、ピストン４２はシリンダ４０の内面に沿って
摺動する。制御棒１７は、インデックスチューブ４１の
上端部に着脱可能に取付けられる。ピストンチューブ４
３も、シリンダ４０内に配置され、ピストンチューブ４
３の大部分はインデックスチューブ４１内に挿入されて
いる。コレットピストン４４は、インデックスチューブ
４１が配置されるピストン４０内の空間と同心状に設け
られた環状空間内に配置されている。インデックスチュ
ーブ４１の外面には、コレットフィンガ４５と噛合う溝
状の２つの係合部４７Ａ及び４７Ｂが設けられている。

係合部４７Ａはインデックスチューブ４１の上部に、係
合部４７Ｂはインダックスチューブ４１の下部に設けら
れている。シリンダ４０内には、駆動水通路４８Ａ及び
４８Ｂが設けられている。制御棒駆動装置ハウジング５
９に取付けられて操作バルブ４９Ａを有する挿入駆動水
配管３０Ａが、駆動水道路４８Ａに連絡される。操作バ
ルブ４９Ｂを有する引抜駆動水配管３０Ｂは、制御棒駆
動装置ハウジング５９に取付けられて駆動水通路４８Ｂ
に連絡される。

このような水圧駆動型の制御棒駆動装置による制御棒操
作は、よく知られているので詳細な説明を省略する。挿
入駆動水配管３０Ａ及び駆動水通路４８Ａを通して駆動
水がシリンダ４０内に供給されてピストン４２の下面に
圧力が加えられると、インデックスチューブ４１は上昇
し制御棒１７が炉心２０内に挿入される。引抜駆動水配
管３０Ｂ及び駆動水通路４８Ｂにより駆動水がシリンダ
４０内に供給されてその駆動水の圧力がピストンチュー
ブ４３に設けられた内部通路４３Ａ及び開口４３Ｂを介
してピストン４２の上面に加えられると、インデックス
チューブ４１は下降し制御棒１７が炉心２０から引抜か
れる。制御−捧１７が炉心２０から完全に引抜かれた状
態では、コレットフィンガ４５が係合部４７Ａに係合さ
れ、インデックスチューブ４１の下降を防止する。制御
棒１７が炉心２０内に完全に挿入された状態では。

コレットフィンガ４５が係合部４７Ｂに係合され、イン
デックスチューブ４１の下降を防止する。このように制
御棒駆動装置１８は、コレットフィンガ４５が係合部４
７Ａと係合する位置とコレットフィンガ４５が係合部４
７Ｂと係合する位置との二点間でインデックスチューブ
４１を移動させ。

それらの二点でインデックスチューブ４１を保持する動
作を行う。

このため、多数の係合部を有する従来の水圧駆動型の制
御棒駆動装置に比べてインデックスチューブ４１の構造
が単純化されて製造も容易になる。

また、制御棒駆動装置１８の制御装置も、挿入深さを調
節する必要がないので、構成が単純化できる。

炉心への冷却水の供給は、以下のようにして行われる。

再循環ポンプ５１を駆動して原子炉圧力容器１９と炉心
シュラウド５２との間の領域の冷却水を再１環系配管６
０にてジェットポンプ５３内に噴出させる。これによっ
て、原子炉圧力容器１９と炉心シュラウド５２との間の
領域の冷却水が、更にジェットポンプ５３内に吸込まれ
る。ジェットポンプ５３から吐出された冷却水は、下部
プレナム５７内に流入し、燃料支持金具５５内を通って
下部タイプレート６を介して燃料集合体内に供給される
。再循環ポンプ５１は、炉心流量を調節する手段である
。

燃料集合体１３の構成を第４図により詳細に説明する。

燃料集合体１３は、燃料棒１１．上部タイプレート９．
下部タイプレート６、燃料スペーサ１２．チャンネルボ
ックス１０及び水ロッド６１から構成される。燃料棒１
１の上下端部は、上部タイプレート９及び下部タイプレ
ート６に保持される。また、水ロッド６１も、燃料棒同
様、両端部が上部タイプレート９及び下部タイプレート
６に保持される。係合部４Ａが下部タイプレート６に保
持される。燃料スペーサ１２は、燃料集合体１３の軸方
向に複数個配置され、燃料棒１１の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１２は水ロッド６
１に保持される。チャンネルボックス１０は、上部タイ
プレート９に取り付けられ、燃料スペーサ１２で保持さ
れた燃料棒】、１の束の外周を取り囲んである。下部タ
イプレート６は、上端部に燃料支持部１４を有し、しか
も燃料支持部１４の下方に空間１５を有している。冷却
材流入口４は、空間１５内に突出し。

空間１５に開口している。燃料棒支持部１４が、燃料棒
１１及び水ロッド６１の下端部を支持している。下部タ
イプレート６が、抵抗体となる。水ロッド６１の構造は
、第２図の水ロッド６１と同じである。ただし、水ロッ
ド６１の寸法は、全長３．６ｍ　、外管内径３０ｍｍ、
内管内径５ｍｍ、内管肉厚１ｍｍである。燃料集合体１
３は、燃料棒１１相互間に形成される第１の冷却材流路
と、この第１冷却材流路とは別に冷却材上昇流路２及び
冷却材下降流路３を有する第２の冷却材流路とを備えた
ものである。

このように構造を有する沸騰水型原子炉における本実施
例の運転方法を第１図及び第６図に基づいて述べる。水
ロッド６１の体積が炉心内の冷却水の流れる部分の体積
の２０％にすると、炉心流量によって反応度を約４％変
化させることができる。燃焼によって核燃料物質が劣化
される際の反応度変化は、通常４％程度である。この値
は、燃料集合体１３を用いた沸騰水型原子炉５ｏの炉心
流量の調節によって補償することができる。燃焼によっ
て核燃料物質が劣化される際の反応度変化がもつと大き
い場合には、水ロッド６１の本数又は体積を増やせばよ
い。

第１図及び第６図において実線は本実施例の特性を、破
線は従来の運転方法の特性を示している。

第６図は、１つの燃料サイクル期間中における炉心平均
ボイド率制御棒挿入度及び原子炉出力の変化を示してい
る。燃料サイクル期間は、炉心への燃料装荷作業終了後
における原子炉の起動から次の燃料交換のための原子炉
停止までの期間をいう。

燃料サイクル期間における原子炉の起動時に点Ａから点
Ｂまで（従来例では点Ａから点Ｂ１まで）原子炉出力を
上昇させる。このとき、再循環ポンプ５１の回転数を調
節して炉心流量を２０％に保ったまま、制御棒駆動装置
により制御棒１７を全部引き抜いて前述の原子炉出力上
昇を行う。すなわち、点Ｂではすべての制御棒１７が全
引抜きされている（従来の点Ｂ１では一部の制御棒が炉
心に挿入されている）。原子炉出力の上昇と共に水ロッ
ド６１内に蒸気が溜り１点Ｂでの水ロッド６１内の状態
は第１図の下部中央部の（イ）に示すものとなる。すな
わち、水ロッド６１の冷却材上昇流路２及び冷却材下降
流路３の大部分に蒸気が溜り、水ロッド６１内で下部の
所定レベルに液面Ｌ１が形成される。この液面Ｌ１は制
御棒１７の引抜きによって生じる放射線による加熱に基
づいて生じる。この状態から制御棒１７の操作を行わず
、すなわちすべての制御棒１７が全引抜きされている状
態で、炉心流量を徐々に増加して行くと水ロッド６１内
の液面Ｌ１が徐々に上昇し、炉心の平均ボイド率を著し
く減少させる。このため原子炉出力が点Ｂから設定され
た目標の原子炉出力である点Ｃの定格出力（１００％出
力）まで上昇する。原子炉出力の上昇は、燃料破損を避
けるために所定の上昇率にて行われる。点Ｃ（第６図の
１１時点）における水ロッド６１内の状態は、第１図上
部左側に（ロ）で示す水ロッド６１の状態になる。水ロ
ッド６１内の液面Ｌ１は、点Ｂよりも上昇する。点Ｂ以
後、燃料サイクル末期まで原子炉は定格出力を保持して
運転される。このとき核燃料物質は前述したように燃焼
によって劣化し反応度が低下するので、炉心流量の増加
により水ロッド６１内の液面Ｌ１のレベルを上昇させて
ボイド率を低下させ反応度の低下を補償する。従来の運
転方法では、炉心流量によるボイド率の変化が小さいの
で第６図に示すように制御棒の引抜き操作を併用して反
応度の低下を補償している。

本実施例は、水ロッド６１内の冷却水液面Ｌ□の上昇に
よって水ロッド６１内のボイド率を大幅に変化させるこ
とができるので、制御棒引抜き操作を行う必要がなく、
水ロッド６１内における冷却水の液面Ｌ１調節により点
Ｃから点りまで原子炉出力を一定に保持できる。Ｄ点で
は第１図の右側に（ハ）で示すように水ロッド６１内は
完全に水の状態になる。燃料サイクル期間終了間際の停
止時（第６図のｔｚ時点）に制御棒１７が挿入され、原
子炉の運転が停止される。第６図の起動時（原子炉出力
が零から定格の１００％出力になるまでの期間）には詳
細に示されていないが、従来例の起動時では特公昭５７
−１１０３８号公報コラム８゜１６行からコラム１０．
１５行の記載及びコラム１０．３７〜３９行この公報の
第７図及び第８図に示すようにに−Ｌ−Ｍ−にの炉心流
量制御によるキセノン蓄積操作及びキセノン蓄積を利用
した制御棒引抜き操作を所定回数行なった後に、定格の
１００％出力まで原子炉出力を増加させている。

本実施例では水ロッド６１を用いている関係上、炉心ボ
イド率の変化幅を大きく調節できるので、従来例のよう
にに−Ｌ−Ｍ−にの原子炉出力制御を行う必要がない。

従って、制御棒引抜きによる原子炉出力制御を行い、こ
の原子炉出力制御終了後における炉心２０内の水ロッド
６１内の冷却水液面Ｌｘのレベル調節（制御棒による原
子炉出力上昇操作は実施せず）により点Ｃまで原子炉出
力を上昇させる本実施例では、従来例に比べ点Ｃまでの
原子炉出力上昇に要する時間が短縮できる。

また、原子炉起動時における出力制御操作も、従来例よ
りも著しく簡単になる。更には原子炉起動時の初期にお
いて制御棒１７が炉心２０から引抜かれてしまうので、
原子炉起動時における制御棒の使用期間が短縮され、制
御棒１７の劣化が少なくなる。

前述した本実施例の点Ｃ以降における核燃料物質の劣化
に伴う反応度低下の補償操作は、特公昭５７−１１０３
８号公報のコラム１２，８行からコラム１３．１３行に
示された制御棒のパターン交換の操作を行う必要がない
ので、著しく単純化される。

なお、第１図の点Ｂにおける水ロッド６１内の液面Ｌ１
のレベルは、点Ｂにおける原子炉出力及び炉心流量の条
件に対して水ロッド６１の出入口間の圧力損失（特に下
部タイプレート６の圧力損失）を設定することによって
定まる。点Ｂにおいて所定の蒸気領域の容積を水ロッド
６１内に確保することができるので、以後の原子炉出力
上昇の制御を容易にかつ安全に行うことができる。

本実施例では、低炉心流量時（出入口差圧が小さい時）
に、水ロッド６１内のボイド率は７０％程度まで大きく
できる。そのため、炉心平均ボイド率も十分増大し、反
応度を所定のレベルまで容易に低下できる。また、燃焼
とともに反応度も下がるが、炉心流量を徐々に増加させ
て水ロッド６１内の液面Ｌ１を調節すると、水ロッド６
１内のボイド率も下がり、すなわち、炉心平均ボイド率
も低下するため、中性子減速作用が回復し、反応度の低
下を補償できる。しかも、この場合、ボイド率の変化幅
が大きいので、水ロッド６１のみで全反応度領域を制御
できる。すなわち、水ロッド６１内の液面Ｌ１のレベル
調節により余剰反応度を制御できる。その結果、制御棒
１７を原子炉の停止時及び起動時のみで操作すればよく
、制御棒の使用頻度、すなわち原子炉運転中に制御棒１
７が炉心２０内に挿入されている期間が著しく減り、制
御棒１７の交換周期も伸びる。このため、制御棒１７の
交換回数が著しく減少し、廃棄物として処分される制御
棒１７の本数も著しく減少する。さらに、水ロッド６１
の外径を大きくしていくと、水対ウラン面積比の範囲を
すべてカバーできるので、燃料サイクル期間の初期を除
いて運転時には制御棒を全引抜きできる。すなわち、水
ロッド６１による面積比の変化は２０％は十分可能であ
り、この値を反応度に換算すると、４％となる。一方、
１つの燃料サイクル中の潜在的な反応度の変化は約４％
であるので、制御棒全引抜きの条件で水ロッド６１のみ
で反応度補償ができる。

その結果、制御性が著しく向上し、制御棒の構造も簡素
化できるので、安価でかつ信頼性の高い原子炉システム
となる。

本実施例は、燃料サイクル期間の初期において炉心内に
挿入された制御棒操作による原子炉出力の制御を行い、
この原子炉出力制御の操作後の燃料サイクル期間の大部
分において制御棒操作を実施せず炉心内に配置された水
ロッド内に形成された冷却水液面のレベルを調節して原
子炉出力を制御する運転方法ともいえる。また、本実施
例では循環ポンプの回転数のみの変化で反応度制御を行
なうため、駆動部分が減りさらに信頼性が向上する効果
もある。さらに、電源喪失等の過渡事故で再循環ポンプ
５１が停止した場合には、炉心流量の低下により水ロッ
ド６１内は高ボイド状態に移行し、中性子の減速作用を
著しく弱めるので、反応度が低下し、大きな事故まで発
展することはない。またさらに、本実施例では、前記し
たように、燃料サイクルの初期に余剰となる中性子を利
用して核分裂性の燃料（Ｐｕ２３９）を生成できるとい
うスペクトルシフト運転が可能であり、その効果も大き
い。特に、点８以上の原子炉出力の領域では炉心２ｏの
制御棒挿入度が著しく小さい（本実施例では零）ので、
従来例では制御棒に吸収されていた中性子が燃料棒１１
内のウラン−２３８に吸収され、ウラン−２３８に吸収
される中性子量が著しく増大する。また、水ロッド６１
内で蒸気領域が多く存在する場合には、高速中性子の割
合が多いので、ウラン−２３８の中性子吸収量の増大は
、新たな核分裂性物質の生成をおおいに助ける。

ところで、前述の冷却材上昇流路と冷却材下降流路の断
面積の関係式を満足させるためには、冷却材上昇流路断
面積を大きくする必要がある。本実施例では、冷却材下
降流路が内部にあるので。

水ロッド外径が一定の条件下で冷却材上昇流路断面積を
大きくすると内管外径が小さくなり、水ロッドの製造に
必要な金属量が低減する。その結果、この金属内に吸収
される中性子も減り、中性子経済が向上するという利点
がある。また、本実施例では、冷却材流入口４から冷却
材上昇流路２への入口流路７として管を複数個を設けて
いる。冷却材下降流路３から排出された冷却水は、入口
管７Ａの相互間に形成される隙間、すなわち出口流路８
より吐出される。また入口管７Ａは水ロッド６１下部と
水ロッド６１上部の連結を兼ねており、機械強度的にも
強い。さらに入口流路７は入口絞りの役割を果たす。入
口絞りの効果を第１９図に示すが、入口絞りを大きくす
ると、多価関数から一価関数に遷移することが分かる。

第１９図の実線は第１４図の特性と同じである。破線の
特性は。

第１４図で用いた水ロッドの冷却材入口部に絞りを設け
た場合の特性である。すなわち、内管内に冷却材上昇流
路が、内管と外管との間に冷却材下降流路が形成されて
いる水ロッドである。したがって、本実施例では、入口
絞りの効果によりさらに上記遷移条件に対して余裕が増
え、スムーズな一価関数となることが期待できる。

水ロッド６１を燃料集合体１３内に替って燃料集合体１
３間の水ギャップ（制御棒１７が挿入される水ギャップ
）に配置しても、燃料集合体１３内に配置する場合と同
じ効果が得られる。この場合には、水ロッド６１の係合
部４Ａは炉心下部支持板５４に支持され冷却材流入口４
が炉心下部支持板５４よりも下方ルこ配置される。水ロ
ッド６１の横断面は、水ギャップにあわせて矩形にする
とよい。

燃料集合体１３の水ロッド６１の替りに用いることがで
きる水ロッドの他の構造例を以下に述べる。

第２０図及び第２１図は、第２図に示した水ロッド６１
の下部に相当する部分の他の実施例を示している。第２
０図に示す水ロッド６２は、係合部４Ａを外管２２に直
接取付け、内管２１の下端部に取付けられて断面形状が
矩形の複数の出口管２３を内管２１から放射状に配置し
、これらの出口管２３の一端を外管２２に取付けたもの
である。

図示されていないが、内管２１の下端は密封されている
。冷却材流入口４から流入した冷却水は、出口管２３相
互間の間隙を通って冷却材上昇流路２内に流入し、冷却
材下降流路３内を下降する冷却水は、出口管２３内を通
って水ロッド６２外に吐出される。水ロッド６２の入口
流路７は隣接する出口管２３の側壁である金属板で形成
されるため、制作が容易であるという利点がある。第２
１図に示す水ロッド６３は、水ロッド６２の出口管２３
を断面形状が円の出口管２４に替えたものである。この
ため、水ロッド６３は、製造に必要な金属量を水ロッド
６２よりも低減できる。これらの実施例では、構造上、
出口管２３及び２４が冷却材上昇流路２での入口絞りの
効果も兼ね備えている。

第２２図に示す水ロッド６４は、内管２１Ａ内を冷却材
上昇流路２にし、内管２１Ａと外管２２Ａに挾まれた環
状部分が冷却材下降流路３にしたものである。係合部４
Ａは、内管２１Ａの下端部に取付けられる。係る構造に
すると、外管２２Ａの下端部に穴をあけるだけ冷却材下
降流路３の冷却材吐出口５を設けることができる。

第２３図に示す水ロッド６５は、水ロッド６４の冷却材
上昇流路２内、すなわち係合部４Ａ内に絞り部材２４を
設けた例である。係る構造にすると、第１９図で示すよ
うに、絞り部材２４が抵抗となり圧力損失の変化による
冷却水流量の応答が鈍くなる。この結果、冷却材上昇流
路２内の液面Ｌ１の変動が安定する効果が期待できる。

また、本実施例では、この絞り部材２４を冷却材上昇流
路２の入口部に設けたが、絞り部材２４の設置場所を水
ロッド６５内の冷却材上昇流路２内の他の場合あるいは
冷却材下降流路３内にしても、同じ効果が期待できる。

第２４図は、更に別の水ロッドの実施例を示す。

第２４図（ｂ）は第２４図（ａ）のＸ　ａ　−Ｘ　３断
面図である本実施例の水ロッド６６は、上端部が密封さ
れて下端部に係合部４Ａが設けられた管２５の内壁に半
割りの管部材２６を数ケ所取付けたものである。管部材
２６の内部が冷却材下降流路３となり、管２５の内部領
域から管部材２６の内部領域を除いた部分が冷却材上昇
領域２となる。管部材２６の下端は、密封されている。

係る構造にすると内部流路を支持する必要がなく、シか
も入口流路及び出口流路を設ける必要がないため、構造
が非常に簡単になる。

第２５図の実施例は、横断面形状が十字型をしている水
ロッドの例である。本実施例の水ロッド６７は、１本の
管２７を中心に配置し、横断面がＵ字状の４つの通路部
材２８を十字型になるよ、うに管２７に取付けたもので
ある。管２７内が冷却材下降流路３となり、通路部材２
８内が冷却材上昇流路２となる。水ロッド６７は、燃料
集合体１３Ａの燃料棒１１間に第２５図のように配置さ
れ、水ロッド６１と同様に軸方向に伸びている。

係る構造にすれば水ロッド６７に隣接する燃料棒１１の
本数を多くすることもできるので、反応度を高くできて
、燃料経済性が向上する。

第２６図にさらに別の水ロッドの実施例を示す。

本実施例の水ロッド６８は、内部に冷却材上昇流路２を
形成する上昇管２９の外側に、内部に冷却材下降流路３
を形成する複数の細い下降管３１を取付けたものである
。冷却材下降流路３は、水ロッドロ８の上端部で冷却材
上昇流路２に連絡されている。係る構造にすると、下降
管３ｏと上昇管２９は円管となるため、製作性が良く、
更に上昇管２９と下降管３０の連結部は溶接加工により
容易に接続出来る。そのため、水ロッド６８の信頼性が
高くなる。

水ロッドロ２〜６８は、いずれも冷却材上昇流路３の全
流路断面積が冷却材下降流路２のそれの２５倍よりも大
きくなっている６また水ロッド６２〜６８を水ロッド６
１に替えて燃料集合体１３内に取付ける場合には、各水
ロッドの下端部に位置する係合部４Ａが第４図（ａ）に
示すように下部タイプレート６に係合される。水ロッド
ロ２〜６８を個々に水ロッド６１と取替えて設置して得
られる燃料集合体も、第４図の燃料集合体と同じ機能を
生じる。これらの燃料集合体を第４図の燃料集合体１３
に替えて炉心２ｏ内に装荷したとしても、第１図及び第
６図に示すような原子炉の運転が可能であり、同じ効果
を得ることができることは言うまでもない。

本発明における燃料集合体の他の実施例を第２７図に示
す。本実施例の燃料集合体１３Ｂは。

水ロッド６７と同様に横断面形状を十字型にしたボイド
調節装置３２を有している。ボイド調節装置３２が水ロ
ッド６７と異っている部分は、ボイド調節装置３２の冷
却材上昇流路２の側壁の一部がチャンネルボックス１０
にて形成される点である。４つの冷却材上昇流路２は、
対向して配置されて両端が管２７とチャネルボックス１
ｏに取付けられた一対の側壁３３の間に形成される。ボ
イド調節装置３２も、水ロッド６１と同様に冷却材上昇
流路２及び冷却材下降流路３を有しており、４つの冷却
材上昇流路２の合計した流路断面積は、冷却材下降流路
３のそれの２５倍よりも大きい。

燃料棒１１は、直角状に配置された２つの側壁３３によ
って囲まれたチャネルボックス１０内の４つの領域で４
行４列に配置されている。本実施例の燃料集合体１３Ｂ
も、第４図の燃料集合体１３と同じ機能を得ることがで
きる。本実施例の燃料集合体１３Ｂを第３図の炉心２０
内に装荷しても、第１図及び第６図に示す運転が可能で
あり、その′Ｍ転によって得られる効果も生じる。前述
した各実施例は、特願昭６１−２１７１６５号明細書の
３５頁、９行から５５頁、１３行に示された燃料集合体
にも適用できる。このうち、代表的な燃料集合体の例を
説明する。燃料集合体内に２本以上の水ロッド６１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
全水ロッドの横断面積の占める割合は３割にもなる。特
願昭６１−２１７１６５号明細書の３５及び３６頁に示
す燃料集合体に適用した例である。本実施例の燃料集合
体１３Ｃを、第２８図に示す。燃料集合体１３Ｃは、特
願昭６１−１６７９７２号明細書の９頁、４行〜１１頁
、５行及び第１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６１に替えたものである。燃料集合
体１３Ｃ内に水ロッド６２〜６８のいずれかを設置する
ことが可能である。本実施例の燃料集合体１３Ｃ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。燃料集合体１３ｃは、第４図の燃
料集合体１３の機能も得ることができる。第３図に示す
原子炉の炉心２０を燃料集合体１３Ｇにて構成した場合
も、第１図及び第６図に示す運転が可能である。

特願昭６１−２１７１６５号明細書の４４〜４８頁に示
す燃料集合体に適用した例であって本発明の他の実施例
である燃料集合体を、第２９図に示す。本実施例の燃料
集合体１３Ｄは、特願昭６０−１２６１０９号の第１５
図に示された燃料集合体に前述の水ロッド６１と実質的
に同じ構成を有する水ロッド６１Ａを適用したものであ
る。水ロッド６１Ａは、水ロッド６１の係合部４Ａの軸
方向の長さを長くしたものである（他の構成は水ロッド
６１と同じ）。

前述の燃料集合体１３（第４図）と異なる点について説
明する。大きく異なる点は、燃料集合体１３Ｄが下部タ
イプレート６内の空間１５に配置されたオリフィス３４
を有し、しかも水ロッド６１Ａの係合部４Ａが燃料棒支
持部１４及びオリフィス３４を貫通してオリフィス３４
の下方に延びていることである。水ロッド６１Ａの冷却
材流入口（係合部４Ａの下端の開口）４がオリフィス３
４よりも下方の空間１５に開口し、水ロッド６１Ａの冷
却材吐出口５が燃料棒支持部１４より上方で燃料集合体
１３Ｄの燃料ペレット充填領域よりも下方にある。水ロ
ッド６１Ａの冷却材上昇流路２の流路面積は、水ロッド
６１と同様に、冷却材下降流路３の流路面積の２５倍よ
りも大きくなっている。燃料集合体１３は、水ロッド６
１の出入口間に差圧を生じさせる抵抗体として下部タイ
プレート６の燃料棒支持部１４を用いている。

しかし、本実施例の燃料集合体１３Ｄは上記抵抗体とし
て燃料棒支持部１４及びオリフィス３４を用いている。

従って、本実施例は、燃料集合体１３よりも水ロッドの
出入口間の差圧が大きくなる。

オリフィス３４は、抵抗装置である。オリフィス３４は
、第３０図及び第３１図に示すようにリング３５に断面
が円である１３本の丸棒（円管でもよい）３６を互いに
間隔をおいて並行に取付けたものである。隣接する丸棒
３６の相互間には、冷却水流路となる間隙３７が形成さ
れている。

３７Ａは、間隙３７の幅が最も狭くなるスロート部であ
る。オリフィス３４の間隙３７は、スロート部３７Ａよ
り上流側及び下流側に向って断面積が徐々に増大してお
り、角部のない連続した面で構成される１対の側壁（隣
接している丸棒３６の側面）にて画定されている。オリ
フィス３４は、そのような間隙３７を複数有している。

丸棒３６は、抵抗部材である。この抵抗部材は、冷却水
の流れ方向に直角な方向の寸法が流れ方向（ＦＬ）の下
流に向って連続して増加して最大寸法に達して後に連続
して減少する断面形状を有している。

オリフィス３４のリング３５が、下部タイプレート６の
内面に取付けられている。オリフィス３４は、燃料集合
体１３Ｄの軸心に対して直角に設置されている。燃料棒
支持部１４を貫通した水ロッド６１Ａの係合部４Ａは、
オリフィス３４の中央の丸棒３６に設けられた孔部３８
を貫通してオリフィス３４より下方に突出している。

特開昭６０−１２６１０！３号明細書８頁、５行〜１０
頁。

１１行には、「オリフィス３４を小型にしたオリフィス
５で流動試験を行ったところ第２６図に示す特性が得ら
れたことを述べている。第２６図の横軸はレイノズル数
Ｒｅ、縦軸はオリフィス係数Ｋｏｒを示している。上記
小型オリフィスのオリフィス係数Ｋ　ｏ　ｒは、沸騰水
型原子炉の自然循環状態（第１９図のＢ点）に対応する
Ｒｅ＝１３Ｘ１０番付近で約７７となり、沸騰水型原子
炉の原子炉出力１００％（第１９図の０点）に対応する
Ｒｅ＝４５　Ｘ　１０’で約６０になる。第１９図の０
点でのオリフィス係数Ｋ　ｏ　ｒは、第１９図のＢ点で
のそれよりも約２２％低下する。このため、０点での圧
力損失は、Ｂ点のそれよりも約２２％低下する。

オリフィス５のオリフィス係数ＫＯｒは、Ｒｅが１３ｘ
ｌＯ’　〜３０Ｘ１０’＋７）範囲テ約７７とほぼ一定
であり、Ｒｅが３０　Ｘ　１０’を越えるとゆるやかに
減少する。Ｒｅ”３０Ｘ１０’の点は、第１９図におい
て炉心流量が約６０％の時に対応する。」と記載されて
いる。

特願昭６０−１２６１０９号の第２６図に示す特性が得
られる理由は、特願昭６０−１２６１０９号明細書の１
０頁、１７行〜１２頁、１７行、第２７図及び第２８図
に示されている。

本実施例の燃料集合体１３Ｄに用いられるオリフィス３
４は、炉心流量８０〜１１０％に対して圧力損失が減少
する圧力損失の遷移領域を有して八ｔ・従って・燃料集
合体１３Ｄは・第４図の燃料集合体１３によって得られ
る機能に加えて特願昭６０−１２６１０９号の第１５図
に示す燃料集合体によって得られる機能をも生じる。こ
のような燃料集合体１３Ｄにて前述の第３図に示す原子
炉の炉心２０を構成した場合には、第１図及び第６図に
示す原子炉の運転が可能となり、第１図の実施例と同じ
効果が得られ、さらに特願昭６１−２１７１６５号明細
書の４８頁、１６行から５３頁、１１行に記載された効
果を得た２回試験した燃料集合体１３の無限増倍率は、
運転が経過するに伴って徐々に減少する。

新しい燃料集合体１３に添加されるガドリニアの濃度に
よって、炉心２０の平均余剰反応度が燃料サイクルの途
中でピークを形成する場合がある。

このような場合における原子炉、例えば第３図に示す原
子炉での運転方法について説明する。第３２図はその運
転方法の特性を示したものである。

第３２図のｔ３時点は第６図のｔ１時点に、第３２図の
ｔ４時点は第６図のｔｚ時点に該当する。

原子炉起動後からｔ３時点までに至る期間の原子炉出力
制御は、第１図の点Ａから点Ｃに至るまでの原子炉出力
制御と同じように行われる。炉心２０内の新しい燃料集
合体１３内のガドリニアはｔ５時点で消滅し、炉心２０
の平均余剰反応度はｔ６時点でピークになる。従って、
ガドリニアの消滅に伴って炉心２０の余剰反応度が徐々
に増大する期間（ｔｚ時からｔａ時点まで）は、原子炉
出力が定格出力に保持されるようにｔ１時点から再循環
ポンプ５１の回転数を減少させて炉心流量を低下させ、
炉心２０内に配置された水ロッド６１内の液面Ｌ１を第
１図（イ）の状態から徐々に低下させる。ｔ５時点に達
したとすることができる。

以上述べた各々の実施例の燃料集合体にて第３図の炉心
２０を構成する場合、炉心２０内には燃料サイクルの経
験回数が異って燃焼度の異なる３種類（または４種類）
の燃料集合体が存在する。

第４図の燃料集合体１３を例に取って述べると、ある燃
料サイクルの運転が開始される直前の状態では、炉心２
０内に燃焼度０ＧＷｄ／Ｔの新しい燃料集合体１３、燃
焼度８ＧＷｄ／　（１つの燃料サイクルの運転を経験）
の燃料集合体１３及び２つの燃料サイクルの運転を経験
した燃焼度１６ＧＷｄ／Ｔの燃料集合体１３が装荷され
ている。

燃料度０ＧＷｄ／Ｔの新しい燃料集合体１３の燃料棒１
１には、余剰反応度を抑制するために可燃性毒物である
ガドリニアが所定置台まれている。

通常、このガドリニアは１つの燃料サイクル末期で燃え
付きるように添加されるので、過去に少なくとも１つの
燃料サイクルの運転を経験した燃料集合体１３には、ガ
ドリニアが存在しない。このため、ガドリニアを含んで
いる新しい燃料集合体１３の無限増倍率はガドリニアの
消滅に伴って除徐に増加しガドリニアが消滅した時点（
燃料サイクル末期）で最も高くなる。燃料サイクルの運
転を１回おきに炉心流量の低下を停止し、それ以降は炉
心２０の平均余剰反応度の低下に応じて炉心流量を増加
し水ロッド６１内の液面Ｌｉを上昇させる。これにより
原子炉出力は、し５時点以降も定格出力に保持される。

ｔ４時点で制御棒１７が炉心２０内に挿入され、原子炉
の運転が停止される。本実施例においても、第１図及び
第６図の実施例と同じ効果が得られる。

以上述べた各実施例の運転方法において、原子炉出力を
上昇させる場合には以下に述べることを考慮することが
望ましい。すなわち、炉心流量が急激に増加すると、冷
却材上昇流路２内の液面Ｌ１が急激に上昇してボイド率
が急激に低、下する。

このような炉心流量の急増は、原子炉出力の大幅な増加
につながり、炉心２０内での燃料棒１１の破損にもつな
がる可能性がある。第１９図に示すように冷却材上昇流
路２内に絞りを設けても、炉心流量の急増に対して液面
Ｌ１の急上昇をある程度抑制する効果が得られる。しか
しながら、上記の液面Ｌｌの急上昇を完全に防止するこ
とができない。このような問題に対しては、炉心流量の
急激な増大を防止することが望ましい。すなわち、第３
３図及び第３４図に示す装置を設置することが望ましい
。

第３３図及び第３４図は、第３図に示す沸騰水型原子炉
に適用した炉心流量急増防止機構の構成を示すものであ
る。炉心流量制御装置３９は、言及しなかったが、前述
した第３図の沸騰水型原子炉にも設けられているもので
ある。炉心流量信号設定装置３９が、炉心流量急増防止
機構である。

炉心流量信号設定装置７０は、操作信号を入力する炉心
流量信号設定器７１、炉心流量信号設定器７１から出力
される炉心流量要求信号Ｗｏを入力する炉心流量信号変
更器７２．炉心流量信号変更器７２から出力された信号
Ｗｏの炉心流量信号設定器７１への伝送を制御する開閉
器７６及び７７、現在の原子炉出力が設定された目標出
力である定格出力（１００％出力）に達しているか否か
を判定する原子炉出力判定器７５．炉周期演算器７３及
び炉周期判定器７５を備えている。

炉心２０内に配置されている中性子検出器６９の出力で
ある中性子束信号Ｑｏは、炉周期演算器７３及び原子炉
出力判定器７５に入力される。原子炉出力判定器７５は
、入力した中性子束信号Ｑｏに基づいて現在の原子炉出
力を求め、この現在の原子炉出力と目標出力である定格
出力とを比較して前者の値が後者の値よりも小さい場合
に閉信号Ｓｘを出力する。開閉器７７は閉信号ＳＸを入
力したときにのみ閉される。炉周期演算器７３は、中性
子束信号Ｑｏに基づいて炉周期を求める。

炉周期は、炉心２０内の中性子束がｅ倍になるまでの時
間で示される。炉周期判定器７４は、炉周期演算器７３
にて求められた炉周期が所定値Ｎ（無限大に近い所定の
炉周期の値）よりも大きくなる場合に閉信号ＳＹを出力
する。炉周期が無限大に近い状態では、原子炉が定常状
態になっている。開閉器７６は、閉信号ＳＹまたは操作
信号Ｍｘを入力したときに閉される。炉心流量設定器７
１は、炉心流量要求信号Ｗｏを記憶している。

炉心流量信号変更器７２は、炉心流量要求信号Ｗｏ　を
入力して（Ｗｏ＋ΔＷ）を求め、得られた（　Ｗ　ｏ＋
ΔＷ）を新たな炉心流量要求信号Ｗｏとして出力する。

ΔＷは炉心流量の増加幅である。

ΔＷの値は、炉心流量の増加量が大幅にならないように
あらかじめ設定されている。

ある燃料サイクルの原子炉起動時にすべての制御棒１７
を引抜いて原子炉出力が点Ｂの値になったとき（操作盤
７８に表示）、オペレータは操作盤７８の炉心流量増加
用のボタンを押す。この操作により操作盤７８から操作
信号がＭｘが出力される。操作信号Ｍｘは、炉心流量信
号設定器７１及び開閉器７６に入力される。炉心流量信
号設定器７１は、入力した操作信号Ｍｘに基づいて記憶
している点Ｂに対応する炉心流量要求信号Ｗｏを初期値
として出力する。炉心流量信号設定器７１から出力され
た炉心流量要求信号ＷＯは、炉心流量制御装置３９に入
力される。炉心流量制御装置３９は、入力した炉心流量
要求信号ＷＯに基づいて再循環ポンプ５１の回転数を制
御する。炉心流量制御袋［３９は、原子炉起動後直ちに
操作盤７８から出力されたポンプ起動信号に基づいて再
循環ポンプ５１を所定回転数に制御しているので、初期
値の炉心流量要求信号ＷＯが炉心流量制御装置３９に入
力されても、再循環ポンプ５１の回転数は変化しない。

炉心流量信号変更器７２は、前述したように（Ｗ　ｏ＋
ΔＷ）を求め、この（Ｗ　ｏ　＋ΔＷ）の値炉心流量信
号変更器７２内にあるレジスタ（図示せず）内に一時的
に記憶する。炉心流量信号開閉器７６は操作信号Ｍｘを
入力して閉される。点Ｂの原子炉出力は定格出力よりも
低いので、原子炉出力判定器７５は閉信号Ｓｘを出力す
る。従って、開閉器７７は閉されている。開閉器７６及
び７７が閉されることによって、炉心流量信号器７２内
にあるレジスタに記憶されていた（Ｗｏ＋ΔＷ）が新た
な炉心流量要求信号Ｗｏとして炉心流量信号設定器７１
に入力される。炉心流量信号設定器７１は、新たに入力
した炉心流量要求信号Ｗｏを出力する。開閉器７６は、
操作信号Ｍｘを入力した直後に開される。開閉器７６は
、操作信号Ｍｘまたは閉信号Ｓｖ　を入力した時点だけ
短時間のあいだ閉されるのである。開閉器７６は、開さ
れた後には閉信号Ｓｖが入力されないと再び閉されない
。炉周期が所定値Ｎよりも大きくなって開閉器７６が閉
されるまでは、炉心流量信号変更器７２にて求められた
（Ｗｏ＋ΔＷ）の値は、前述のレジスタに一時的に記憶
される。この値は、開閉器７６が閉されたときに炉心流
量信号設定器７１に伝えられる。

このように点Ｂから点Ｃまでの原子炉出力の上昇操作は
、ΔＷに対応する炉心流量を段階的に増加させることに
よって行われる。点Ｂから点Ｃへの原子炉出力上昇時に
おける炉心流量の増加分はΔＷによって定まるので、こ
のΔＷを適切に設定することにより炉心流量が急増して
水ロッド６１内の液面Ｌ１を急激に押上げる現象を防止
できる。

オペレータの原子炉の運転停止操作により操作盤７８か
ら出力されるランバック信号ＭＹまたは原子炉プラント
から出力されるトリップ信号Ｍ２が炉心流量制御装置３
９に入力されると、炉心流量制御装置３９は点Ｂの炉心
流量になるように再循環ポンプ５１の回転数を低減する
。

炉周期演算器２３及び炉周期判定器７４の代りにパルス
発信器を設置し、このパルス発信器からの「０」または
「１」のパルス信号に基づいて開閉器７６の開閉を制御
してもよい。開閉器７６は、「０」で開され「１」で閉
される。パルス発信器の起動は、操作信号Ｍｘにて行わ
れる。

〔発明の効果〕

本発明によれば、冷却材上昇流路及び冷却材下降流路を
有するボイド率調節手段内の冷却材液面の調節により平
均ボイド率の変化幅が増大するので、制御棒の交換回数
が低減され、廃棄される制御棒本数が減少する。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の一実施例である原子炉の運転方法を示
す説明図、第２図は水ロッドの縦断面図、第３図は本発
明が適用される沸騰水型原子炉の縦断面図、第４図は第
３図の燃料集合体の縦断面図、第５図は第３図の制御棒
駆動装置の縦断面図、第６図は第１図の運転方法に置け
る各特性を示す説明図、第７図は中性子増倍係数と炉心
平均ボイド率との関係を示す特性図、第８図は従来の炉
心平均ボイド率を変え反応度を制御する運転方法を示す
説明図、第９図はスペクトルシフトの効果を説明する図
、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図は本発明の原理図、第１２図は水ロ
ッド内の流量と出入口差圧との関係を示す図、第１３図
は第１１図の現象を示す図、第１４図は第１１図の解析
結果を示す図、第１５図及び第１６図は上昇管内径をパ
ラメータとした時の水ロッド内のボイド率と出入口差圧
と関係を示す図、第１７図及び第１８図は水ロッド全長
をパラメータとした時の水ロッド内ボイド率と出入口差
圧と関係を示す図、第１９図は入口絞りの効果を示す図
、第２０図及び第２１図は第２図の吐出口部の別の実施
例を示す図、第２２図〜第２６図は本発明の他の実施例
を示す図、第２７図及び第２９図は本発明の燃料集合体
の他の実施例の横断面図、第２９図は本発明の他の実施
例である燃料集合体の縦断面図、第３０図は＠２９図の
オリフィスの平面図、第３１図は第３０図のＸ４　　Ｘ
４断面図、第３２図は本発明の原子炉運転方法の他の実
施例における特性を示す説明図、第３３図は本発明の原
子炉の炉心流量制御装置の植成図、第３４図は第３３図
の炉心流量信号設定装置の詳細構成図である。 １・・・水ロッド、２・・・冷却材上昇流路、３・・・
冷却材下降流路、４・・・冷却材流入口、５・・・冷却
材吐出口、６・・・下部タイプレート、７・・・入口流
路、８・・・出口流路、９・・・上部タイプレート、１
ｏ・・・チャンネルボックス、１１・・・燃料棒、１２
・・・燃料スペーサ、１３．１３Ｂ、１３Ｇ、１３Ｄ・
・・燃料集合体、１４・・・燃料支持部、１５・・・空
間、１７・・・制御棒、１８・・・制御棒駆動装置、１
９・・・圧力容器、２ｏ・・・（Ｃ！、） 月　２図 大ｒ　１じ゛　ｉ友　↑　　（％） 第 ”／１ （ａ、１ 第 圀 ６Ａ ３Ａ ８Ｂ ホ゛″イ　ドア （φ） 躬フ １辺 請、大゛え度 （ＧνＶ／；ｌ／Ｔ） 時 間 に子 老１０ ■ 丈Ｐ じニオＬｔ ６％） 蒔 ｈ 図 男１４図 出入口范圧（Ｍ田 璃１２１図 躬１３１ヨ に＋ 躬 １辺 差圧（Ｐａ） 躬　１６　日 差圧（Ｐａ） 第１Ｂ 包 差圧 （Ｐａ） 児１７ １コ 差圧（Ｐａ） 蔦１９１図 出入口差Ｌ　（Ｍ威） 吊２１０ 第２４辺 （ａ） 第２ＧＪ”ｊ３ 躬２５１２ 第 ３Ｂ 丞 囮 ２・・・冷却ネオ上昇流ｊ芥 ６１・・・フ３ｏツド 第 図 ＥＩ毎最、乃＼ら９経過Ｆｉ午間 第２９１図 第３Ｄ図 第 、３４ 手 続 補 正 書（方式） 補正命令の日付 昭和６３年５月１０日

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、炉心内に挿入された制御棒を引抜いて原子炉出力を
   制御し、制御棒引抜きによる原子炉出力制御操作終了後
   は、前記制御棒引抜き操作ではなく、前記炉心内に配置
   された水ロッド内に形成された冷却材液面のレベル調節
   によつて原子炉出力の制御を行う原子炉の運転方法。 ２、前記冷却材液面のレベル制御は、炉心に供給される
   冷却材流量の調節によつて行う請求項第１項記載の原子
   炉の運転方法。 ３、燃料サイクル期間の初期に炉心内に挿入された制御
   棒操作による原子炉出力の制御を行い、前記制御棒操作
   後の前記燃料サイクル期間の大部分において前記制御棒
   操作を実施せず前記炉心内に配置された水ロッド内に形
   成された冷却材液面のレベルの調節により原子炉出力の
   制御を行う原子炉の運転方法。 ４、炉心内に挿入された制御棒の引抜き操作により前記
   炉心内に配置された水ロッド内の所定レベルに冷却材の
   液面を形成させ、前記水ロッド内で前記所定レベルに前
   記液面が形成された後における原子炉出力の制御が、前
   記制御棒の引抜き操作ではなく、炉心流量制御に基づく
   前記液面のレベル調節により行われる原子炉の運転方法
   。 ５、燃料サイクル期間において原子炉出力を設定された
   目標の原子炉出力まで上昇させ、原子炉出力が前記目標
   の原子炉出力に達してから、前記燃料サイクルの末期に
   至るまで、制御棒を操作することなく、前記水ロッド内
   の冷却材の液面レベルの調節により原子炉出力を前記目
   標の原子炉出力に保持する原子炉の運転方法。 ６、原子炉出力を設定された目標の原子炉出力まで上昇
   させ、原子炉出力が前記目標の原子炉出力に達した後の
   期間においては、炉心の余剰反応度の制御を、制御棒操
   作ではなく、前記炉心内に配置された水ロッド内に形成
   された冷却材の液面レベルの制御により行う原子炉の運
   転方法。 ７、炉心内に挿入された制御棒の引抜き操作により原子
   炉出力を上昇させ、制御棒による原子炉出力上昇操作終
   了後、制御棒の引抜き操作を行うことなく、前記炉心に
   配置された水ロッド内に形成された冷却材液面のレベル
   を調節することにより原子炉出力を設定された目標出力
   まで上昇させる原子炉の運転方法。 ８、前記液面のレベル調節は、炉心流量の制御によつて
   行われる請求項第６項記載の原子炉の運転方法。 ９、複数の燃料棒と、下端部に設けられた抵抗体と、前
   記抵抗体よりも下方で開口して前記抵抗体よりも上方に
   伸び前記燃料棒間に配置された冷却材上昇流路及び前記
   冷却材上昇流路に連絡されて前記抵抗体よりも上方で開
   口し前記冷却材上昇流路にて導かれた冷却材を下方に導
   く冷却材下降流路を有する水ロッドとを備えた燃料集合
   体が炉心に装荷されている原子炉の運転方法であつて、
   原子炉の起動時に前記炉心に挿入されている制御棒を引
   抜いて原子炉出力を制御し、制御棒の引抜きによる原子
   炉出力制御操作終了後は、前記制御棒の引抜き操作を停
   止して前記水ロッド内に形成される冷却材液面のレベル
   を調節することにより原子炉出力を制御する原子炉の運
   転方法。 １０、複数の燃料棒と、下端部に設けられた抵抗体と、
   前記抵抗体よりも下方で開口して前記抵抗体よりも上方
   に伸び前記燃料棒間に配置された冷却材上昇流路及び前
   記冷却材上昇流路に連絡されて前記抵抗体よりも上方で
   開口し前記冷却材上昇流路にて導かれた冷却材を下方に
   導く冷却材下降流路を有する水ロッドとを備えた燃料集
   合体が炉心に装荷されている原子炉の運転方法であつて
   、原子炉の起動時に制御棒を操作し、制御棒操作終了時
   の原子炉出力からこの原子炉出力を越えて設定された目
   標の原子炉出力に至るまでの間、前記制御棒操作を停止
   して前記水ロッド内に形成された液面のレベルを調節す
   る原子炉の運転方法。 １１、複数の燃料棒と、下端部に設けられた抵抗体と、
   前記抵抗体よりも下方で開口して前記抵抗体よりも上方
   に伸び前記燃料棒間に配置された冷却材上昇流路及び前
   記冷却材上昇流路に連絡されて前記抵抗体よりも上方で
   開口し前記冷却材上昇流路にて導かれた冷却材を下方に
   導く冷却材下降流路を有する水ロッドとを備えた燃料集
   合体が炉心に装荷されている原子炉の運転方法であつて
   、原子炉出力を設定された目標の原子炉出力まで上昇さ
   せ、原子炉出力が前記目標の原子炉出力に達した後、余
   剰反応度を制御棒の引抜き操作ではなく前記水ロッド内
   に形成された冷却材の液面レベルの調節によつて制御す
   る原子炉の運転方法。 １２、複数の燃料棒と、下端部に設けられた抵抗体と、
   前記抵抗体よりも下方で開口して前記抵抗体よりも上方
   に伸び前記燃料棒間に配置された冷却材上昇流路及び前
   記冷却材上昇流路に連絡されて前記抵抗体よりも上方で
   開口し前記冷却材上昇流路にて導かれた冷却材を下方に
   導く冷却材下降流路を有する水ロッドとを備えた燃料集
   合体が炉心に装荷されている原子炉の１つの燃料サイク
   ル期間中での運転方法であつて、原子炉出力を設定され
   た目標の原子炉出力まで上昇させ、原子炉出力が前記目
   標の原子炉出力に達してから、前記燃料サイクルの末期
   に至るまで、制御棒を操作することなく前記水ロッド内
   の液面レベルの調節により原子炉出力を前記目標の原子
   炉出力に保持する原子炉の運転方法。 １３、一端部に流体流入口を有して軸方向に伸びる第１
   流路と、前記第１流路に接続されて前記第１流路にて導
   かれた前記流体を前記流体流入口側に導き流体吐出口が
   前記第１流路との接続部と前記流体流入口との間に位置
   している第２流路とを有し、前記第１流路の流路面積が
   前記第２流路の流路面積の２５倍よりも大きい水ロッド
   。 １４、前記第１流路が前記第２流路の周囲を取り囲んで
   いる請求項第１２項記載の水ロッド。 １５、前記第１流路の流体入口部に絞りを設けた請求項
   第１２項記載の水ロッド。 １６、前記第２流路が前記第１流路の周囲を取囲んでい
   る請求項第１２項記載の水ロッド。 １７、複数の燃料棒と下端部に設けられた抵抗体と、前
   記燃料棒相互間に形成された第１冷却材通路と、前記第
   １冷却材通路とは別に設けられて前記第１冷却材通路内
   に配置され、前記抵抗体よりも下方で開口して前記抵抗
   体よりも上方に伸びる冷却材上昇流路及び前記冷却材上
   昇流路に連絡されて前記抵抗体よりも上方で下降し、前
   記冷却材上昇流路にて導かれた冷却材を下方に導く冷却
   材下降流路とを有する第２冷却材通路とを備え、前記冷
   却材上昇流路の流路面積が前記下降流路の流路面積の２
   ５倍よりも大きい燃料集合体。 １８、前記抵抗体が前記燃料棒の下端部を支持する下部
   タイプレートの燃料支持部である請求項第１６項記載の
   燃料集合体。 １９、前記抵抗体が、前記燃料棒の下端部を支持する下
   部タイプレートの燃料支持部よりも下方に配置され、ス
   ロート部より上流側及び下流側に向つて流路面積が徐々
   に増大して角部のない連続した面で構成される対向した
   １対の側面にて形成される冷却材通路を有している請求
   項第１６項記載の燃料集合体。 ２０、複数の燃料棒と、下端部に設けられた抵抗体と、
   前記抵抗体よりも下方で開口して前記抵抗体よりも上方
   に伸び前記燃料棒間に配置された冷却材上昇流路及び前
   記冷却材上昇流路に連絡されて前記抵抗体よりも上方で
   開口し前記冷却材上昇流路にて導かれた冷却材を下方に
   導く冷却材下降流路を有する水ロッドとを備え、前記冷
   却材上昇流路の流路面積が前記冷却材下降流路の流路面
   積の２５倍よりも大きい燃料集合体。 ２１、前記冷却材上昇流路が前記冷却材下降流路の周囲
   を取り囲んでいる請求項第１９項記載の燃料集合体。 ２２、複数の燃料棒、下端部に設けられた抵抗体、前記
   燃料棒間に形成された第１冷却材通路、及び前記第１冷
   却材通路とは別に設けられて前記第１冷却材通路内に配
   置され、しかも前記抵抗体よりも下方で開口して前記抵
   抗体よりも上方に伸びる冷却材上昇流路及び前記冷却材
   上昇流路に連絡されて前記抵抗体よりも上方で開口し前
   記冷却材上昇流路にて導かれた冷却材を下方に導く冷却
   材下降流路を有する第２冷却材通路を備え、前記冷却材
   上昇流路の流路面積が前記冷却材下降流路の流路面積の
   ２５倍よりも大きくしかも炉心に装荷された燃料集合体
   と、前記炉心内に挿入される制御棒と、前記制御棒を全
   挿入および全引抜きの２点動作させる制御棒駆動装置と
   、前記炉心に供給する冷却材の流量を調節する手段とを
   備えた原子炉。 ２３、前記第２冷却材通路が、前記抵抗体よりも下方で
   開口して前記抵抗体よりも上方に伸び前記燃料棒間に配
   置された冷却材上昇流路及び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で開口し前記冷却材上昇流
   路にて導かれた冷却材を下方に導く冷却材下降流路を有
   する水ロッドである請求項第２１項記載の原子炉。