JPH03592B2 - - Google Patents
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Description
【発明の詳細な説明】
(1) 発明の技術分野
沸騰水形原子炉に関し、特に燃料交換の際に炉
心に装荷される新燃料集合体に関する。 (2) 従来技術 第１図ないし第９図を参照して説明する。 第１図および第２図には燃料棒１…を示す。 この燃料棒１…はジルコニウム合金製の燃料被
覆管２内に燃料ペレツト３…を収容し、上端およ
び下端を上部端栓４および下部端栓５で密封して
構成されている。 上記燃料ペレツト３…は酸化ウランの粉末を焼
結したものが使用される。 上記燃料被覆管２内上部にはガスプレナム６が
形成され核分裂生成ガスはこのガスプレナム６内
に溜るように構成されている。 また、このガスプレナム６内にはプレナムスプ
リング７が収容され、このプレナムスプリング７
によつて燃料ペレツト３…が下方に押圧され、こ
れら燃料ペレツト３…の軸方向の移動が規制され
ている。 そして、第３図および第４図に示す如くこれら
燃料棒１…と水棒８…は８行８列合計64本の格子
状に束ねられ、これら燃料棒１…と水棒８…の束
はチヤンネルボツクス９…内に収容され燃料集合
体１０…が構成される。 冷却材には主に上記燃料集合体１０…の下部タ
イプレート１１からチヤンネルボツクス９…内に
流入して、上方に流れる。また、一部の冷却材は
燃料集合体１０…間の間隙をやはり下方から上方
に流れる。 そしてこれら燃料集合体１０…は第４図に示す
如く断面十字状の制御棒１２…の周囲に４体が配
列され、単位格子１３…が形成される。 そしてこれらの単位格子１３…は第５図に示す
如く格子状に配列され、平面形状が円形に近い炉
心１４が構成される。なお、第５図中ひとつのま
す目がひとつの単位格子１３…を示し、単位格子
１３…内の十字は制御棒１２…を示す。 沸騰水形原子炉は燃料集合体１０…を炉心に装
荷すると通常９ケ月〜12ケ月、最低でも６ケ月間
は連続的に定格熱出力で運転される。 そして、この期間すなわち１サイクル燃焼させ
たのち原子炉を停止し、燃焼済の燃料集合体１０
…を取り出し、新しい燃料集合体を装荷し、次の
サイクルを燃焼させる。この燃料交換は燃料集合
体１０…の全数を交換するのではなく、１回の交
換では燃料集合体１０…の1/3〜1/4を交換する。
よつて燃料集合体１０…は３〜４サイクルの間使
用される。 そして、燃料集合体１０…の無限増倍率Ｋ∞は
燃焼が進むに従つて低下し、これによつて炉心１
４全体の実効増倍率Keffも低下してゆく。そし
て、上記の各サイクルを通して定格運転を可能と
するには各サイクルの末期においても炉心１４全
体の実効増倍率Keffを1.0以上とする必要があり、
Keff−1.0を余剰反応度Kexと称する。 そして、上記新燃料集合体１０…のウラン235
平均濃縮度ｅは１サイクル中にわたつて炉心１４
の余剰反応度Kexを正に維持できるような値に設
計される。 ところで、燃料集合体１０…の無限増倍率Ｋ∞
は燃焼の進行に伴つて減少してゆくので、サイク
ル末期においても炉心１４の余剰反応度Kexが正
となるように新燃料集合体１０…のウラン235平
均濃縮度を設定するとサイクル初期においては無
限増倍率Ｋ∞が高くなり過ぎ、サイクル初期にお
いて炉心１４の余剰反応度Kexが過大となり、原
子炉を安全に停止させるための停止余裕が少なく
なり、安全性が小さくなる。 このため、一般には燃料ペレツト３…中に可燃
性毒物を混入することがなされる。この可燃性毒
物は一般にガドリニアGd2O3が用いられる。 この可燃性毒物は中性子を吸収して反応度を抑
制するとともに燃焼が進むと中性子吸収能力が低
下するもので、これを混入した新燃料集合体１０
…の無限増倍率Ｋ∞は第６図に実線で示す如く燃
焼初期で比較的低く、燃焼の進行に伴つて増大し
てゆき、ある程度燃焼が進んで可燃性毒物の中性
子吸収能力がなくなると無限増倍率Ｋ∞はふたた
び低下してゆく。 そして、この無限増倍率Ｋ∞の増加する期間Ｒ
がちようど１サイクルの期間を等しくなるように
可燃性毒物の混入量等を設定し、新燃料集合体１
０…の無限増倍率Ｋ∞の増加が他の旧燃料集合体
１０…の無限増倍率Ｋ∞の低下を補償するように
し、炉心１４全体の余剰反応度Kexが第７図に示
す如く略一定となるようにしている。 ところで、上記１サイクルの期間は電力需要の
変化等によつて延長を要求されることがある。そ
して、この１サイクルの期間を延長するには燃料
交換で装荷される新燃料集合体１０…の体数を増
加することによつてなされる。 しかし、この新燃料集合体１０…は燃焼が進む
につれて無限増倍率Ｋ∞が増加してゆく。したが
つてこの新燃料集合体１０…の装荷体数を予定よ
り増加すると燃焼の進行に伴つて第８図の実線に
示す如く炉心１４の余剰反応度Kexが増大してゆ
き、サイクル末期においては余剰反応度Kexが過
大となつて停止余裕が小さくなる不具合を生じ
る。 このため、あらかじめ可燃性毒物の含有量の少
ないＡ燃料集合体と含有量のいＢ燃料集合体とを
用意しておくいわゆる２ストリーム方式が採用さ
れている。そして次の１サイクルの期間に変更が
ない場合にはＡ燃料集合体を新燃料集合体として
予定体数だけ装荷し、第８図の一点鎖線に示す如
く予定していた通り炉心１４の余剰反応度を略一
定に維持する。また、次の１サイクルの期間が延
長された場合にはＢ燃料集合体を予定体数より多
く装荷する。そしてこのＢ燃料集合体は可燃性毒
物の含有量が多いので反応度抑制の効果が大きく
あらわれ、炉心１４の余剰反応度Kexの変化は第
８図の破線で示す如くなり、サイクル末期におけ
る余剰反応度Kexの増大が低く抑えられ、必要な
停止余裕が確保される。 (3) 従来技術の問題点 従来の２ストリーム方式のＡ燃料集合体および
Ｂ燃料集合体は単に可燃性毒物の含有量を変えた
だけのものである。 したがつて、燃焼の進行に対する無限増倍率Ｋ
∞の変化はＡ燃料集合体では第９図の実線、Ｂ燃
料集合体では第９図の破線で示す特性なる。そし
て、無限増倍率Ｋ∞が増加する期間ＲにおけるＢ
燃料集合体の特性はＡ燃料集合体の特性を平行移
動しただけのものとなる。よつて、このＢ燃料集
合体を予定体数より多く炉心に装荷した場合の炉
心の余剰反応度の変化の特性は第８図の実線（Ａ
燃料集合体を予定体数より多く装荷した場合）を
平行移動しただけのものとなる。よつて第８図か
らも明らかなようにサイクル初期とサイクル末期
の余剰反応度の変化は大きい。そして、この余剰
反応度の変化幅は装荷体数を増加する程大とな
る。 したがつて、装荷体数を予定体数よりあまり変
えることができず、サイクル期間の変更は±１ケ
月が限度である。 また、サイクル初期において炉心の余剰反応度
が小さくなるのでサイクル初期において炉心に挿
入される制御棒の本数が少なくなり、炉心の出力
や炉心内の出力分布の調整の自由度が減少する。 また、予定体数より多く装荷したＢ燃料集合体
はサイクル末期において無限増倍率Ｋ∞が最大と
なる。よつてこの次のサイクルの初期には無限増
倍率が最大となつた燃料集合体が多数存在するこ
とになり、この次のサイクルにおいて炉の停止余
裕に悪影響を与える。 (4) 発明の目的 １サイクルの期間の変更幅を増大するとともに
１サイクルの期間を変更した場合においてもサイ
クル中の炉心の余剰反応度の変動を少なくするこ
とを目的とする。 (5) 発明の構成 本発明は２ストリーム方式の燃料集合体におい
て、Ｂ燃料集合体のウラン235平均濃縮率、可燃
性毒物を含有する燃料棒の本数、燃料棒１本当り
の可燃性毒物の最大濃度、燃料集合体全体の可燃
性毒物の平均濃度をそれぞれＡ燃料集合体より大
としたものである。 よつてウラン235平均濃縮度の異なるＡ燃料集
合体とＢ燃料集合体を任意の割合で新燃料集合体
として装荷すれば、新燃料集合体の体数を変える
ことなく新燃料集合体全体としてのウラン235平
均濃縮度の平均値を変えることでき、１サイクル
の期間の変更幅を大きくすることができる。 また、Ｂ燃料集合体の可燃性毒物を含有した燃
料棒の本数、燃料棒１本当りの可燃性毒物の濃度
の最大値、燃料集合体当りの可燃性毒物の平均濃
度をＡ燃料集合体より大とし、これらＡ燃料集合
体およびＢ燃料集合体を新燃料集合体として炉心
に装荷した場合、炉心の余剰反応度の変化特性に
与える影響がＡ燃料集合体、Ｂ燃料集合体で互に
等しくなるようにし、炉心の余剰反応度の変動を
少なくしたものである。 (6) 発明の一実施例 第１０図ないし第１８図を参照して説明する。 第１０図および第１１図には燃料棒１０１…を
示す。この燃料棒１０１…はジルコニウム合金製
の燃料被覆管１０２内に燃料ペレツト１０３…を
収容し、上端および下端を上部端栓１０４および
下部端栓１０５で密封して構成されている。 上記燃料ペレツト１０３…は酸化ウランの粉末
を焼結したものが使用される。 上記燃料被覆管１０２内上部にはガスプレナム
１０６が形成され核分裂生成ガスはこのガスプレ
ナム１０６内に溜るように構成されている。 また、このガスプレナム１０６内にはプレナム
スプリング１０７が収容され、このプレナムスプ
リング１０７によつて燃料ペレツト１０３…が下
方に押圧され、これら燃料ペレツト１０３…の軸
方向の移動が規制されている。 そして、第１２図および第１３図に示す如くこ
れら燃料棒１０１…と水棒１０８…は８行８列合
計64本の格子状に束ねられ、これら燃料棒１０１
…と水棒１０８…の束はチヤンネルボツクス１０
９…内に収容され燃料集合体１１０…が構成され
る。 冷却材は主に上記燃料集合体１１０…の下部タ
イプレート１１１からチヤンネルボツクス１０９
…内に流入し、上方に流れる。また、一部の冷却
材は燃料集合体１０…間の間隙をやはり下方から
上方に流れる。 そしてこれら燃料集合体１１０…は第１３図に
示す如く断面十字状の制御棒１１２…の周囲に４
体が配列され、単位格子１１３…が形成される。 そしてこれらの単位格子１１３…は第１４図に
示す如く格子状に配列され、平面形状が円形に近
い炉心１１４が構成される。なお、第１４図中ひ
とつのます目がひとつの単位格子１１３…を示
し、各単位格子１１３…内の十字は制御棒１１２
…を示す。 そして、上記炉心１１４内には燃料交換の際の
新燃料集合体としてＡ燃料集合体１１０…とＢ燃
料集合体１１０…とが装荷されており、これらＡ
燃料集合体１１０…およびＢ燃料集合体１１０…
は全体の1/4〜1/3の体数が装荷されている。 そして、これらＡ燃料集合体１１０…とＢ燃料
集合体１１０…とはウラン235平均濃縮度、可燃
性毒物すなわちガドリニアの含有量がそれぞれ異
なつている。 すなわち、Ａ燃料集合体１１０…のウラン235
平均濃縮度をeA、ガドリニアを含有した燃料棒１
０１…の本数をNA、燃料棒１０１…当りのガド
リニア濃度の最大値をρnaxA重量％、燃料集合体
当りのガドリニアの平均濃度をA重量％、最大
ガドリニア濃度の燃料棒１０１…の本数をＮ
（ρnaxA）とし、またＢ燃料集合体１１０…のウラ
ン235平均濃縮度をeB、ガドリニアを含有した燃
料棒１０１…の本数をNB、燃料棒１０１…当り
のガドリニア濃度の最大値をρnaxB重量％、燃料
集合体当りのガドリニア平均濃度をB重量％、
最大ガドリニア濃度の燃料棒１０１…の本数をＮ
（ρnaxBとしたとき、 eA＜eB ………(1) NA＜NB ………(2) ρnaxA＜ρnaxB ………(3) A＜B ………(4) Ｎ（ρnaxA）≦Ｎ（ρnaxB） ………(5) となるように構成されている。 なお、上記ガドリニアは燃料棒１０１…の全長
にわたつて混入されている場合以外に、燃料棒１
０１…の一部分だけに含有されている場合もあ
り、このような場合はガドリニアの混入されてい
る部分の長さと燃料棒１０１…の全長との割合で
燃料棒１０１…の本数とする。たとえば全長の1/
２の部分にガドリニアが混入されている場合は0.5
本と算定する。 さらに、上記の各値は次のような関係に設定さ
れている。 NB−NA＝（eB−eA）／C1 ………(6) 0.25≦C1≦0.35 ………(6)′ ρnaxB−ρnaxA＝（eB−eA）C2 ………(7) ５≦C2≦６ ………(7)′ そして、上記Ａ燃料集合体１１０…とＢ燃料集
合体１１０…とは次のサイクルの期間に対応して
所定の割合で新燃料集合体として装荷されてい
る。たとえば次のサイクルの期間を最大とする場
合にはＢ燃料集合体１１０…のみを新燃料集合体
として装荷し、また次のサイクルの期間が最小の
場合にはＡ燃料集合体１１０…のみを新燃料集合
体として装荷し、次のサイクルの期間が最大と最
小の間である場合にはこの期間に対応してＡ燃料
集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…との割合
が設定される。なお、いずれの場合にも新燃料集
合体として装荷される体数の総数は一定である。 なお、サイクルの期間の最小を９ケ月、最大を
12ケ月と予定した場合、およびサイクルの期間の
最小を12ケ月、最大を15ケ月とした場合における
Ａ燃料集合体１１０…およびＢ燃料集合体１１０
…の諸元の例を下表に示す。 【表】 次に、この一実施例の作用を説明する。 まず、燃料交換時にはＡ燃料集合体１１０…お
よびＢ燃料集合体１１０…を新燃料集合体として
炉心１１４に装荷する。 この場合、次のサイクルの予定期間に対応して
Ａ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…の
割合を決定する。すなわち、Ａ燃料集合体１１０
…のウラン235平均濃縮度eAは低く、またＢ燃料
集合体１１０…のウラン235平均濃度eBは高いも
のであるから、これらの割合を変えることにより
炉心１１４の余剰反応度を変えることができ、炉
心１１４の連続運転可能日数を変えることができ
る。たとえば第１５図には炉心に装荷される全燃
料集合体数548体の80万kW級の沸騰水形原子炉
において新燃料集合体として200体を装荷する場
合、この200体中のＢ燃料集合体の割合（％）と
全出力で連続運転可能な日数との関係を示す。し
たがつて、次のサイクル期間を12ケ月すなわち
360日とすれば、このＢ燃料集合体１１０…の割
合を約83％とすればよく、このようにすればこの
期間の運転が可能であり、かつ炉心１１４の余剰
反応度を不必要に高くすることがない。そして、
この場合には従来のものと異なり新燃料集合体の
総数を変える必要がないので、サイクル期間の変
更幅を大きくすることができる。 また、ウラン235平均濃縮度が高いＢ燃料集合
体１１０…ではガドリニアを含有した燃料棒の本
数、燃料棒当りのガドリニア濃度の最大値、燃料
集合体当りのガドリニアの平均濃度等をいずれも
Ａ燃料集合体１１０…より大としてあるので、こ
れによりＡ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１
１０…のウラン235平均濃縮度の差による無限増
倍率の差が補償される。したがつて、これらＡ燃
料集合体１１０…およびＢ燃料集合体１１０…を
炉心１１４に装荷した場合に炉心１１４の余剰反
応度に与える影響がＡ燃料集合体１１０…、Ｂ燃
料集合体１１０…で互に略等しくなり、Ｂ燃料集
合体１１０…の割合を変えても炉心１１４の余剰
反応度の変化特性があまり変らず、炉心１１４の
出力制御の自由度や炉の停止余裕を損なうことが
ない。 以下この作用を具体的に説明する。 すなわち、炉心１１４の余剰反応度に与える影
響をＡ燃料集合体１１０…、Ｂ燃料集合体１１０
…で互に等しくするには、まず燃焼初期における
Ａ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…の
無限増倍率を等しくする必要がある。そして、こ
のような特性は可燃性毒物としてガドリニアを使
用した場合、前記(2)，(6)，(6)′式を満足すること
によつて得られる。 このガドリニア中のガドリニウムは強中性子吸
収体であり、自然界に存在するガドリニウムでも
約49000バーンの中性子吸収能力を有する。よつ
て燃料棒１０１…中のガドリニアの濃度が約2.0
重量％を超えるとこのガドリニアの中性子吸収能
力は飽和に達し、これ以上の濃度であつても中性
子吸収能力はほとんど変らない。そして、一般に
混入されるガドリニアの濃度は2.0重量％以上で
ある。よつて燃焼の初期においてはガドリニア混
入による燃料集合体の無限増倍率抑制効果はガド
リニアの濃度には比例せず、ガドリニアを含有し
た燃料棒１０１…の本数に比例する。 そして、この無限増倍率Ｋ∞の抑制効果はガド
リニアを含有した燃料棒１本当り約2.5％ΔK∞〜
3.2％ΔK∞である。また、このガドリニアの無限
増倍率抑制効果は燃料のウラン235濃縮度ｅにも
影響され、通常使用されるｅ＝2.7〜3.5重量％の
範囲ではｅの１％当り約９〜10％ΔK∞である。 よつて、燃焼初期においてＡ燃料集合体１１０
…のウラン235平均濃縮度eAとＢ燃料集合体１１
０…のウラン235平均濃縮度eBの差Δe＝eB−eAに
よる無限増倍率の差〔ΔK∞（Δe）〕は、ガドリ
ニアを含有した燃料棒１０１…の本数を等しいと
すれば ΔK∞（Δe）＝Δe・ｔ（ｔ＝９〜10） である。そしてこの無限増倍率の差〔ΔK∞
（Δe）〕をガドリニアを含有した燃料棒１０１の
本数の差ΔNによつて補償しようとすると、 ΔN＝ΔK∞（Δe）／Ｓ（Ｓ＝2.5〜3.2） となる。よつて、 ΔN＝Δe／（Ｓ／ｔ） ΔN＝（eB−eA）／C1 となる。こここで、C1＝Ｓ／ｔであるからC1＝0.25 〜0.35となり、前記(6)，(6)′式 NB−NA＝（eB−eA）／C1 ………(6) 0.25≦C1≦0.35 ………(6)′ が導びかれる。よつて、この(6)，(6)′式を満足し
ていれば燃焼初期においてＡ燃料集合体１１０…
とＢ燃料集合体１１０…の無限増倍率を等しくす
ることができる。 また、炉心１１４の余剰反応度に与えるＡ燃料
集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…の影響を
等しくするには燃焼の進行に伴つて増大する無限
増倍率の最大値も等しくしなければならない。そ
して、この最大値を等しくするには前記(3)、(4)、
(5)、(7)、(7)′式を満足することによつてなされる。
以下その理由を説明する。 まず、Ｂ燃料集合体１１０…のガドリニアの平
均濃度B、燃料棒１本当りのガドリニア最大濃
度ρnaxBをいずれもＡ燃料集合体１１０…と等し
くしたと仮定する。この場合のＢ燃料集合体１１
０…の無限増倍率の変化特性を第１６図に実線で
示す。なお第１６図の一点鎖線はＡ燃料集合体１
１０…の無限増倍率の変化特性である。そして、
前述した如くＢ燃料集合体１１０…のガドリニア
を含有した燃料棒１０１…の本数NBを増すこと
により燃焼初期においてはＡ燃料集合体１１０…
とＢ燃料集合体１１０…の無限増倍率を等しくで
きる。しかし、燃焼の進行に伴つてガドリニアの
中性子吸収能力は減少してゆくので、燃焼が進行
するに従つてＡ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合
体１１０…のウラン235平均濃縮度eA、eBの差に
より無限増倍率に差が生じ、無限増倍率の最大値
にh1の差が生じる。そして、この無限増倍率が最
大に達した際の燃焼度すなわちガドリニアの効果
がなくなつた時点以降は燃焼の進行によるウラン
235の減損によつて無限増倍率が低下しているが、
その低下率はウラン235平均濃縮度にはあまり影
響されない。よつてこの無限増倍率の最大値の差
h1はその後もあまり変らず、任意の燃焼度におけ
るＡ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…
の無限増倍率の差h2は上記h1に略等しい。よつ
て、Ａ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０
…がある無限増倍率に達するまでの燃焼度にはｌ
なる遅れが生じる。そして、そもそもＡ燃料集合
体１１０…とＢ燃料集合体１１０…のウラン235
平均濃縮度eA、eBに差をもたせたのはＢ燃料集合
体１１０…にこのような燃焼度的な遅れをもたせ
ることにより新燃焼集合体の総装荷体数を変えず
にサイクル期間の変更幅を増大させるものであ
り、この遅れｌは必要な特性である。しかし、上
記の無限増倍率の最大値の差h1は１サイクル中の
炉心１１４の余剰反応度の変動幅を大きくしてし
まうので、このh1は小さくしなければならない。
そして、このh1を小さくするにはＡ燃料集合体１
１０…とＢ燃料集合体１１０…のガドリニア平均
濃度A、Bを A＜B ………(4) とすることにより達成できる。 ところで、ガドリニアは燃焼の進行に伴つて中
性子吸収能力が低下し、遂には中性子吸収能力が
なくなるが、この中性子吸収能力がなくなるまで
の期間すなわち中性子吸収能力持続期間は燃料棒
１本当りのガドリニア最大濃度に比例する。した
がつて燃料集合体当りのガドリニア平均濃度を上
記(4)式の如く設定しただけではＢ燃料集合体１１
０…中のガドリニアの中性子吸収能力持続期間は
Ａ燃料集合体１１０…と等しくなつてしまい、Ｂ
燃料集合体１１０…の無限増倍率が最大に達する
期間はＡ燃料集合体１１０…と等しくなつてしま
う。そして、このＢ燃料集合体１１０…は１サイ
クルの期間を延長するために装荷されるものであ
るからこのＢ燃料集合体１１０…の無限増倍率が
最大に達するまでの期間がＡ燃料集合体１１０…
と等しければ１サイクルの期間を延長しようとし
てもこのサイクルの末期に至る前にＡ燃料集合体
１１０…、Ｂ燃料集合体１１０…がともに無限増
倍率が最大となり、その後は無限増倍率が減少し
てゆくので炉心１１４の余剰反応度がサイクル末
期に至る前に低下してしまい、結局サイクル期間
の延長ができない。したがつて、このＢ燃料集合
体１１０…の無限増倍率が最大に達する期間はＡ
燃料集合体１１０…に対してｌだけ遅らせる必要
がある。そして、このｌなる遅れをもたせるには
Ｂ燃料集合体１１０…の燃料棒１０１…当りのガ
ドリニア濃度の最大値ρnaxBをＡ燃料集合体１１
０…のρnaxAに対して ρnaxA＜ρnaxB ………(3) としてやればよい。 また、この場合上記の効果を確実なものとする
ため、Ｂ燃料集合体１１０…におけるガドリニア
濃度最大の燃料棒の本数Ｎ（ρnaxB）をＡ燃料集合
体１１０…のＮ（ρnaxA）に対して Ｎ（ρnaxA）≦Ｎ（ρnaxB） ………(5) とすることが好ましい。 さらに、具体的にはガドリニアの中性子吸収能
力持続期間ガドリニア濃度２〜５重量％の範囲で
はガドリニア濃度１％当り燃焼度2GWd／Ｔであ
る。また、ウラン235平均濃縮度ｅの差による燃
焼度の遅れｌは、ウラン235平均濃縮度が3.2〜
4.0重量％の範囲ではウラン235平均濃縮度差0.1
重量％当り約1.0〜1.2GWd／Ｔである。 そして、上記ガドリニアの最大濃度差により無
限増倍率が最大となる時期の遅れをΔE1とする
と、 ΔE1＝（ρnaxB−ρnaxA）・ｆ ｆ≒2.0 となる。 また、ウラン235平均濃縮度の差に対応する燃
焼度差ΔE2は ΔE2＝（eB−eA）・ｇ ｇ＝10〜12 である。よつてガドリニアの最大濃度差によつて
無限増倍率が最大となる時期をウラン235平均濃
縮度の差に対応した遅れｌだけ遅らせるには ΔE1＝ΔE2 とすればよく、よつて （ρnaxB−ρnaxA）・ｆ＝（eB−eA）・ｇ よつて ρnaxB−ρnaxA＝（eB−eA）・ｇ／ｆ ＝（eB−eA）・C2 ………(7) となる。ここで C2＝ｇ／ｆ であるから ５≦C2≦６ ………(7)′ となる。 よつて上記(3)、(4)、(5)、(7)、(7)′式を満足すれ
ば炉心１１４の余剰反応度に与える影響をＡ燃料
集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…とで等し
くすることができる。 なお、第１７図には実際のＡ燃料集合体１１０
…とＢ燃料集合体１１０…の燃焼度の進行に対す
る無限増倍率の変化特性を示し、第１７図中実線
がＡ燃料集合体１１０…、破線がＢ燃料集合体１
１０…を示す。この第１７図からも明らかなよう
に、Ａ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０
…の無限増倍率は燃焼初期で略等しく、また最大
値も互に略等しく、さらに無限増倍率の変化もＢ
燃料集合体１１０…ではウラン235平均濃縮度の
差に対応した燃焼度分だけ一様に遅れている。 したがつて、第１８図に示す如くＡ燃料集合体
１１０…だけを新燃料集合体として炉心１１４に
装荷すれば炉心１１４の余剰反応度の変化特性は
第１８図の実線で示す如くなり、またＢ燃料集合
体１１０…のみを新燃料集合体として炉心１１４
に装荷すれば炉心１１４の余剰反応度の変化特性
は第１８図の破線で示す如くなる。 よつて、このＡ燃料集合体１１０…とＢ燃料集
合体１１０…の体数の割合を変えれば装荷する新
燃料集合体の総体数を変えずに連続運転可能期間
すなわちサイクル期間をP1、P2の間で任意に変
更できる。そしてこの場合Ａ燃料集合体１１０…
とＢ燃料集合体１１０…が炉心１１４の余剰反応
度の変化特性に与える影響は互に等しいので、炉
心１１４の余剰反応度の変動はいずれの場合にも
きわめて少ない。 (7) 発明の効果 本発明はＢ燃料集合体のウラン235平均濃縮度
をＡ燃料集合体より大きくしたので、新燃料集合
体として装荷するＡ燃料集合体とＢ燃料集合体の
体数の割合を変えれば新燃料集合体の総数を変え
ずにサイクル期間を変更することができる。よつ
て新燃料集合体の装荷体数の変化に伴う不具合を
生じることがなく、サイクル期間の変更幅を増大
することができる。 また、Ｂ燃料集合体では可燃性毒物を含有する
燃料棒の本数、燃料棒当りの可燃性毒物の最大濃
度、燃料集合体当りの可燃性毒物の平均濃度をそ
れぞれＡ燃料集合体より大とし、ウラン235平均
濃縮度の差による特性の差を補償し、これらＡ燃
料集合体およびＢ燃料集合体が炉心の余剰反応度
の変動特性に与える影響を互に等しくしてある。
よつてＡ燃料集合体とＢ燃料集合体の装荷体数の
割合が変化しても炉心の余剰反応度の変動特性に
差が生ずることがなく、炉心の余剰反応度の変動
を常に小さく抑えることができ、炉心の出力制御
等の自由度を損なうことがなく、炉心の特性が安
定するものである。
心に装荷される新燃料集合体に関する。 (2) 従来技術 第１図ないし第９図を参照して説明する。 第１図および第２図には燃料棒１…を示す。 この燃料棒１…はジルコニウム合金製の燃料被
覆管２内に燃料ペレツト３…を収容し、上端およ
び下端を上部端栓４および下部端栓５で密封して
構成されている。 上記燃料ペレツト３…は酸化ウランの粉末を焼
結したものが使用される。 上記燃料被覆管２内上部にはガスプレナム６が
形成され核分裂生成ガスはこのガスプレナム６内
に溜るように構成されている。 また、このガスプレナム６内にはプレナムスプ
リング７が収容され、このプレナムスプリング７
によつて燃料ペレツト３…が下方に押圧され、こ
れら燃料ペレツト３…の軸方向の移動が規制され
ている。 そして、第３図および第４図に示す如くこれら
燃料棒１…と水棒８…は８行８列合計64本の格子
状に束ねられ、これら燃料棒１…と水棒８…の束
はチヤンネルボツクス９…内に収容され燃料集合
体１０…が構成される。 冷却材には主に上記燃料集合体１０…の下部タ
イプレート１１からチヤンネルボツクス９…内に
流入して、上方に流れる。また、一部の冷却材は
燃料集合体１０…間の間隙をやはり下方から上方
に流れる。 そしてこれら燃料集合体１０…は第４図に示す
如く断面十字状の制御棒１２…の周囲に４体が配
列され、単位格子１３…が形成される。 そしてこれらの単位格子１３…は第５図に示す
如く格子状に配列され、平面形状が円形に近い炉
心１４が構成される。なお、第５図中ひとつのま
す目がひとつの単位格子１３…を示し、単位格子
１３…内の十字は制御棒１２…を示す。 沸騰水形原子炉は燃料集合体１０…を炉心に装
荷すると通常９ケ月〜12ケ月、最低でも６ケ月間
は連続的に定格熱出力で運転される。 そして、この期間すなわち１サイクル燃焼させ
たのち原子炉を停止し、燃焼済の燃料集合体１０
…を取り出し、新しい燃料集合体を装荷し、次の
サイクルを燃焼させる。この燃料交換は燃料集合
体１０…の全数を交換するのではなく、１回の交
換では燃料集合体１０…の1/3〜1/4を交換する。
よつて燃料集合体１０…は３〜４サイクルの間使
用される。 そして、燃料集合体１０…の無限増倍率Ｋ∞は
燃焼が進むに従つて低下し、これによつて炉心１
４全体の実効増倍率Keffも低下してゆく。そし
て、上記の各サイクルを通して定格運転を可能と
するには各サイクルの末期においても炉心１４全
体の実効増倍率Keffを1.0以上とする必要があり、
Keff−1.0を余剰反応度Kexと称する。 そして、上記新燃料集合体１０…のウラン235
平均濃縮度ｅは１サイクル中にわたつて炉心１４
の余剰反応度Kexを正に維持できるような値に設
計される。 ところで、燃料集合体１０…の無限増倍率Ｋ∞
は燃焼の進行に伴つて減少してゆくので、サイク
ル末期においても炉心１４の余剰反応度Kexが正
となるように新燃料集合体１０…のウラン235平
均濃縮度を設定するとサイクル初期においては無
限増倍率Ｋ∞が高くなり過ぎ、サイクル初期にお
いて炉心１４の余剰反応度Kexが過大となり、原
子炉を安全に停止させるための停止余裕が少なく
なり、安全性が小さくなる。 このため、一般には燃料ペレツト３…中に可燃
性毒物を混入することがなされる。この可燃性毒
物は一般にガドリニアGd2O3が用いられる。 この可燃性毒物は中性子を吸収して反応度を抑
制するとともに燃焼が進むと中性子吸収能力が低
下するもので、これを混入した新燃料集合体１０
…の無限増倍率Ｋ∞は第６図に実線で示す如く燃
焼初期で比較的低く、燃焼の進行に伴つて増大し
てゆき、ある程度燃焼が進んで可燃性毒物の中性
子吸収能力がなくなると無限増倍率Ｋ∞はふたた
び低下してゆく。 そして、この無限増倍率Ｋ∞の増加する期間Ｒ
がちようど１サイクルの期間を等しくなるように
可燃性毒物の混入量等を設定し、新燃料集合体１
０…の無限増倍率Ｋ∞の増加が他の旧燃料集合体
１０…の無限増倍率Ｋ∞の低下を補償するように
し、炉心１４全体の余剰反応度Kexが第７図に示
す如く略一定となるようにしている。 ところで、上記１サイクルの期間は電力需要の
変化等によつて延長を要求されることがある。そ
して、この１サイクルの期間を延長するには燃料
交換で装荷される新燃料集合体１０…の体数を増
加することによつてなされる。 しかし、この新燃料集合体１０…は燃焼が進む
につれて無限増倍率Ｋ∞が増加してゆく。したが
つてこの新燃料集合体１０…の装荷体数を予定よ
り増加すると燃焼の進行に伴つて第８図の実線に
示す如く炉心１４の余剰反応度Kexが増大してゆ
き、サイクル末期においては余剰反応度Kexが過
大となつて停止余裕が小さくなる不具合を生じ
る。 このため、あらかじめ可燃性毒物の含有量の少
ないＡ燃料集合体と含有量のいＢ燃料集合体とを
用意しておくいわゆる２ストリーム方式が採用さ
れている。そして次の１サイクルの期間に変更が
ない場合にはＡ燃料集合体を新燃料集合体として
予定体数だけ装荷し、第８図の一点鎖線に示す如
く予定していた通り炉心１４の余剰反応度を略一
定に維持する。また、次の１サイクルの期間が延
長された場合にはＢ燃料集合体を予定体数より多
く装荷する。そしてこのＢ燃料集合体は可燃性毒
物の含有量が多いので反応度抑制の効果が大きく
あらわれ、炉心１４の余剰反応度Kexの変化は第
８図の破線で示す如くなり、サイクル末期におけ
る余剰反応度Kexの増大が低く抑えられ、必要な
停止余裕が確保される。 (3) 従来技術の問題点 従来の２ストリーム方式のＡ燃料集合体および
Ｂ燃料集合体は単に可燃性毒物の含有量を変えた
だけのものである。 したがつて、燃焼の進行に対する無限増倍率Ｋ
∞の変化はＡ燃料集合体では第９図の実線、Ｂ燃
料集合体では第９図の破線で示す特性なる。そし
て、無限増倍率Ｋ∞が増加する期間ＲにおけるＢ
燃料集合体の特性はＡ燃料集合体の特性を平行移
動しただけのものとなる。よつて、このＢ燃料集
合体を予定体数より多く炉心に装荷した場合の炉
心の余剰反応度の変化の特性は第８図の実線（Ａ
燃料集合体を予定体数より多く装荷した場合）を
平行移動しただけのものとなる。よつて第８図か
らも明らかなようにサイクル初期とサイクル末期
の余剰反応度の変化は大きい。そして、この余剰
反応度の変化幅は装荷体数を増加する程大とな
る。 したがつて、装荷体数を予定体数よりあまり変
えることができず、サイクル期間の変更は±１ケ
月が限度である。 また、サイクル初期において炉心の余剰反応度
が小さくなるのでサイクル初期において炉心に挿
入される制御棒の本数が少なくなり、炉心の出力
や炉心内の出力分布の調整の自由度が減少する。 また、予定体数より多く装荷したＢ燃料集合体
はサイクル末期において無限増倍率Ｋ∞が最大と
なる。よつてこの次のサイクルの初期には無限増
倍率が最大となつた燃料集合体が多数存在するこ
とになり、この次のサイクルにおいて炉の停止余
裕に悪影響を与える。 (4) 発明の目的 １サイクルの期間の変更幅を増大するとともに
１サイクルの期間を変更した場合においてもサイ
クル中の炉心の余剰反応度の変動を少なくするこ
とを目的とする。 (5) 発明の構成 本発明は２ストリーム方式の燃料集合体におい
て、Ｂ燃料集合体のウラン235平均濃縮率、可燃
性毒物を含有する燃料棒の本数、燃料棒１本当り
の可燃性毒物の最大濃度、燃料集合体全体の可燃
性毒物の平均濃度をそれぞれＡ燃料集合体より大
としたものである。 よつてウラン235平均濃縮度の異なるＡ燃料集
合体とＢ燃料集合体を任意の割合で新燃料集合体
として装荷すれば、新燃料集合体の体数を変える
ことなく新燃料集合体全体としてのウラン235平
均濃縮度の平均値を変えることでき、１サイクル
の期間の変更幅を大きくすることができる。 また、Ｂ燃料集合体の可燃性毒物を含有した燃
料棒の本数、燃料棒１本当りの可燃性毒物の濃度
の最大値、燃料集合体当りの可燃性毒物の平均濃
度をＡ燃料集合体より大とし、これらＡ燃料集合
体およびＢ燃料集合体を新燃料集合体として炉心
に装荷した場合、炉心の余剰反応度の変化特性に
与える影響がＡ燃料集合体、Ｂ燃料集合体で互に
等しくなるようにし、炉心の余剰反応度の変動を
少なくしたものである。 (6) 発明の一実施例 第１０図ないし第１８図を参照して説明する。 第１０図および第１１図には燃料棒１０１…を
示す。この燃料棒１０１…はジルコニウム合金製
の燃料被覆管１０２内に燃料ペレツト１０３…を
収容し、上端および下端を上部端栓１０４および
下部端栓１０５で密封して構成されている。 上記燃料ペレツト１０３…は酸化ウランの粉末
を焼結したものが使用される。 上記燃料被覆管１０２内上部にはガスプレナム
１０６が形成され核分裂生成ガスはこのガスプレ
ナム１０６内に溜るように構成されている。 また、このガスプレナム１０６内にはプレナム
スプリング１０７が収容され、このプレナムスプ
リング１０７によつて燃料ペレツト１０３…が下
方に押圧され、これら燃料ペレツト１０３…の軸
方向の移動が規制されている。 そして、第１２図および第１３図に示す如くこ
れら燃料棒１０１…と水棒１０８…は８行８列合
計64本の格子状に束ねられ、これら燃料棒１０１
…と水棒１０８…の束はチヤンネルボツクス１０
９…内に収容され燃料集合体１１０…が構成され
る。 冷却材は主に上記燃料集合体１１０…の下部タ
イプレート１１１からチヤンネルボツクス１０９
…内に流入し、上方に流れる。また、一部の冷却
材は燃料集合体１０…間の間隙をやはり下方から
上方に流れる。 そしてこれら燃料集合体１１０…は第１３図に
示す如く断面十字状の制御棒１１２…の周囲に４
体が配列され、単位格子１１３…が形成される。 そしてこれらの単位格子１１３…は第１４図に
示す如く格子状に配列され、平面形状が円形に近
い炉心１１４が構成される。なお、第１４図中ひ
とつのます目がひとつの単位格子１１３…を示
し、各単位格子１１３…内の十字は制御棒１１２
…を示す。 そして、上記炉心１１４内には燃料交換の際の
新燃料集合体としてＡ燃料集合体１１０…とＢ燃
料集合体１１０…とが装荷されており、これらＡ
燃料集合体１１０…およびＢ燃料集合体１１０…
は全体の1/4〜1/3の体数が装荷されている。 そして、これらＡ燃料集合体１１０…とＢ燃料
集合体１１０…とはウラン235平均濃縮度、可燃
性毒物すなわちガドリニアの含有量がそれぞれ異
なつている。 すなわち、Ａ燃料集合体１１０…のウラン235
平均濃縮度をeA、ガドリニアを含有した燃料棒１
０１…の本数をNA、燃料棒１０１…当りのガド
リニア濃度の最大値をρnaxA重量％、燃料集合体
当りのガドリニアの平均濃度をA重量％、最大
ガドリニア濃度の燃料棒１０１…の本数をＮ
（ρnaxA）とし、またＢ燃料集合体１１０…のウラ
ン235平均濃縮度をeB、ガドリニアを含有した燃
料棒１０１…の本数をNB、燃料棒１０１…当り
のガドリニア濃度の最大値をρnaxB重量％、燃料
集合体当りのガドリニア平均濃度をB重量％、
最大ガドリニア濃度の燃料棒１０１…の本数をＮ
（ρnaxBとしたとき、 eA＜eB ………(1) NA＜NB ………(2) ρnaxA＜ρnaxB ………(3) A＜B ………(4) Ｎ（ρnaxA）≦Ｎ（ρnaxB） ………(5) となるように構成されている。 なお、上記ガドリニアは燃料棒１０１…の全長
にわたつて混入されている場合以外に、燃料棒１
０１…の一部分だけに含有されている場合もあ
り、このような場合はガドリニアの混入されてい
る部分の長さと燃料棒１０１…の全長との割合で
燃料棒１０１…の本数とする。たとえば全長の1/
２の部分にガドリニアが混入されている場合は0.5
本と算定する。 さらに、上記の各値は次のような関係に設定さ
れている。 NB−NA＝（eB−eA）／C1 ………(6) 0.25≦C1≦0.35 ………(6)′ ρnaxB−ρnaxA＝（eB−eA）C2 ………(7) ５≦C2≦６ ………(7)′ そして、上記Ａ燃料集合体１１０…とＢ燃料集
合体１１０…とは次のサイクルの期間に対応して
所定の割合で新燃料集合体として装荷されてい
る。たとえば次のサイクルの期間を最大とする場
合にはＢ燃料集合体１１０…のみを新燃料集合体
として装荷し、また次のサイクルの期間が最小の
場合にはＡ燃料集合体１１０…のみを新燃料集合
体として装荷し、次のサイクルの期間が最大と最
小の間である場合にはこの期間に対応してＡ燃料
集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…との割合
が設定される。なお、いずれの場合にも新燃料集
合体として装荷される体数の総数は一定である。 なお、サイクルの期間の最小を９ケ月、最大を
12ケ月と予定した場合、およびサイクルの期間の
最小を12ケ月、最大を15ケ月とした場合における
Ａ燃料集合体１１０…およびＢ燃料集合体１１０
…の諸元の例を下表に示す。 【表】 次に、この一実施例の作用を説明する。 まず、燃料交換時にはＡ燃料集合体１１０…お
よびＢ燃料集合体１１０…を新燃料集合体として
炉心１１４に装荷する。 この場合、次のサイクルの予定期間に対応して
Ａ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…の
割合を決定する。すなわち、Ａ燃料集合体１１０
…のウラン235平均濃縮度eAは低く、またＢ燃料
集合体１１０…のウラン235平均濃度eBは高いも
のであるから、これらの割合を変えることにより
炉心１１４の余剰反応度を変えることができ、炉
心１１４の連続運転可能日数を変えることができ
る。たとえば第１５図には炉心に装荷される全燃
料集合体数548体の80万kW級の沸騰水形原子炉
において新燃料集合体として200体を装荷する場
合、この200体中のＢ燃料集合体の割合（％）と
全出力で連続運転可能な日数との関係を示す。し
たがつて、次のサイクル期間を12ケ月すなわち
360日とすれば、このＢ燃料集合体１１０…の割
合を約83％とすればよく、このようにすればこの
期間の運転が可能であり、かつ炉心１１４の余剰
反応度を不必要に高くすることがない。そして、
この場合には従来のものと異なり新燃料集合体の
総数を変える必要がないので、サイクル期間の変
更幅を大きくすることができる。 また、ウラン235平均濃縮度が高いＢ燃料集合
体１１０…ではガドリニアを含有した燃料棒の本
数、燃料棒当りのガドリニア濃度の最大値、燃料
集合体当りのガドリニアの平均濃度等をいずれも
Ａ燃料集合体１１０…より大としてあるので、こ
れによりＡ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１
１０…のウラン235平均濃縮度の差による無限増
倍率の差が補償される。したがつて、これらＡ燃
料集合体１１０…およびＢ燃料集合体１１０…を
炉心１１４に装荷した場合に炉心１１４の余剰反
応度に与える影響がＡ燃料集合体１１０…、Ｂ燃
料集合体１１０…で互に略等しくなり、Ｂ燃料集
合体１１０…の割合を変えても炉心１１４の余剰
反応度の変化特性があまり変らず、炉心１１４の
出力制御の自由度や炉の停止余裕を損なうことが
ない。 以下この作用を具体的に説明する。 すなわち、炉心１１４の余剰反応度に与える影
響をＡ燃料集合体１１０…、Ｂ燃料集合体１１０
…で互に等しくするには、まず燃焼初期における
Ａ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…の
無限増倍率を等しくする必要がある。そして、こ
のような特性は可燃性毒物としてガドリニアを使
用した場合、前記(2)，(6)，(6)′式を満足すること
によつて得られる。 このガドリニア中のガドリニウムは強中性子吸
収体であり、自然界に存在するガドリニウムでも
約49000バーンの中性子吸収能力を有する。よつ
て燃料棒１０１…中のガドリニアの濃度が約2.0
重量％を超えるとこのガドリニアの中性子吸収能
力は飽和に達し、これ以上の濃度であつても中性
子吸収能力はほとんど変らない。そして、一般に
混入されるガドリニアの濃度は2.0重量％以上で
ある。よつて燃焼の初期においてはガドリニア混
入による燃料集合体の無限増倍率抑制効果はガド
リニアの濃度には比例せず、ガドリニアを含有し
た燃料棒１０１…の本数に比例する。 そして、この無限増倍率Ｋ∞の抑制効果はガド
リニアを含有した燃料棒１本当り約2.5％ΔK∞〜
3.2％ΔK∞である。また、このガドリニアの無限
増倍率抑制効果は燃料のウラン235濃縮度ｅにも
影響され、通常使用されるｅ＝2.7〜3.5重量％の
範囲ではｅの１％当り約９〜10％ΔK∞である。 よつて、燃焼初期においてＡ燃料集合体１１０
…のウラン235平均濃縮度eAとＢ燃料集合体１１
０…のウラン235平均濃縮度eBの差Δe＝eB−eAに
よる無限増倍率の差〔ΔK∞（Δe）〕は、ガドリ
ニアを含有した燃料棒１０１…の本数を等しいと
すれば ΔK∞（Δe）＝Δe・ｔ（ｔ＝９〜10） である。そしてこの無限増倍率の差〔ΔK∞
（Δe）〕をガドリニアを含有した燃料棒１０１の
本数の差ΔNによつて補償しようとすると、 ΔN＝ΔK∞（Δe）／Ｓ（Ｓ＝2.5〜3.2） となる。よつて、 ΔN＝Δe／（Ｓ／ｔ） ΔN＝（eB−eA）／C1 となる。こここで、C1＝Ｓ／ｔであるからC1＝0.25 〜0.35となり、前記(6)，(6)′式 NB−NA＝（eB−eA）／C1 ………(6) 0.25≦C1≦0.35 ………(6)′ が導びかれる。よつて、この(6)，(6)′式を満足し
ていれば燃焼初期においてＡ燃料集合体１１０…
とＢ燃料集合体１１０…の無限増倍率を等しくす
ることができる。 また、炉心１１４の余剰反応度に与えるＡ燃料
集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…の影響を
等しくするには燃焼の進行に伴つて増大する無限
増倍率の最大値も等しくしなければならない。そ
して、この最大値を等しくするには前記(3)、(4)、
(5)、(7)、(7)′式を満足することによつてなされる。
以下その理由を説明する。 まず、Ｂ燃料集合体１１０…のガドリニアの平
均濃度B、燃料棒１本当りのガドリニア最大濃
度ρnaxBをいずれもＡ燃料集合体１１０…と等し
くしたと仮定する。この場合のＢ燃料集合体１１
０…の無限増倍率の変化特性を第１６図に実線で
示す。なお第１６図の一点鎖線はＡ燃料集合体１
１０…の無限増倍率の変化特性である。そして、
前述した如くＢ燃料集合体１１０…のガドリニア
を含有した燃料棒１０１…の本数NBを増すこと
により燃焼初期においてはＡ燃料集合体１１０…
とＢ燃料集合体１１０…の無限増倍率を等しくで
きる。しかし、燃焼の進行に伴つてガドリニアの
中性子吸収能力は減少してゆくので、燃焼が進行
するに従つてＡ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合
体１１０…のウラン235平均濃縮度eA、eBの差に
より無限増倍率に差が生じ、無限増倍率の最大値
にh1の差が生じる。そして、この無限増倍率が最
大に達した際の燃焼度すなわちガドリニアの効果
がなくなつた時点以降は燃焼の進行によるウラン
235の減損によつて無限増倍率が低下しているが、
その低下率はウラン235平均濃縮度にはあまり影
響されない。よつてこの無限増倍率の最大値の差
h1はその後もあまり変らず、任意の燃焼度におけ
るＡ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…
の無限増倍率の差h2は上記h1に略等しい。よつ
て、Ａ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０
…がある無限増倍率に達するまでの燃焼度にはｌ
なる遅れが生じる。そして、そもそもＡ燃料集合
体１１０…とＢ燃料集合体１１０…のウラン235
平均濃縮度eA、eBに差をもたせたのはＢ燃料集合
体１１０…にこのような燃焼度的な遅れをもたせ
ることにより新燃焼集合体の総装荷体数を変えず
にサイクル期間の変更幅を増大させるものであ
り、この遅れｌは必要な特性である。しかし、上
記の無限増倍率の最大値の差h1は１サイクル中の
炉心１１４の余剰反応度の変動幅を大きくしてし
まうので、このh1は小さくしなければならない。
そして、このh1を小さくするにはＡ燃料集合体１
１０…とＢ燃料集合体１１０…のガドリニア平均
濃度A、Bを A＜B ………(4) とすることにより達成できる。 ところで、ガドリニアは燃焼の進行に伴つて中
性子吸収能力が低下し、遂には中性子吸収能力が
なくなるが、この中性子吸収能力がなくなるまで
の期間すなわち中性子吸収能力持続期間は燃料棒
１本当りのガドリニア最大濃度に比例する。した
がつて燃料集合体当りのガドリニア平均濃度を上
記(4)式の如く設定しただけではＢ燃料集合体１１
０…中のガドリニアの中性子吸収能力持続期間は
Ａ燃料集合体１１０…と等しくなつてしまい、Ｂ
燃料集合体１１０…の無限増倍率が最大に達する
期間はＡ燃料集合体１１０…と等しくなつてしま
う。そして、このＢ燃料集合体１１０…は１サイ
クルの期間を延長するために装荷されるものであ
るからこのＢ燃料集合体１１０…の無限増倍率が
最大に達するまでの期間がＡ燃料集合体１１０…
と等しければ１サイクルの期間を延長しようとし
てもこのサイクルの末期に至る前にＡ燃料集合体
１１０…、Ｂ燃料集合体１１０…がともに無限増
倍率が最大となり、その後は無限増倍率が減少し
てゆくので炉心１１４の余剰反応度がサイクル末
期に至る前に低下してしまい、結局サイクル期間
の延長ができない。したがつて、このＢ燃料集合
体１１０…の無限増倍率が最大に達する期間はＡ
燃料集合体１１０…に対してｌだけ遅らせる必要
がある。そして、このｌなる遅れをもたせるには
Ｂ燃料集合体１１０…の燃料棒１０１…当りのガ
ドリニア濃度の最大値ρnaxBをＡ燃料集合体１１
０…のρnaxAに対して ρnaxA＜ρnaxB ………(3) としてやればよい。 また、この場合上記の効果を確実なものとする
ため、Ｂ燃料集合体１１０…におけるガドリニア
濃度最大の燃料棒の本数Ｎ（ρnaxB）をＡ燃料集合
体１１０…のＮ（ρnaxA）に対して Ｎ（ρnaxA）≦Ｎ（ρnaxB） ………(5) とすることが好ましい。 さらに、具体的にはガドリニアの中性子吸収能
力持続期間ガドリニア濃度２〜５重量％の範囲で
はガドリニア濃度１％当り燃焼度2GWd／Ｔであ
る。また、ウラン235平均濃縮度ｅの差による燃
焼度の遅れｌは、ウラン235平均濃縮度が3.2〜
4.0重量％の範囲ではウラン235平均濃縮度差0.1
重量％当り約1.0〜1.2GWd／Ｔである。 そして、上記ガドリニアの最大濃度差により無
限増倍率が最大となる時期の遅れをΔE1とする
と、 ΔE1＝（ρnaxB−ρnaxA）・ｆ ｆ≒2.0 となる。 また、ウラン235平均濃縮度の差に対応する燃
焼度差ΔE2は ΔE2＝（eB−eA）・ｇ ｇ＝10〜12 である。よつてガドリニアの最大濃度差によつて
無限増倍率が最大となる時期をウラン235平均濃
縮度の差に対応した遅れｌだけ遅らせるには ΔE1＝ΔE2 とすればよく、よつて （ρnaxB−ρnaxA）・ｆ＝（eB−eA）・ｇ よつて ρnaxB−ρnaxA＝（eB−eA）・ｇ／ｆ ＝（eB−eA）・C2 ………(7) となる。ここで C2＝ｇ／ｆ であるから ５≦C2≦６ ………(7)′ となる。 よつて上記(3)、(4)、(5)、(7)、(7)′式を満足すれ
ば炉心１１４の余剰反応度に与える影響をＡ燃料
集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０…とで等し
くすることができる。 なお、第１７図には実際のＡ燃料集合体１１０
…とＢ燃料集合体１１０…の燃焼度の進行に対す
る無限増倍率の変化特性を示し、第１７図中実線
がＡ燃料集合体１１０…、破線がＢ燃料集合体１
１０…を示す。この第１７図からも明らかなよう
に、Ａ燃料集合体１１０…とＢ燃料集合体１１０
…の無限増倍率は燃焼初期で略等しく、また最大
値も互に略等しく、さらに無限増倍率の変化もＢ
燃料集合体１１０…ではウラン235平均濃縮度の
差に対応した燃焼度分だけ一様に遅れている。 したがつて、第１８図に示す如くＡ燃料集合体
１１０…だけを新燃料集合体として炉心１１４に
装荷すれば炉心１１４の余剰反応度の変化特性は
第１８図の実線で示す如くなり、またＢ燃料集合
体１１０…のみを新燃料集合体として炉心１１４
に装荷すれば炉心１１４の余剰反応度の変化特性
は第１８図の破線で示す如くなる。 よつて、このＡ燃料集合体１１０…とＢ燃料集
合体１１０…の体数の割合を変えれば装荷する新
燃料集合体の総体数を変えずに連続運転可能期間
すなわちサイクル期間をP1、P2の間で任意に変
更できる。そしてこの場合Ａ燃料集合体１１０…
とＢ燃料集合体１１０…が炉心１１４の余剰反応
度の変化特性に与える影響は互に等しいので、炉
心１１４の余剰反応度の変動はいずれの場合にも
きわめて少ない。 (7) 発明の効果 本発明はＢ燃料集合体のウラン235平均濃縮度
をＡ燃料集合体より大きくしたので、新燃料集合
体として装荷するＡ燃料集合体とＢ燃料集合体の
体数の割合を変えれば新燃料集合体の総数を変え
ずにサイクル期間を変更することができる。よつ
て新燃料集合体の装荷体数の変化に伴う不具合を
生じることがなく、サイクル期間の変更幅を増大
することができる。 また、Ｂ燃料集合体では可燃性毒物を含有する
燃料棒の本数、燃料棒当りの可燃性毒物の最大濃
度、燃料集合体当りの可燃性毒物の平均濃度をそ
れぞれＡ燃料集合体より大とし、ウラン235平均
濃縮度の差による特性の差を補償し、これらＡ燃
料集合体およびＢ燃料集合体が炉心の余剰反応度
の変動特性に与える影響を互に等しくしてある。
よつてＡ燃料集合体とＢ燃料集合体の装荷体数の
割合が変化しても炉心の余剰反応度の変動特性に
差が生ずることがなく、炉心の余剰反応度の変動
を常に小さく抑えることができ、炉心の出力制御
等の自由度を損なうことがなく、炉心の特性が安
定するものである。
第１図ないし第９図は従来例を示し、第１図は
燃料棒の縦断面図、第２図は第１図の−線に
沿う断面図、第３図は燃料集合体の斜視図、第４
図は単位格子の平面図、第５図は炉心の模式的な
平面図、第６図は燃料集合体の無限増倍率の変化
特性を示す線図、第７図は炉心の余剰反応度の変
動特性を示す線図、第８図は従来の２ストリーム
方式による炉心の余剰反応度の変動特性を示す線
図、第９図は従来の２ストリーム方式の燃料集合
体の無限増倍率の変化特性を示す線図である。第
１０図ないし第１８図は本発明の一実施例を示
し、第１０図は燃料棒の縦断面図、第１１図は第
１０図のXI−XI線に沿う断面図、第１２図は燃料
集合体の斜視図、第１３図は単位格子の平面図、
第１４図は炉心の模式的な平面図、第１５図はＢ
燃料集合体の装荷割合と連続運転可能日数との関
係を示す線図、第１６図はＡ燃料集合体とＢ燃料
集合体の特性を説明する線図、第１７図はＡ燃料
集合体とＢ燃料集合体の無限増倍率の変化特性を
示す線図、第１８図はＡ燃料集合体およびＢ燃料
集合体を装荷した場合の炉心の余剰反応度の変動
特性を示す線図である。 １０１……燃料棒、１０３……燃料ペレツト、
１０８……水棒、１１０……燃料集合体、１１２
……制御棒、１１３……単位格子、１１４……炉
心。
燃料棒の縦断面図、第２図は第１図の−線に
沿う断面図、第３図は燃料集合体の斜視図、第４
図は単位格子の平面図、第５図は炉心の模式的な
平面図、第６図は燃料集合体の無限増倍率の変化
特性を示す線図、第７図は炉心の余剰反応度の変
動特性を示す線図、第８図は従来の２ストリーム
方式による炉心の余剰反応度の変動特性を示す線
図、第９図は従来の２ストリーム方式の燃料集合
体の無限増倍率の変化特性を示す線図である。第
１０図ないし第１８図は本発明の一実施例を示
し、第１０図は燃料棒の縦断面図、第１１図は第
１０図のXI−XI線に沿う断面図、第１２図は燃料
集合体の斜視図、第１３図は単位格子の平面図、
第１４図は炉心の模式的な平面図、第１５図はＢ
燃料集合体の装荷割合と連続運転可能日数との関
係を示す線図、第１６図はＡ燃料集合体とＢ燃料
集合体の特性を説明する線図、第１７図はＡ燃料
集合体とＢ燃料集合体の無限増倍率の変化特性を
示す線図、第１８図はＡ燃料集合体およびＢ燃料
集合体を装荷した場合の炉心の余剰反応度の変動
特性を示す線図である。 １０１……燃料棒、１０３……燃料ペレツト、
１０８……水棒、１１０……燃料集合体、１１２
……制御棒、１１３……単位格子、１１４……炉
心。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ Ａ燃料集合体と、燃料集合体全体のウラン
235平均濃縮度、可燃性毒物を含有した燃料棒の
本数、燃料棒１本当りの可燃性毒物の濃度の最大
値および燃料集合体全体の可燃性毒物の濃度がそ
れぞれ上記Ａ燃料集合体より大きなＢ燃料集合体
とを燃料交換の際の新燃料集合体として炉心に装
荷し、かつ燃焼初期におけるＡ燃料集合体とＢ燃
料集合体の無限増倍率を等しくするとともに、燃
焼の進行に伴つて増大するＡ燃料集合体およびＢ
燃料集合体の無限増倍率の最大値を等しくするこ
とを特徴とする沸騰水形原子炉。 ２ 前記燃焼初期におけるＡ燃料集合体とＢ燃料
集合体の無限増倍率を等しくするために、前記可
燃性毒物はガドリニアを使用し、前記Ａ燃料集合
体のウラン235平均濃縮度をeA重量％、可燃性毒
物を含有した燃料棒の本数をNA、前記Ｂ燃料集
合体のウラン235平均濃縮度をeB重量％、可燃性
毒物を含んだ燃料棒の本数をNBとしたとき NB−NA＝（eB−eA）／C1 0.25≦C1≦0.35 としたことを特徴とする特許請求の範囲第１項記
載の沸騰水形原子炉。 ３ 前記燃焼の進行に伴つて増大するＡ燃料集合
体およびＢ燃料集合体の無限増倍率の最大値を等
しくするために、前記可燃性毒物はガドリニアを
使用し、前記Ａ燃料集合体のウラン235平均濃縮
度をeA重量％、燃料棒１本当りの可燃性毒物の濃
度の最大値をρnaxA重量％、前記Ｂ燃料集合体の
ウラン235平均濃縮度をeB重量％、燃料棒１本当
りの可燃性毒物の濃度の最大値をρnaxB重量％と
したとき ρnaxB−ρnaxA＝（eB−eA）／C2 ５≦C2≦６ としたことを特徴とする特許請求の範囲第１項ま
たは第２項記載の沸騰水形原子炉。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56167559A JPS5868692A (ja) | 1981-10-20 | 1981-10-20 | 沸騰水形原子炉 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56167559A JPS5868692A (ja) | 1981-10-20 | 1981-10-20 | 沸騰水形原子炉 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5868692A JPS5868692A (ja) | 1983-04-23 |
| JPH03592B2 true JPH03592B2 (ja) | 1991-01-08 |
Family
ID=15851965
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP56167559A Granted JPS5868692A (ja) | 1981-10-20 | 1981-10-20 | 沸騰水形原子炉 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5868692A (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP6896561B2 (ja) | 2016-09-26 | 2021-06-30 | 株式会社東芝 | 軽水炉用燃料集合体、軽水炉炉心、軽水炉用燃料集合体製造方法およびｍｏｘ燃料集合体製造方法 |
| JP2020098110A (ja) * | 2018-12-17 | 2020-06-25 | 日立Ｇｅニュークリア・エナジー株式会社 | 燃料装荷方法および炉心 |
-
1981
- 1981-10-20 JP JP56167559A patent/JPS5868692A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5868692A (ja) | 1983-04-23 |
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