JPH11109073A - 沸騰水型原子炉用燃料集合体 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】平均濃縮度を３．９重量％以上として高濃縮度
化を図った燃料集合体において、Ｈ／Ｕ比を最適化して
燃料経済性の向上を図れる構成を提供する。 【解決手段】９行９列の正方格子状に配列された燃料棒
１０１と、燃料棒１０１が９本配列可能な領域に配置さ
れた１本の角型ウォータチャンネル１０２と、チャンネ
ルファスナー１０９を固定するために制御棒１０８側に
設けられるガイドポスト１０４ａとを備え、かつ燃料棒
１０１が、第１の燃料棒１０１ａと、第１の燃料棒１０
１ａより燃料有効長が短い第２の燃料棒１０１ｂとを含
んでいる沸騰水型原子炉用燃料集合体１００において、
燃料集合体内部を制御棒側領域１１１と反制御棒側領域
１１２とに２分したとき、反制御棒側領域１１２に配置
される第２の燃料棒１０１ｂの本数を、制御棒側領域１
１１に配置される本数よりも多くする。

Description

【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
用いる燃料集合体に関する。

【０００２】

【従来の技術】一般的な沸騰水型原子炉炉心の部分構造
を表す概念的横断面図を図１２に示す。この図１２にお
いて、炉心１は、多数の燃料集合体２を配置して構成さ
れており、これら燃料集合体２は、４体を１組としてそ
の間に横断面十字形の制御棒３が挿入されるようになっ
ている。

【０００３】各燃料集合体２においては、多数の燃料棒
４と１本以上（図では２本）の水ロッド５を正方格子状
に配列して燃料バンドルを形成し、この燃料バンドルを
単位セル（破線で示す）６の中央に据えるとともに燃料
バンドルを囲むように横断面矩形のチャンネルボックス
８を配置している。この燃料バンドルの上下端は、チャ
ンネルボックスに挿入される上部タイプレート（図示せ
ず）及び下部タイプレート（同）によってそれぞれ支持
されている。なお、水ロッドではなく、角型のウォータ
チャンネルを用いる場合もある。

【０００４】この燃料集合体２では、運転時、わずかに
未飽和状態の冷却水が下部タイプレートの孔から燃料棒
４間に流入し、燃料棒４間を下部から上部に流れるにつ
れ燃料棒４により加熱されて沸騰し、二相流となって上
部タイプレートの孔から流出していく。その結果、冷却
材のボイド率は燃料集合体２下部では０％だが、上部で
は７０％程度にも達し、燃料集合体２の核的な特性を決
める要因である減速材対燃料比、即ち、水素対ウラン比
（Ｈ／Ｕ比）が軸方向位置で大きく異なることになる。
この軸方向のＨ／Ｕ比の分布は、炉停止余裕を減少させ
るという影響を与える。

【０００５】一方、図１２において、燃料集合体２のチ
ャンネルボックス８の外側には、制御棒３や中性子検出
器計装管（図示せず）を配置するための間隙が設けられ
ている。この間隙は飽和水で満たされており、冷却材の
軽水が沸騰せずに流れる流路となるギャップ水領域９，
１０を形成している。これらギャップ水領域９，１０に
は制御棒３が挿入されるギャップ水領域９と、制御棒３
の出し入れがないギャップ水領域１０の２種類がある。
このようなギャップ水領域９，１０の存在のため、燃料
集合体２の周辺部（間隙に近い領域）にある燃料棒４と
燃料集合体２中心部の燃料棒４とでは、飽和水による影
響が異なる。すなわち、ギャップ水領域９，１０に近い
燃料集合体２の周辺部は、中心部に比べＨ／Ｕ比が大き
な領域となる。このように、核的な特性を決める要因で
あるＨ／Ｕ比が、燃料集合体２内の径方向位置で異なる
ことになる。この径方向のＨ／Ｕ比は、局所出力ピーキ
ングを増大させるという影響を与える。また特に、図１
２の炉心１は、ギャップ水領域９の面積がギャップ水領
域１０の面積よりも広いＤ格子炉心となっており、ギャ
ップ水領域９及びギャップ水領域１０の面積が等しいＣ
格子炉心とは異なるタイプとなっている。そのため、制
御棒３に面する側と反対側とではＨ／Ｕ比が大きく異な
ることになる。

【０００６】このＨ／Ｕ比は、中性子の平均エネルギー
を決定するパラメータである。このＨ／Ｕ比の特性を図
１３により説明する。図１３は、一般的な沸騰水型原子
炉の燃料集合体について、その平均濃縮度を所定の値と
し、横軸にＨ／Ｕをとったときの無限増倍率の挙動を示
したものである。図示のように、はじめＨ／Ｕ比が増加
すると、中性子平均エネルギーが低く（中性子スペクト
ルがソフトに）なって核燃料物質との核分裂反応が促進
され、無限増倍率も増加する。しかしこのとき一方、中
性子スペクトルがソフトになるほど、減速材（軽水）に
よる中性子吸収反応も増大することから、あるＨ／Ｕ比
で無限増倍率はピークを迎え、これ以降はＨ／Ｕ比が増
大するほど無限増倍率が低下するようになる。すなわ
ち、このピークが、できるだけ少ない燃料で高いエネル
ギーを得る（＝燃料経済性）観点からのＨ／Ｕ比の最適
値となる。但しこのとき実際は、反応度係数を適度に負
の値にしておく観点から、このピーク位置よりも若干小
さい値ｘ1を現実の最適値（以下単に、最適値という）
としている。

【０００７】以上説明したように、Ｈ／Ｕ比の軸方向・
径方向分布を改善し最適化することは燃料経済性の観点
から非常に重要であるため、従来、種々の方法でその改
善が行われている。以下、それらについて順次説明す
る。

【０００８】（１）軸方向のＨ／Ｕ比の改善 燃料集合体の軸方向のＨ／Ｕ比の改善のための方策とし
ては、例えば特開昭５２−５０４９８号公報に記載のよ
うに、従来、燃料有効長が通常燃料棒よりも短い短尺燃
料棒を設ける構成が提唱されている。この短尺燃料棒を
設けることにより、相変化を生じない飽和水領域を増加
させるとともに軸方向の燃料装荷量を調整し、軸方向の
Ｈ／Ｕ比を改善することができる。このような構造の一
例を図１４に示す。図１２と共通の部分は同一の符号を
付す。図１４に示す燃料集合体は、Ｄ格子炉心に配置さ
れるものであり、９行９列の正方格子状配列に７２本の
燃料棒４を配置し、中央部の燃料棒４の９本分のスペー
スに角型ウォータチャンネル１１を設け、短尺燃料棒１
２を燃料集合体内に均等に配置したものである。

【０００９】（２）径方向のＨ／Ｕ比の改善 一方、燃料集合体の径方向のＨ／Ｕ比の改善のための方
策としては、従来、水ロッド本数を増加させるか又は水
ロッドを大型化する構成がある。これにより、中性子減
速効果の十分でない燃料集合体の中央領域において水ロ
ッド領域を増大し、これにより径方向のＨ／Ｕ比を改善
することができる。特に、Ｄ格子炉心に装荷される燃料
集合体では、図１２で前述したように、制御棒３が位置
する側のギャップ水領域９とその反対側のギャップ水領
域１０の面積が等しくないことにより、径方向のＨ／Ｕ
比が不均一となり、局所出力ピーキングが増大する傾向
にある。これに対しては、従来より燃料棒４のウラン２
３５の濃縮度を調整する方法が用いられている。すなわ
ち、熱中性子束の小さな狭いギャップ水領域１０に面す
る側の燃料棒４を比較的高い濃縮度とし、熱中性子束の
大きな広いギャップ水領域に面する側の燃料棒を比較的
低い濃縮度とすることにより、両者の出力差を低減し、
径方向の局所出力ピーキングを抑制するものである。

【００１０】（３）高燃焼度化におけるＨ／Ｕ比の改善 ところで、近年、沸騰水型原子炉において、プラント利
用率の向上と共にウラン資源を有効に活用する方法とし
て、燃料の高燃焼度化及び長期運転サイクル化が提唱さ
れている。このとき、燃料集合体の取出燃焼度を高める
ためには濃縮度を高める必要があるため、Ｈ／Ｕ比が影
響を受けることになる。また、長期運転サイクル化によ
る炉内滞在期間の延長は、Ｈ／Ｕ比が軸方向・径方向で
異なるという影響を燃料が炉心内で長期間受けることを
意味しており、このＨ／Ｕ比の影響がさらに拡大するこ
とになる。

【００１１】このような高燃焼度化を図った燃料集合体
におけるＨ／Ｕ比の改善に関する公知技術として、例え
ば特開平３−２９６６８９号公報がある。この従来技術
においては、Ｄ格子炉心に配置される燃料集合体内にお
ける、Ｈ／Ｕ比の差を小さくする方法として、 水ロッド領域を狭いギャップ水領域に近づける。

【００１２】短尺燃料棒を狭いギャップ水領域に近づ
ける。

【００１３】核分裂性物質を広いギャップ領域に近づ
ける。

【００１４】という３つの方法が開示されている。これ
らはいずれも、狭いギャップ水領域付近ではＨ／Ｕ比を
大きくし、広いギャップ水領域付近ではＨ／Ｕ比を小さ
くするものである。上記を実施した燃料集合体の構造
の例を図１５及び図１６に示す。図１２及び図１４と共
通の部分は同一の符号を付す。図１５に示す燃料集合体
は、９行９列正方格子状配列において、水ロッドの機能
を果たす角型ウォータチャンネル１１を、燃料集合体中
央部から狭いギャップ水領域１０側に一列だけ偏心させ
たものである。また図１６は、同様の構造を１０行１０
列正方格子状配列で実現した場合であり、この場合、角
型ウォータチャンネル１１を燃料棒４の９本分のスペー
スに配置すると、燃料集合体中央部に配置するのは不可
能であるため、狭いギャップ水領域１０側に偏心させて
配置したものである。また、上記従来技術においては、
を実施している場合には、をさらに実施することは
あまり効果がないことも示されている。

【００１５】なお、上記従来技術においては、短尺燃料
棒は上部にボイドが集中しやすい性質があることから、
この短尺燃料棒を発熱体でない水ロッドやギャップ水領
域には隣接させずに燃料棒に隣接させることとし、これ
によって、燃料棒まわりのボイドをなるべく水ロッドに
集中させてドライアウト（燃料棒の表面に気泡が付着し
冷却効果が低減すること）を抑制し、熱的余裕の確保を
図っている。

【００１６】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、上記従
来技術においては、以下の課題が存在する。前述したよ
うに、Ｈ／Ｕ比は図１３の曲線に示すような挙動をとる
が、この曲線は、燃料集合体の濃縮度によって影響を受
ける。すなわち、燃料集合体の濃縮度が高くなると熱中
性子の吸収が増加するため中性子束が小さくなり、同じ
無限増倍率を得るために必要な減速材量が大きくなる。
そのため、曲線が破線で示すように図中右方向へスライ
ドすることとなり、Ｈ／Ｕの最適値もｘ1からより高い
値に変わることとなる。ここで、上記従来技術では、上
記（＝水ロッド領域を狭いギャップ水領域に近づけ
る）を実施すれば、狭いギャップ水領域付近の減速材量
としてはほぼ十分であり、そのためさらに上記（＝短
尺燃料棒を狭いギャップ水領域に近づける）を実施して
もあまり意味がないとしている。つまり例えば、ある濃
縮度でＨ／Ｕ比の特性が実線で表される場合において
は、上記実施時にＨ／Ｕ比ｘ1で無限増倍率ｋAとする
と、ととを併せて実施すると例えばＨ／Ｕ比がｘ1
より大きなｘ2になり、無限増倍率はｋBとなってかえっ
て下がってしまうことになる。しかしながら、上述した
ようにＨ／Ｕ比の最適値は燃料集合体の濃縮度によって
変動するため、一概にこのようなことは言えない。すな
わち、濃縮度の大きさによっては、のみでは狭いギャ
ップ水領域付近の減速材量が足りなくなって広いギャッ
プ水領域とのＨ／Ｕ比の差が大きくなり、を併せて行
うことによって狭いギャップ水領域付近の減速材量が十
分となって広いギャップ水領域とのＨ／Ｕ比の差が最小
となり、最適値となる場合もあるはずである。つまり上
記の例に合わせて説明すると、実線のときよりも濃縮度
が高くＨ／Ｕ比の特性が破線で表される場合には、上記
のみを実施するとＨ／Ｕ比ｘ1であるから無限増倍率
ｋCと非常に小さくなってしまうが、ととを実施し
てＨ／Ｕ比ｘ2とすれば無限増倍率をｋAとすることがで
きる。また、以上はととを併せて行う場合を例にと
って説明したが、のみを単独で行う場合であっても、
その狭いギャップ水領域に近づける短尺燃料棒の本数に
よっては、同様の作用を得ることができる可能性もあ
る。上記従来技術では、このような点について配慮され
ておらず、の短尺燃料棒を狭いギャップ水領域に近づ
けることによるＨ／Ｕ比の改善効果について正しく認識
されていない。すなわち、Ｈ／Ｕ比を効果的に改善する
ための手段としての上記は、上記従来技術には開示さ
れていないことになる。また、上記従来技術では、高燃
焼度化に伴う高濃縮度化への配慮が示唆されているもの
の、その濃縮度の値については具体的に開示していな
い。そのため、例えば高燃焼度化対応の燃料集合体の一
例として、例えば取出平均燃焼度が４５ＧＷｄ／ｔを超
えるようにすることを目標に燃料集合体の平均濃縮度を
３．９重量％以上とする場合に、最適なＨ／Ｕ比を与え
ることができるかどうかについては不明である。

【００１７】また、上記従来技術では、熱的余裕の確保
の観点から、短尺燃料棒を発熱体でない水ロッドに隣接
する位置に配置しないこととしており、同様の観点に立
つとギャップ水領域に隣接する位置（すなわち格子状配
列最外周位置）にも配置しないことが示唆されていると
考えられる。ここで例えば９行９列正方格子状配列中に
３行３列格子分の角型ウォータチャンネルを置く場合を
考えると、上記を実施するために中央から１列だけ狭
いギャップ水領域側に近づけた場合には、ウォータチャ
ンネルとチャンネルボックスとの間には２列分の格子位
置しかなく、いずれも発熱体でない水ロッドか若しくは
ギャップ水領域に隣接するため、短尺燃料棒をこの領域
に配置することができなくなる。すなわち、上記と
とを併せて実施することが困難となる。しかしながら、
Ｄ格子炉心に配置される燃料集合体では、狭いギャップ
水領域側の出力は広いギャップ水領域側の出力よりも相
対的に低いため、もともと狭いギャップ水領域側の燃料
棒はドライアウトしにくい性質がある。したがって、例
えばウォータチャンネルの狭いギャップ水領域側に隣接
して短尺燃料棒を配置しても、周りの燃料棒の熱的余裕
はまだ十分な値が確保されている。むしろ、これによっ
て上記ととを併せて実施することができ、最適なＨ
／Ｕ比が得られるのであれば、そのほうがはるかに有益
であると思われる。上記従来技術では、このような点に
ついても配慮されていない。

【００１８】本発明の第１の目的は、平均濃縮度を３．
９重量％以上として高濃縮度化を図った燃料集合体にお
いて、Ｈ／Ｕ比を最適化して燃料経済性の向上を図れる
構成を提供することにある。

【００１９】本発明の第２の目的は、平均濃縮度を３．
９重量％以上として高濃縮度化を図った燃料集合体にお
いて、熱的余裕を確保しつつＨ／Ｕ比を最適化できる構
成を提供することにある。

【００２０】

【課題を解決するための手段】

（１）上記第１の目的を達成するために、本発明は、９
行９列以上の正方格子状に配列された複数本の燃料棒
と、該燃料棒が１本以上配列可能な領域に配置された少
なくとも１本の角型ウォータチャンネルと、チャンネル
ファスナーを固定するために制御棒側に設けられるガイ
ドポストとを備え、かつ前記複数本の燃料棒が、複数本
の第１の燃料棒と、該第１の燃料棒より燃料有効長が短
い複数本の第２の燃料棒とを含んでいる沸騰水型原子炉
用燃料集合体において、燃料集合体内部を制御棒側領域
と反制御棒側領域とに２分したとき、前記反制御棒側領
域に配置される前記第２の燃料棒の本数を、前記制御棒
側領域に配置される前記第２の燃料棒の本数よりも多く
する。沸騰水型原子炉用燃料集合体をＤ格子炉心に装荷
した場合には、制御棒側は燃料集合体間の間隔が広くな
っているため減速材である水の量が相対的に多くなる一
方、反制御棒側は燃料集合体間の間隔が狭く水の量が相
対的に少なくなる。そこで、本発明においては、有効長
の短い第２の燃料棒の本数を反制御棒側領域で多くする
ことにより、第２の燃料棒を反制御棒側に偏って配置す
る。これにより、第２の燃料棒が短長である分燃料の量
を減らすとともに、第２の燃料棒上部に生じる飽和水領
域によって反制御棒側領域における水の量を増加させて
Ｈ／Ｕ比を増大させるとともに、制御棒側領域における
燃料の量の減少及び水の量の増加を抑えてＨ／Ｕ比を抑
制することができる。これにより、水及び燃料の配置を
より均等にして反制御棒側と制御棒側とのＨ／Ｕ比の差
を低減し、燃料集合体内におけるＨ／Ｕ比分布を改善
し、より均一にすることができる。ここで、燃料経済性
の面からみたＨ／Ｕ比の最適値は、燃料集合体の濃縮度
によって変動し、例えば高濃縮度になるほど最適値の値
も大きくなる。本発明においては、反制御棒側領域に偏
らせる第２の燃料棒の本数を適宜調整することで、この
変動に対応して常にＨ／Ｕ比を最適化することができ
る。したがって、例えば平均濃縮度３．９重量％以上に
高濃縮度化された燃料集合体においても、Ｈ／Ｕ比を最
適化することができる。

【００２１】（２）上記（１）において、好ましくは、
前記反制御棒側領域に配置される前記第２の燃料棒の本
数と、前記制御棒側領域に配置される前記第２の燃料棒
の本数との差を、２本以上とする。これにより、Ｈ／Ｕ
比をより確実に最適化することができる。

【００２２】（３）上記（１）において、好ましくは、
前記角型ウォータチャンネルは、燃料集合体内部を制御
棒側領域と反制御棒側領域とに２分する境界面から反制
御棒側に偏心して配置されている。これにより、反制御
棒側領域のＨ／Ｕ比の増大及び制御棒側領域のＨ／Ｕ比
の抑制を促進できるので、Ｈ／Ｕ比を容易に最適化する
ことができる。

【００２３】（４）上記（３）において、好ましくは、
上記第１及び第２の目的を達成するために、前記反制御
棒側領域に配置される前記第２の燃料棒のうち少なくと
も１本は、前記角型ウォータチャンネルに隣接して配置
されているか又は前記正方格子状配列の最外周に配置さ
れている。これにより、容易に角型ウォータチャンネル
を反制御棒側に偏心させることができるようになる。す
なわち例えば９行９列正方格子状配列中に３行３列格子
分の角型ウォータチャンネルを偏心させて配置する場
合、ウォータチャンネルの反制御棒側コーナー部近傍に
は２列分の格子位置しかなく、もし第２の燃料棒をウォ
ータチャンネル隣接位置か正方格子状配列最外周位置に
配置できなければ第２の燃料棒を反制御棒側領域に偏ら
せて配置するのが困難となるため、結果としてウォータ
チャンネルを偏心させること自体が難かしくなる。そこ
で本発明では、第２の燃料棒をウォータチャンネル隣接
位置又は正方格子状配列最外周位置に配置可とすること
によって、第２の燃料棒を反制御棒側に容易に配置でき
るようにし、容易にウォータチャンネルを偏心させるこ
とができる。このとき、Ｄ格子炉心に配置される場合
は、反制御棒側領域出力が制御棒側領域の出力よりも相
対的に低く燃料棒がドライアウトしにくい傾向となるた
め、ウォータチャンネル隣接位置や正方格子状配列最外
周位置（すなわちギャップ水領域隣接位置）に第２の燃
料棒を配置しても、まわりの燃料棒の熱的余裕はまだ十
分な値を確保できる。すなわち、熱的余裕を確保しつ
つ、Ｈ／Ｕ比を最適化することができる。

【００２４】

【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の実施形態を図１〜
図３により説明する。本実施形態による沸騰水型原子炉
用燃料集合体の構造を表す縦断面図を図２に示し、図２
中Ｉ−Ｉ断面でみた横断面図を図１に示す。これら図１
及び図２において、本実施形態による燃料集合体１００
は、図１２に示した炉心と同様、沸騰水型原子炉Ｄ格子
炉心の単位セル１０７に装荷されるものであり、９行９
列の正方格子状に配列され内部に燃料物質としてのウラ
ン−２３５が充填された７２本の燃料棒１０１と、正方
格子状配列の中央部領域の水の量を増やすのを目的とし
て燃料棒１０１が９本配列可能な領域に配置された１本
の角型ウォータチャンネル１０２と、これら燃料棒１０
１及び角型ウォータチャンネル１０２により形成される
燃料バンドルの周囲を囲むチャンネルボックス１０３と
を備えている。燃料バンドルの上部及び下部はそれぞれ
上部タイプレート１０４及び下部タイプレート１０５に
より支持されており、また燃料バンドルの軸方向複数箇
所には、燃料棒１０１及びウォータチャンネル１０２の
間隔を保持するためのスペーサ１０６が設けられてい
る。また、上部タイプレート１０４の制御棒１０８側
（以下適宜、単に制御棒側という）及びその反対側（以
下適宜、反制御棒側という）のコーナー部には、ガイド
ポスト１０４ａ，１０４ｂがそれぞれ一体に形成されて
おり、そのうち、制御棒側のガイドポスト１０４ａに
は、チャンネルボックス１０３に接続されたチャンネル
ファスナー１０９が固定されている。このチャンネルフ
ァスナー１０９は、１つの制御棒１０８まわりの４つの
燃料集合体１００を相互に連結するとともに、これら燃
料集合体１００間に制御棒１０８の挿入・引き抜きスペ
ースを確保する機能を果たすものであり、各燃料集合体
１００の制御棒側のガイドポスト１０４ａに固定されて
いる。なお、反制御棒側のガイドポスト１０４ｂは、制
御棒側のガイドポスト１０４ａとの重量バランスをとる
ためのダミーとなっている。

【００２５】燃料棒１０１は、燃料有効長が通常の長さ
である６５本の第１の燃料棒１０１ａと、燃料有効長が
第１の燃料棒１０１ａよりも短いいわゆる短尺燃料棒で
ある７本の第２の燃料棒１０１ｂとから構成されてい
る。この第２の燃料棒１０１ｂの燃料有効長は、例えば
第１の燃料棒の有効長の１５／２４となっている。また
これら燃料棒は、特に図示や詳細な説明を行わないが、
この種の燃料集合体として公知であるものと同様、濃縮
度分布が異なる複数種類の燃料棒から構成されている。
そして各種類ごとに適宜軸方向の濃縮度分布を設けるこ
とにより軸方向出力ピーキングの平坦化を図ったり、各
種燃料棒の配置を適宜工夫することにより径方向出力ピ
ーキングの平坦化が図られている。なお、このとき、こ
のような燃料棒１０１の配置において、燃料集合体１０
０における平均濃縮度は３．９重量％以上となってい
る。

【００２６】以上のような燃料集合体１００における本
実施形態の要部は、第２の燃料棒１０１ｂの配置方法に
ある。すなわち、燃料集合体内部を鉛直方向の境界面１
１０によって制御棒側領域１１１と反制御棒側領域１１
２とに２分したとき、反制御棒側領域１１２に配置され
る第２の燃料棒１０１ｂの本数を、制御棒側領域１１１
に配置される第２の燃料棒１０１ｂの本数よりも多くし
たことである。特にこの実施形態では、この本数の差を
２本以上としている。具体的には、反制御棒側領域１１
２には６本の第２の燃料棒１０１ｂが配置されているの
に対し、制御棒側領域１１１には１本の第２の燃料棒１
０１ｂしか配置されていない（但し境界面１００上に配
列され両方の領域にまたがっているものは１／２本ずつ
としてカウント）ため、これらの差が５本となってい
る。

【００２７】このような第２の燃料棒１０１ｂの配置に
より、本実施形態においては、以下の作用を奏する。

【００２８】（１）第２の燃料棒の偏在によるＨ／Ｕ比
の改善 すなわち、Ｄ格子炉心に装荷される場合、制御棒側にお
いてチャンネルボックス１０３の外側に形成されるギャ
ップ水領域１１３の面積が広くなっているため水の量が
相対的に多くなる一方、反制御棒側でチャンネルボック
ス１０３の外側に形成されるギャップ水領域１１４の面
積が狭くなっているため水の量が相対的に少なくなる。
しかしながら本実施形態においては、有効長の短い第２
の燃料棒１０１ｂの本数を反制御棒側領域１１２で多く
し反制御棒側に偏って配置する。これにより、第２の燃
料棒１０１ｂが短長である分燃料の量を減らすととも
に、第２の燃料棒１０１ｂ上部に生じる飽和水領域によ
って反制御棒側領域１１２における水の量を増加させて
Ｈ／Ｕ比を増大させることができ、逆に制御棒側領域１
１１においては燃料の量の減少及び水の量の増加を抑え
Ｈ／Ｕ比を抑制することができる。したがって、水及び
燃料の配置をより均等にして反制御棒側と制御棒側との
Ｈ／Ｕ比の差を低減し、燃料集合体内におけるＨ／Ｕ比
分布を改善し、より均一にすることができる。このと
き、図１３を用いて説明したように、燃料経済性の面か
らみたＨ／Ｕ比の最適値は、燃料集合体の平均濃縮度に
よって変動し、高濃縮度になるほど最適値の値も大きく
なる。本実施形態の燃料集合体１００においては、反制
御棒側領域１１２における第２の燃料棒１０１ｂの本数
と制御棒側領域１１１における第２の燃料棒１０１ｂの
本数との差をある程度大きくとることで、平均濃縮度
３．９重量％以上の高濃縮度であってもＨ／Ｕ比を最適
化する。このことを図３により説明する。

【００２９】図３は、図１と同様の構造の燃料集合体
（平均濃縮度３．９重量％以上）において、反制御棒側
領域１１２及び制御棒側領域１１１にそれぞれ所定の配
置で第２の燃料棒１０１ｂを設け、かつそのときの反制
御棒側領域１１２における第２の燃料棒１０１ｂの本数
から制御棒側領域１１１における第２の燃料棒１０１ｂ
の本数を引いた差を０〜５本まで変化させたときの、局
所出力因子の相対的な変化幅を解析した結果を示したも
のである。ここで局所出力因子とは、燃料集合体内のす
べての燃料棒の出力の平均値に対する、出力が最大の燃
料棒の出力の相対値を表している。なお、縦軸は本数差
が０本のとき（すなわち反制御棒側領域１１２と制御棒
側領域１１１とに均等に第２の燃料棒１０１ｂを配置し
たとき）を基準値０とし、変化幅がほぼ一定となったと
きの値を−１としたときの相対値で表しており、局所出
力因子が低くなるほど出力ピーキングが低減した、言い
換えればＨ／Ｕ比がより均一化されたことを示してい
る。図示のように、第２の燃料棒１０１ｂの本数が増加
するほど局所出力因子は大きく低下するが、第２の燃料
棒１０１ｂの本数差が１本では局所出力因子は０本のと
きとあまり変化せず、約−０．１にとどまる。しかし、
本数差が２本になると局所出力因子が急減して約−０．
５となり、さらに本数差が３本になると約−０．９とな
る。なおこれ以降は、本数差を増やしても局所出力因子
の低減の程度はあまり変わらない。この結果より、本願
発明者等は、反制御棒側領域１１２と制御棒側領域１１
１との本数差を２本以上とすれば、より確実にＨ／Ｕ比
を最適化し、局所出力ピーキングをより低減できると判
断した。本実施形態においては、反制御棒側領域１１２
と制御棒側領域１１１との本数差は５本である。したが
って、例えば平均濃縮度を３．９重量％以上に高濃縮度
化されている場合であってもＨ／Ｕ比を確実に最適化で
き、燃料経済性の向上を図ることができる。すなわち、
より少ない燃料でより高い燃料集合体反応度を得、高い
燃焼度を達成することができる。

【００３０】（２）炉停止余裕の向上 Ｈ／Ｕ比の均一化が不十分である従来構造では、出力ピ
ーキングを抑制するために、水の量が相対的に多い制御
棒側では燃料棒を低濃縮度とし、かつ水の量が相対的に
少ない反制御棒側では高濃縮度とせざるを得なかった。
この場合、非沸騰状態である冷温停止時においては、反
制御棒側の水の量が多くなり出力が増大する傾向となる
ため、炉停止余裕が低減していた。これに対し、本実施
形態においては、上述したようにＨ／Ｕ比を常に最適化
することができるので、制御棒側領域１１１と反制御棒
側領域１１２との濃縮度差を縮小し、反制御棒側領域１
１２の濃縮度を従来よりも低下させることができる。し
たがって、冷温停止時における出力増大を抑制できるの
で、その分炉停止余裕を向上できる。

【００３１】以上説明したように、本実施形態の燃料集
合体１００によれば、平均濃縮度３．９重量％以上に高
濃縮度化された構造において、Ｈ／Ｕ比を最適化し燃料
経済性の向上を図ることができる。またこれに加え、炉
停止余裕を向上することができる。

【００３２】本発明の第２の実施形態を図４〜図９によ
り説明する。本実施形態による沸騰水型原子炉用燃料集
合体の構造を表す横断面図を図４に示す。この図４は第
１の実施形態の図１にほぼ相当する図であり、共通の部
材には同一の符号を付し、説明を省略する。

【００３３】図４において、本実施形態による燃料集合
体２００が図１に示した第１の燃料集合体１００と異な
る点は、まず、角型ウォータチャンネル１０２を、正方
格子状配列の１列分だけ反制御棒側にずらしたことであ
る。この結果、図１では、角型ウォータチャンネル１０
２が、燃料集合体内部を制御棒側領域と反制御棒側領域
とに２分する境界面１１０に関して対称に配置されてい
たのが、図４では角型ウォータチャンネル１０２がこの
境界面１１０から反制御棒側に偏心して配置されてい
る。また、短尺である第２の燃料棒１０１ｂの数が１個
減って全体で６本となるとともに、図示のように、反制
御棒側領域１１２に４本、制御棒側領域１１１にも２本
が配置され、本数差が２本と小さくなっている。そして
このとき、反制御棒側領域１１２においては、角型ウォ
ータチャンネル１０２の偏心の結果、２本の第２の燃料
棒１０１ｂが角型ウォータチャンネル１０２に隣接配置
されている。なお、本願明細書中では、「隣接する位置
にある」とは、ｎ行ｎ列の正方格子状配列において、同
行でかつとなりの列に位置するか、または同列でとなり
の行に位置する関係をいう。その他の構造は、第１の実
施形態の燃料集合体１００とほぼ同様である。

【００３４】本実施形態の作用は、以下のようである。 （１）短尺燃料棒の偏在及びウォータチャンネルの偏心
によるＨ／Ｕ比の改善 すなわち、本実施形態においても、第１の実施形態と同
様、第２の燃料棒１０１ｂの本数を反制御棒側に偏って
配置している。これにより、上記第１の実施形態におい
て説明したのと同様の原理によって、水及び燃料の配置
をより均等にして反制御棒側と制御棒側とのＨ／Ｕ比の
差を低減し、燃料集合体内におけるＨ／Ｕ比分布を改善
し、より均一にすることができる。但し、上記第１の実
施形態において図３を用いて説明したように、本実施形
態では反制御棒側と制御棒側とにおける第２の燃料棒の
本数差が２本であり、第１の実施形態の本数差５本より
も小さくなっているため、その分それだけではＨ／Ｕ比
改善効果が小さい。そこで本実施形態においては、それ
をウォータチャンネル１０２の反制御棒側への偏心によ
って補うことにより、第１の実施形態と同等の効果を得
ている。すなわち、内部を飽和水が流れるウォータチャ
ンネル１０２を反制御棒側に偏心させることにより、反
制御棒側領域のＨ／Ｕ比の増大及び制御棒側領域のＨ／
Ｕ比の抑制を促進する。これにより、上記第２の燃料棒
１０１ｂによるＨ／Ｕ比改善効果を補うことができるの
で、第１の実施形態と同様、平均濃縮度３．９重量％以
上に高濃縮度化された燃料集合体２００において、Ｈ／
Ｕ比を最適化し燃料経済性の向上を図ることができる。
このことを図５によりさらに詳細に説明する。

【００３５】図５は、本実施形態の燃料集合体２００と
同様の構造の燃料集合体において、燃料集合体平均濃縮
度を種々変化させたときの無限増倍率の挙動を解析した
結果を示したものである。また図中には、比較のため
に、燃料集合体２００において第２の燃料棒１０１ｂを
偏在させず制御棒側と反制御棒側とに均一に設けた構造
において、平均濃縮度を種々変化させたときの無限増倍
率の挙動を解析した結果も併せて示している。なお、図
中、前者（短尺棒偏在＋ウォータチャンネル偏心）の挙
動を太実線アで示し、後者（ウォータチャンネル偏心の
み）の挙動を細実線イで示す。

【００３６】図５において、太実線ア及び細実線イとも
に、平均濃縮度の増加と共に無限増倍率は右上がりに単
調増加となる。しかしながら、平均濃縮度が比較的低い
領域（約３．９重量％以下）では、ウォータチャンネル
１０２の偏心のみを行った細実線イの場合のほうが、短
尺棒偏在の偏在をも行った太実線アよりも無限増倍率が
高い。これは、「発明が解決しようとする課題」の項で
図１３を用いて説明した原理によると考えられる。すな
わち、比較的低い濃縮度では、例えば図１３の実線のよ
うにＨ／Ｕ比−無限増倍率の特性曲線が表されるため、
短尺棒偏在とウォータチャンネル偏心との両方を行うと
Ｈ／Ｕ比が（例えばｘ2となって）最適値ｘ1より高くな
りすぎ、無限増倍率がかえって減少してしまう。これに
対し、平均濃縮度が比較的高い領域（約３．９重量％以
上）では、図５に示すようにウォータチャンネル１０２
の偏心と第２の燃料棒１０１ｂの偏在の両方を行った太
実線アの場合のほうが、細実線イよりも無限増倍率が高
くなる。これは、この場合には、上記と異なり例えば図
１３の破線のようにＨ／Ｕ比−無限増倍率の特性曲線が
表されるため、短尺棒偏在とウォータチャンネル偏心と
の両方を行ってＨ／Ｕ比を例えばｘ2にしたほうが無限
増倍率がより増加するからである。

【００３７】本実施形態の燃料集合体２００は、平均濃
縮度が３．９重量％となっていることにより、ウォータ
チャンネル１０２の偏心に加えて短尺の第２の燃料棒１
０１ｂの偏在を併せて実施することで、より大きな無限
増倍率を得られるような値ににＨ／Ｕ比を改善すること
ができる。

【００３８】（２）熱的余裕の確保 図４のように９行９列正方格子状配列中に３行３列格子
分の角型ウォータチャンネル１０２を偏心させて配置す
ると、ウォータチャンネル１０２の反制御棒側コーナー
部近傍には２列分の格子位置しかない。そのため、もし
第２の燃料棒１０１ｂを従来構造のようにウォータチャ
ンネル１０２の隣接位置や格子状配列最外周に配置不可
とすると、反制御棒側領域における第２の燃料棒１０１
ｂを配置できる場所が極めて限定されることとなり、第
２の燃料棒１０１ｂを反制御棒側領域に偏らせて配置す
るのが困難となる。この結果、ウォータチャンネル１０
２を偏心させること自体が難かしくなる。これに対して
本実施形態の燃料集合体２００では、第２の燃料棒１０
１ｂをウォータチャンネル１０２の隣接位置に配置する
ことによって、第２の燃料棒１０１ｂを反制御棒側に容
易に配置できるようにし、これによって容易にウォータ
チャンネル１０２の偏心構造を実現できる。なおこのと
き、一般に、燃料集合体がＤ格子炉心に配置される場合
は、ギャップ水領域の差に基づき、反制御棒側領域の出
力が制御棒側領域の出力よりもともと相対的に低くなる
性質があるため、反制御棒側領域の燃料棒はドライアウ
トしにくい。したがって、上記のようにウォータチャン
ネル１０２に隣接して第２の燃料棒１０１ｂを配置して
も、まわりの燃料棒１０１ａの熱的余裕を十分に確保で
きる。

【００３９】以上説明したように、本実施形態の燃料集
合体２００によっても、第１の実施形態と同様、平均濃
縮度３．９重量％以上に高濃縮度化された構造において
Ｈ／Ｕ比を最適化し燃料経済性の向上を図ることができ
る。また、炉停止余裕を向上することができる。さらに
このとき、熱的余裕を充分に確保しつつＨ／Ｕ比を最適
化することができる。

【００４０】なお、上記第２の実施形態においては、第
２の燃料棒１０１ｂの反制御棒側領域と制御棒側領域と
の本数差が２本であったが、これに限られず、１本とす
ることも考えられる。この第１の変形例の構造を図６に
示す。図６において、この第１の変形例の燃料集合体２
００Ａは、第２の燃料棒１０１ｂが反制御棒側領域に４
本、制御棒側領域に３本が配置され、その本数差が１本
となっている。この第１の変形例によれば、第２の燃料
棒１０１ｂの本数差が２本から１本になった分Ｈ／Ｕ比
最適化の効果が若干低下する可能性はあるが、定性的に
は第２の実施形態とほぼ同様の効果を得ることができ
る。

【００４１】また、上記第１の変形例とは逆に、第２の
燃料棒１０１ｂの反制御棒側領域と制御棒側領域との本
数差を２本より大きくする変形例も考えられる。これら
第２及び第３の変形例の構造を図７及び図８に示す。こ
れらはどちらも本数差を５本とする場合の例であるが、
図７の第２の変形例による燃料集合体２００Ｂにおいて
は、第２の燃料棒１０１ｂが反制御棒側領域に６本、制
御棒側領域に１本配置されているのに対し、図８の第３
の変形例による燃料集合体２００Ｂにおいては、第２の
燃料棒１０１ｂが反制御棒側領域に７本、制御棒側領域
に２本となっている点で異なる。これら第２及び第３の
変形例によっても、第２の実施形態と同様の効果を得る
ことができる。

【００４２】また、上記第２の変形例に対し、第２の燃
料棒１０１ｂの本数配分はそのままで配置位置のみを変
える変形例も考えられる。この第４の変形例の構造を図
９に示す。図９において、この第４の変形例の燃料集合
体２００Ｄは、図７の燃料集合体２００Ｂと同様に第２
の燃料棒１０１ｂが反制御棒側領域に６本、制御棒側領
域に１本が配置されているが、反制御棒側領域における
第２の燃料棒１０１ｂの配置位置が異なり、４本の第２
の燃料棒１０１ｂが正方格子状配列の最外周に配置され
チャンネルボックス１０３に隣接している。この変形例
によっても、第２の変形例と同様に、第２の実施形態と
同様の効果を得る。なおこのとき、従来構造のように格
子状配列最外周に第２の燃料棒１０１ｂを配置不可とし
ないことにより、熱的余裕を確保しつつ容易にウォータ
チャンネル１０２の偏心構造を実現している。

【００４３】本発明の第３の実施形態を図１０及び図１
１により説明する。本実施形態は１０行１０列の正方格
子状に燃料棒を配列した燃料集合体に本発明を適用した
場合の実施形態である。本実施形態による沸騰水型原子
炉用燃料集合体の構造を表す横断面図を図１０に示す。
この図１０は第１の実施形態の図１に、第２の実施形態
の図４にほぼ相当する図である。

【００４４】この図１０において、本実施形態の燃料集
合体３００は、配列される燃料棒の本数が増えただけで
基本的には第２の燃料集合体２００と類似の構造であ
る。すなわち、燃料集合体３００は、沸騰水型原子炉Ｄ
格子炉心の単位セル３０７に装荷されるものであり、１
０行１０列の正方格子状に配列され内部に燃料物質とし
てのウラン−２３５が充填された９１本の燃料棒３０１
と、正方格子状配列の中央部近傍の水の量を増やすのを
目的として燃料棒３０１が９本配列可能な領域に配置さ
れた１本の角型ウォータチャンネル３０２と、これら燃
料棒３０１及び角型ウォータチャンネル３０２により形
成される燃料バンドルの周囲を囲むチャンネルボックス
３０３とを備えている。

【００４５】燃料棒３０１は、燃料有効長が通常長さで
ある８３本の第１の燃料棒３０１ａと、燃料有効長が第
１の燃料棒３０１ａよりも短いいわゆる短尺燃料棒であ
る８本の第２の燃料棒３０１ｂとから構成されている。
またこれら燃料棒３０１は、濃縮度分布が異なる複数種
類の燃料棒から構成されており、各種類ごとに適宜軸方
向の濃縮度分布を設けたり各種燃料棒の配置を適宜工夫
することにより軸方向・径方向出力ピーキングの平坦化
が図られている。そしてこのとき、燃料集合体３００に
おける平均濃縮度は３．９重量％以上となっている。ま
た、燃料集合体内部を鉛直方向の境界面３１０によって
制御棒３０８側にある制御棒領域とその反対側にある反
制御棒側領域とに２分したとき、反制御棒側領域には６
本の第２の燃料棒３０１ｂが配置されているのに対し、
制御棒側領域には２本の第２の燃料棒３０１ｂしか配置
されておらず、その本数の差が４本となっている。また
角型ウォータチャンネル３０２は境界面３１０よりも反
制御棒側に若干偏心している。

【００４６】本実施形態によっても、第２の実施形態と
ほぼ同様の原理により、ギャップ水領域３１３，３１４
の面積差に基づくＨ／Ｕ比の不均一を、第２の燃料棒３
０１ｂの偏在と角型ウォータチャンネル３０２の偏心と
によって改善し、Ｈ／Ｕ比を最適化できるので、燃料経
済性の向上を図ることができる。また、炉停止余裕を向
上することができる。

【００４７】なお、上記第３の実施形態では、角型ウォ
ータチャンネル３０２は境界面３１０から偏心してはい
たが、それほど大きな偏心ではなく、角型ウォータチャ
ンネル３０２の一部は境界面３１０にまたがっていた。
しかしこれに限られず、角型ウォータチャンネル３０２
をもっと反制御棒側に偏心させてもよい。この変形例の
構造を図１１に示す。図１１において、この変形例の燃
料集合体３００Ａは、第３の実施形態の燃料集合体３０
０において、第２の燃料棒３０１ｂの配置を全く変えず
に、角型ウォータチャンネル３０２のみを正方格子状配
列の１列分だけ反制御棒側にさらに偏心させたものであ
る。本変形例によっても、第３の実施形態の燃料集合体
３００と同様の効果を得ることができる。またこのと
き、２本の第２の燃料棒３０１ｂが角型ウォータチャン
ネル３０２と隣接しているが、第２の実施形態の燃料集
合体２００同様、このときのまわりの燃料棒３０１ａの
熱的余裕は十分に確保することができる。

【００４８】なお、上記第１〜第３の実施形態において
は、角型ウォータチャンネル１０２，２０２，３０２は
いずれも９本の第２の燃料棒１０１ｂ，２０１ｂ，３０
１ｂが配列可能な領域に配置されていたが、これに限ら
れず、少なくとも１本の第２の燃料棒１０１ｂ，２０１
ｂ，３０１ｂが配列可能な領域に配置すれば足りる。こ
れらの場合も同様の効果を得る。

【００４９】

【発明の効果】本発明によれば、反制御棒側領域に偏ら
せる第２の燃料棒の本数を適宜調整することで、この変
動に対応して常にＨ／Ｕ比を最適化することができる。
したがって、例えば平均濃縮度３．９重量％以上に高濃
縮度化された燃料集合体においても、Ｈ／Ｕ比を最適化
することができ、燃料経済性の向上を図ることができ
る。また、Ｈ／Ｕ比を常に最適化することができるの
で、制御棒側と反制御棒側との濃縮度差を縮小し反制御
棒側の濃縮度を低下させることができる。したがって、
冷温停止時における出力増大を抑制でき、炉停止余裕を
向上できる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の第１の実施形態による沸騰水型原子炉
用燃料集合体の構造を表す横断面図である。

【図２】図１中II−II断面による縦断面図である。

【図３】反制御棒側領域と制御棒側領域における第２の
燃料棒の本数差を変化させたときの、局所出力因子な変
化幅を解析した結果を示した図である。

【図４】本発明の第２の実施形態による沸騰水型原子炉
用燃料集合体の構造を表す横断面図である。

【図５】燃料集合体平均濃縮度を種々変化させたときの
無限増倍率の挙動を解析した結果を示した図である。

【図６】第２の実施形態の第１の変形例による沸騰水型
原子炉用燃料集合体の構造を表す横断面図である。

【図７】第２の実施形態の第２の変形例による沸騰水型
原子炉用燃料集合体の構造を表す横断面図である。

【図８】第２の実施形態の第３の変形例による沸騰水型
原子炉用燃料集合体の構造を表す横断面図である。

【図９】第２の実施形態の第４の変形例による沸騰水型
原子炉用燃料集合体の構造を表す横断面図である。

【図１０】本発明の第３の実施形態による沸騰水型原子
炉用燃料集合体の構造を表す横断面図である。

【図１１】第３の実施形態の変形例による沸騰水型原子
炉用燃料集合体の構造を表す横断面図である。

【図１２】一般的な沸騰水型原子炉炉心の部分構造を表
す概念的横断面図である。

【図１３】Ｈ／Ｕ比−無限増倍率の特性曲線を示す図で
ある。

【図１４】短尺燃料棒を設ける従来構造を表す横断面図
である。

【図１５】水ロッド領域を狭いギャップ水領域に近づけ
た従来構造を表す横断面図である。

【図１６】図１５と同様の構造を１０行１０列正方格子
状配列で実現した場合の横断面図である。

【符号の説明】

１００ 燃料集合体 １０１ 燃料棒 １０１ａ 第１の燃料棒 １０１ｂ 第２の燃料棒 １０２ 角型ウォータチャンネル １０４ａ ガイドポスト １０８ 制御棒 １０９ チャンネルファスナー １１０ 境界面 １１１ 制御棒側領域 １１２ 反制御棒側領域 ２００ 燃料集合体 ２００Ａ〜Ｄ 燃料集合体 ３００ 燃料集合体 ３０１ 燃料棒 ３０１ａ 第１の燃料棒 ３０１ｂ 第２の燃料棒 ３０２ 角型ウォータチャンネル ３０８ 制御棒 ３１０ 境界面 ３００Ａ〜Ｄ 燃料集合体

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】９行９列以上の正方格子状に配列された複
   数本の燃料棒と、該燃料棒が１本以上配列可能な領域に
   配置された少なくとも１本の角型ウォータチャンネル
   と、チャンネルファスナーを固定するために制御棒側に
   設けられるガイドポストとを備え、かつ前記複数本の燃
   料棒が、複数本の第１の燃料棒と、該第１の燃料棒より
   燃料有効長が短い複数本の第２の燃料棒とを含んでいる
   沸騰水型原子炉用燃料集合体において、 燃料集合体内部を制御棒側領域と反制御棒側領域とに２
   分したとき、前記反制御棒側領域に配置される前記第２
   の燃料棒の本数を、前記制御棒側領域に配置される前記
   第２の燃料棒の本数よりも多くしたことを特徴とする沸
   騰水型原子炉用燃料集合体。
2. 【請求項２】請求項１記載の沸騰水型原子炉用燃料集合
   体において、前記反制御棒側領域に配置される前記第２
   の燃料棒の本数と、前記制御棒側領域に配置される前記
   第２の燃料棒の本数との差を、２本以上とすることを特
   徴とする沸騰水型原子炉用燃料集合体。
3. 【請求項３】請求項１記載の沸騰水型原子炉用燃料集合
   体において、前記角型ウォータチャンネルは、燃料集合
   体内部を制御棒側領域と反制御棒側領域とに２分する境
   界面から反制御棒側に偏心して配置されていることを特
   徴とする沸騰水型原子炉用燃料集合体。
4. 【請求項４】請求項３記載の沸騰水型原子炉用燃料集合
   体において、前記反制御棒側領域に配置される前記第２
   の燃料棒のうち少なくとも１本は、前記角型ウォータチ
   ャンネルに隣接して配置されているか又は前記正方格子
   状配列の最外周に配置されていることを特徴とする沸騰
   水型原子炉用燃料集合体。