JP4138763B2

JP4138763B2 - 加圧水型原子炉の燃料集合体及び燃料集合体の設計方法

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Publication number: JP4138763B2
Application number: JP2005052759A
Authority: JP
Inventors: 学濱崎; 雅也星; 士郎田淵
Original assignee: Mitsubishi Heavy Industries Ltd
Current assignee: Mitsubishi Heavy Industries Ltd
Priority date: 2005-02-28
Filing date: 2005-02-28
Publication date: 2008-08-27
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Description

本発明は、加圧水型原子炉の燃料集合体及び燃料集合体の設計方法に関し、特に、燃料ペレットの太径化による反応度の向上を図ったものである。

加圧水型原子炉（ＰＷＲ：Pressurized Water Reactor）では、軽水を原子炉冷却材及び中性子減速材として使用し、炉心全体にわたって沸騰しない高温高圧水とし、この高温高圧水を蒸気発生器に送って熱交換により蒸気を発生させ、この蒸気をタービン発電機へ送って発電するものである。

このような加圧水型原子炉にて、原子炉容器内には、複数の燃料棒の間に所定数の制御棒が挿入されて格子状に配列された燃料集合体が所定数格納されている。この燃料集合体は、例えば、１７×１７の正方配列を形成する燃料棒２６４本、炉内計装用案内シンブル１本、制御棒案内シンブル２４本より構成されている。そして、この燃料棒は、低濃縮二酸化ウランの焼結ペレットをジルカロイ被覆管に挿入し、ヘリウムを加圧封入した密封構造となっている。

ところで、原子炉では、炉心寿命が燃料棒の燃焼特性から推定されるものであり、高燃焼度化を図るために燃料棒の性能を向上させる各種の提案がなされている。例えば、下記特許文献１では、被覆管内に多数の二酸化ウランペレットを積重し、上部端栓と下部端栓により内部を密封し、下部端栓内に設けた中空部を被覆管の内部と連通することでガス空間容積を拡大し、高燃焼度化運転を可能としている。

特開平１１−１４２５６０号公報

燃料集合体の燃焼度は、燃料棒の性能に依存するものであり、炉心熱出力、運転期間、最高燃焼度などから燃料装荷重量が決定され、この燃料装荷重量から燃料棒の本数、長さ、直径（ペレットの直径）が決まり、ウランと軽水との比率と燃料経済性の関係から燃料棒ピッチが決定されるようになっている。この場合、ペレットの直径は、ウランと軽水との比率に基づく減速率から設定されるが、常に燃料経済性の向上が要請され、燃料の反応度の向上が望まれている。

本発明は上述した課題を解決するものであり、燃料ペレットの直径の最適化によって反応度を向上させることで炉心寿命を延長可能とした加圧水型原子炉の燃料集合体及び燃料集合体の設計方法を提供することを目的とする。

上記の目的を達成するための請求項１の発明の加圧水型原子炉の燃料集合体は、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットがジルコニウム合金製の被覆管に充填されて燃料棒が形成され、該燃料棒が複数格子状に束ねられて構成された加圧水型原子炉の燃料集合体において、原子炉の定格熱出力と運転期間及び最高燃焼度制限によって決定される燃料装荷量に基づき出力ピーキング係数を考慮して燃料の健全性を確保するように前記燃料ペレットの外径が設定され、この設定された外径を基準として前記燃料ペレットの外径が増加することで前記燃料集合体に装荷された前記ウランの重量増加が生じ、前記ウランの重量増加に伴う燃焼度の低下による反応度の増加分が、前記燃料ペレットの外径の増加による減速材の減少がもたらす減速不足によって生じる反応度の低下分を上回る太径化利得領域が求まり、前記反応度が上回る太径化利得領域内で前記燃料ペレットの外径が設定されたことを特徴とするものである。

請求項２の発明の加圧水型原子炉の燃料集合体では、前記反応度が上回る太径化利得領域は、前記燃料ペレットの外径の増加によってバッチ燃焼度が低下しても、その相対的な低下分を上回ってサイクル燃焼度を低下させる領域であることを特徴としている。

請求項３の発明の加圧水型原子炉の燃料集合体は、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットがジルコニウム合金製の被覆管に充填されて燃料棒が形成され、該燃料棒が複数格子状に束ねられて構成された加圧水型原子炉の燃料集合体において、前記複数の燃料棒が１７×１７の正方格子状で、燃料棒ピッチが１２．６ｍｍに配列された場合、前記燃料ペレットの外径を８．２５ｍｍより大きく、且つ、８．６２ｍｍ以下に設定したことを特徴とするものである。

請求項４の発明の加圧水型原子炉の燃料集合体は、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットがジルコニウム合金製の被覆管に充填されて燃料棒が形成され、該燃料棒が複数格子状に束ねられて構成された加圧水型原子炉の燃料集合体において、前記複数の燃料棒が１５×１５の正方格子状で、燃料棒ピッチが１４．３ｍｍに配列された場合、前記燃料ペレットの外径を９．３５ｍｍより大きく、且つ、１０．１１ｍｍ以下に設定したことを特徴とするものである。

請求項５の発明の加圧水型原子炉の燃料集合体は、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットがジルコニウム合金製の被覆管に充填されて燃料棒が形成され、該燃料棒が複数格子状に束ねられて構成された加圧水型原子炉の燃料集合体において、前記複数の燃料棒が１４×１４の正方格子状で、燃料棒ピッチが１４．１ｍｍに配列された場合、前記燃料ペレットの外径を９．３５ｍｍより大きく、且つ、９．６４ｍｍ以下に設定したことを特徴とするものである。

請求項６の発明の燃料集合体の設計方法は、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットがジルコニウム合金製の被覆管に充填されて燃料棒が形成され、該燃料棒が複数格子状に束ねられて構成された加圧水型原子炉の燃料集合体において、原子炉の定格熱出力と運転期間及び最高燃焼度制限によって決定される燃料装荷量に基づき出力ピーキング係数を考慮して燃料の健全性を確保するように前記燃料ペレットの外径が設定され、この設定された外径を基準として前記燃料ペレットの外径を増加させることで前記燃料集合体に装荷した前記ウランの重量を増加させ、前記ウランの重量増加に伴う燃焼度の低下による反応度の増加分が、前記燃料ペレットの外径の増加による減速材の減少がもたらす減速不足によって生じる反応度の低下分を上回る太径化利得領域を求め、前記反応度が上回る太径化利得領域内で前記燃料ペレットの外径を設定したことを特徴とするものである。

請求項７の発明の燃料集合体の設計方法では、前記反応度が上回る太径化利得領域は、前記燃料ペレットの外径の増加によってバッチ燃焼度が低下しても、その相対的な低下分を上回ってサイクル燃焼度を低下させる領域であることを特徴としている。

請求項１の発明の加圧水型原子炉の燃料集合体によれば、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットをジルコニウム合金製の被覆管に充填して燃料棒を形成し、この燃料棒を複数格子状に束ねて燃料集合体を構成し、原子炉の定格熱出力と運転期間及び最高燃焼度制限によって決定される燃料装荷量に基づき出力ピーキング係数を考慮して燃料の健全性を確保するように燃料ペレットの外径を設定し、この設定された外径を基準として燃料ペレットの外径が増加することでこの燃料集合体に装荷されたウランの重量増加が生じ、このウランの重量増加に伴う燃焼度の低下による反応度の増加分が、燃料ペレットの外径の増加による減速材の減少がもたらす減速不足によって生じる反応度の低下分を上回る太径化利得領域が求まり、この反応度が上回る太径化利得領域内で燃料ペレットの外径が設定されている。燃料ペレットの外径を大きくすると、減速材の量の減少により減速が悪化して反応度が低下するが、ウラン装荷量が増加して燃焼度が低下するために反応度が増加するものであり、この両者の関係において、燃料ペレットの外径の増加、即ち、ウラン重量の増加による反応度の増加分が減速材の減少がもたらす減速不足による反応度の低下分を上回る領域があり、この領域内で燃料ペレットの外径を設定することで燃料ペレットの直径が最適化され、反応度が増加して炉心寿命を延長させることができる。

請求項２の発明の加圧水型原子炉の燃料集合体によれば、反応度が上回る太径化利得領域を、燃料ペレットの外径の増加によってバッチ燃焼度が低下しても、その相対的な低下分を上回ってサイクル燃焼度を低下させる領域としたので、燃料ペレットの直径の増加によるバッチ燃焼度の低下分を、サイクル燃焼度の低下分が上回る領域は、燃料棒の取替本数を減少させる領域であり、経済性を向上させることができる。

請求項３の発明の加圧水型原子炉の燃料集合体によれば、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットをジルコニウム合金製の被覆管に充填して燃料棒を形成し、この燃料棒を複数格子状に束ねて構成された燃料集合体を構成し、複数の燃料棒が１７×１７の正方格子状で、燃料棒ピッチが１２．６ｍｍに配列された場合、燃料ペレットの外径を８．２５ｍｍより大きく、且つ、８．６２ｍｍ以下に設定したので、１７×１７型の燃料集合体にて、燃料ペレットの直径が最適化され、反応度を増加させることができる。

請求項４の発明の加圧水型原子炉の燃料集合体によれば、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットをジルコニウム合金製の被覆管に充填して燃料棒を形成し、この燃料棒を複数格子状に束ねて構成された燃料集合体を構成し、複数の燃料棒が１５×１５の正方格子状で、燃料棒ピッチが１４．３ｍｍに配列された場合、燃料ペレットの外径を９．３５ｍｍより大きく、且つ、１０．１１ｍｍ以下に設定したので、１５×１５型の燃料集合体にて、燃料ペレットの直径が最適化され、反応度を増加させることができる。

請求項５の発明の加圧水型原子炉の燃料集合体によれば、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットをジルコニウム合金製の被覆管に充填して燃料棒を形成し、この燃料棒を複数格子状に束ねて構成された燃料集合体を構成し、複数の燃料棒が１４×１４の正方格子状で、燃料棒ピッチが１４．１ｍｍに配列された場合、燃料ペレットの外径を９．３５ｍｍより大きく、且つ、９．６４ｍｍ以下に設定したので、１４×１４型の燃料集合体にて、燃料ペレットの直径が最適化され、反応度を増加させることができる。

請求項６の発明の燃料集合体の設計方法によれば、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットをジルコニウム合金製の被覆管に充填して燃料棒を形成し、この燃料棒を複数格子状に束ねて構成された燃料集合体を構成し、原子炉の定格熱出力と運転期間及び最高燃焼度制限によって決定される燃料装荷量に基づき出力ピーキング係数を考慮して燃料の健全性を確保するように燃料ペレットの外径を設定し、この設定された外径を基準として燃料ペレットの外径を増加させることで燃料集合体に装荷したウランの重量を増加させ、このウランの重量増加に伴う燃焼度の低下による反応度の増加分が、燃料ペレットの外径の増加による減速材の減少がもたらす減速不足によって生じる反応度の低下分を上回る太径化利得領域を求め、この反応度が上回る太径化利得領域内で燃料ペレットの外径を設定している。燃料ペレットの外径を大きくすると、減速材の量の減少により減速が悪化して反応度が低下するが、ウラン装荷量が増加して燃焼度が低下するために反応度が増加するものであり、この両者の関係において、燃料ペレットの外径、即ち、ウラン重量の増加による反応度の増加分が減速材の減少がもたらす減速不足による反応度の低下分を上回る領域があり、この領域内で燃料ペレットの外径を設定することで燃料ペレットの直径が最適化され、反応度が増加して炉心寿命を延長させることができる。

請求項７の発明の燃料集合体の設計方法によれば、反応度が上回る太径化利得領域を、燃料ペレットの外径の増加によってバッチ燃焼度が低下しても、その相対的な低下分を上回ってサイクル燃焼度を低下させる領域としたので、燃料ペレットの直径の増加によるバッチ燃焼度の低下分を、サイクル燃焼度の低下分が上回る領域は、燃料棒の取替本数を減少させる領域であり、経済性を向上させることができる。

以下に添付図面を参照して、本発明に係る加圧水型原子炉の燃料集合体及び原子炉の好適な実施例を詳細に説明する。なお、この実施例によりこの発明が限定されるものではない。

図１は、本発明の実施例１に係る加圧水型原子炉を有する発電設備の概略構成図、図２は、実施例１の加圧水型原子炉の内部構造を表す概略構成図、図３は、加圧水型原子炉の炉心構造を表す概略図、図４は、実施例１の加圧水型原子炉の燃料集合体の概略構成図、図５は、実施例１の加圧水型原子炉の燃料集合体における配列構成を表す概略断面図、図６は、実施例１の加圧水型原子炉の燃料集合体における燃料棒の一部断面図、図７は、実施例１の加圧水型原子炉の燃料集合体における燃料棒の詳細を表す要部断面図、図８は、１７×１７型燃料集合体の燃焼度に対する中性子増倍率を表すグラフ、図９は、燃料ペレット直径に対する中性子増倍率を表すグラフ、図１０は、燃料ペレット直径に対するサイクル燃焼度及びバッチ燃焼度の低下割合を表すグラフ、図１１は、燃料ペレット直径の最適領域を表すグラフである。

実施例１の原子炉は、軽水を原子炉冷却材及び中性子減速材として使用し、炉心全体にわたって沸騰しない高温高圧水とし、この高温高圧水を蒸気発生器に送って熱交換により蒸気を発生させ、この蒸気をタービン発電機へ送って発電する加圧水型原子炉（ＰＷＲ：Pressurized Water Reactor）である。

即ち、この加圧水型原子炉を有する発電設備において、図１に示すように、原子炉格納容器１１内には、加圧水型原子炉１２及び蒸気発生器１３が格納されており、この加圧水型原子炉１２と蒸気発生器１３とは冷却水配管１４，１５を介して連結されており、冷却水配管１４に加圧器１６が設けられ、冷却水配管１５に冷却水ポンプ１７が設けられている。この場合、減速材及び一次冷却水としてとして軽水を用い、炉心部における一次冷却水の沸騰を抑制するために、一次冷却系統は加圧器１６により１５０〜１６０気圧程度の高い圧力をかけている。従って、加圧水型原子炉１２にて、燃料として低濃縮ウランまたはＭＯＸにより一次冷却水として軽水が加熱され、高温の軽水が加圧器１６により所定の高圧に維持した状態で冷却水配管１４を通して蒸気発生器に送られる。この蒸気発生器１３では、高圧高温の軽水と二次冷却水としての水との間で熱交換が行われ、冷やされた軽水は冷却水配管１５を通して加圧水型原子炉１２に戻される。

蒸気発生器１３は、原子炉格納容器１１の外部に設けられたタービン１８及び復水器１９と冷却水配管２０，２１を介して連結されており、冷却水配管２１に給水ポンプ２２が設けられている。また、タービン１８には発電機２３が接続され、復水器１９には冷却水（例えば、海水）を給排する供給管２４及び配水管２５が連結されている。従って、蒸気発生器１３にて、高圧高温の軽水と熱交換を行って生成された蒸気は、冷却水配管２０を通してタービン１８に送られ、この蒸気によりタービン１８を駆動して発電機２３により発電を行う。タービン１８を駆動した蒸気は、復水器１９で冷却された後、冷却水配管２１を通して蒸気発生器１３に戻される。

また、加圧水型原子炉１２において、図２及び図３に示すように、原子炉容器３１は、その内部に炉内構造物が挿入できるように、原子炉容器本体３２とその上部に装着される原子炉容器蓋３３により構成されており、この原子炉容器本体３２に対して原子炉容器蓋３３が開閉可能となっている。原子炉容器本体３２は、上部が開口して下部閉塞された円筒形状をなし、内面に熱遮蔽材３４が固定されており、上部に一次冷却水（軽水）を給排する入口ノズル３５及び出口ノズル３６が形成されている。

この原子炉容器本体３２内にて、上下の炉心板３７，３８により炉心３９が形成されており、内部に多数の燃料集合体４０が挿入されている。この炉心３９は、燃料の取替順序考慮して３乃至４つの領域（新燃料、１サイクル照射燃料、２サイクル照射燃料、３サイクル照射燃料）に区分されており、且つ、９０度の対称性を維持するように設計されている。本実施例では、１７×１７型の燃料集合体４０の形式に設計されており、各燃料集合体の集合体ピッチＰ₁は、２１５ｍｍに設定されている。また、上部炉心板３７の上部には支柱４１を介して上部炉心支持板４２が固定され、この上部炉心支持板４２と上部炉心板３７との間に多数の制御棒クラスタ案内管４３が支持されている。更に、原子炉容器蓋３３に制御棒駆動装置４５が支持されており、各制御棒クラスタ駆動軸４６は制御棒クラスタ案内管４３内を通って燃料集合体４０まで延出され、下部に制御棒クラスタ（制御棒）４７が取付けられている。

一方、下部炉心板３８の下部には下部炉心支持板４８が固定され、この下部炉心支持板４８に炉内計装案内管４９が支持されている。

従って、制御棒駆動装置４５により制御棒クラスタ４７を移動して燃料集合体４０に図示しない制御棒を挿入することで、炉心３９内での核***を制御し、発生した熱エネルギーにより原子炉容器３１内に充填された軽水が加熱され、高温の軽水が出口ノズル３６から排出され、上述したように、蒸気発生器１３に送られる。即ち、燃料集合体４０を構成する燃料としてのウランまたはプルトニウムが核***することで中性子を放出し、減速材及び一次冷却水としての軽水が、放出された高速中性子の運動エネルギを低下させて熱中性子とし、新たな核***を起こしやすくすると共に、発生した熱を奪って冷却する。また、制御棒クラスタ４７を燃料集合体４０に挿入することで、炉心３９内で生成される中性子数を調整し、また、原子炉を緊急に停止するときには炉心に急速に挿入される。

この燃料集合体４０は、図４及び図５に示すように、多数の燃料棒５１が支持格子５２により格子状に束ねられて構成され、上端部に上部ノズル５３が固定される一方、下端部に下部ノズル５４が固定されている。なお、図５では、煩雑になるため、燃料棒５１間の格子部分を省略し、外周部のみ模式的に図示した。本実施例の燃料集合体４０は１７×１７型であり、２６４本の燃料棒５１と、制御棒４７が挿入される２４本の制御棒案内シンブル５５と、図示しない炉内計装用検出器が挿入される１本の炉内計装用案内シンブル５６とからなっており、各燃料棒５１の燃料棒ピッチＰ₂は、１２．６ｍｍに設定されている。

そして、燃料棒５１において、図６に示すように、燃料ペレット６１は、核***性物質としてのウラン２３５を５％以下に濃縮した二酸化ウランを焼き固め、ペレット状に形成したものである。燃料被覆管６２はジルコニウム合金製であり、内部に所定数の燃料ペレット６１が充填され、上部にスプリング６３が装着されることで押さえられると共に、内部にヘリウムガスが充填された状態で、上端部及び下端部に端栓６４，６５が固定されることで、燃料棒５１が形成されている。

ところで、上述した加圧水型原子炉１２にあっては、この原子炉が所定期間にわたって定格熱出力が維持できるようにするため、炉心熱出力、運転期間、燃料集合体の最高燃焼度を設定し、ここから必要な燃料装荷重量が決定される。そして、燃料の健全性を維持できる最大線出力密度を満足できるように出力ピーキング係数を考慮して燃料棒の本数、長さが決まり、燃料装荷重量と本数から燃料棒の直径が決まる。その後、燃料被覆管を適切に選定し、燃料棒のふるまい（照射成長、ペレット変形、ペレット温度、被覆管変形、ＦＰガス放出、被覆管腐食）を考慮して運転時の異常な過度変化時においても燃料の健全性が確保されるように、燃料被覆管の内径及び外径が決定される。一方、軽水対ウランの体積比（Ｈ／Ｕ比）と燃料経済性（中性子増倍率）の関係は、Ｈ／Ｕ比がある値になると中性子増倍率が極大値をもつような上に凸なカーブとなり、加圧水型原子炉においては、減速材（軽水）温度が上昇したときに中性子増倍率が低下するように最適値よりも左側、つまり、Ｈ／Ｕ比が更に大きくなると、中性子増倍率が増加する領域で燃料棒ピッチを選定している。このことは、「軽水炉燃料のふるまい」第２７頁（財団法人原子力安全研究協会軽水炉燃料のふるまい編集委員会第４版平成１５年７月）に記載されている。そのため、一旦、燃料棒ピッチが選定されると、炉心内での取り合いが確定されるため、最適化できる燃料棒の直径の範囲は非常に限定される。

一般に、燃料棒のピッチを固定した条件で、燃料棒（燃料ペレット）の直径を大きくすると、Ｈ／Ｕ比が低下、即ち、減速材が減少して減速が悪くなり、反応度が低下するものと考えられている。ところが、燃料集合体の寿命中の発生熱量を一定にした場合、燃料棒（燃料ペレット）の直径を大きくすると、ウラン装荷量が増加するため、取り出し燃焼度が低下することにより反応度が増加する領域がある。

本出願人による燃料集合体の設計方法では、燃料経済性（中性子増倍率）を向上させるための燃料棒（燃料ペレット）の最適化に際し、燃料集合体から取り出す熱量を一定とした条件のもとで、この燃料棒の直径や燃料ペレットの直径を変化させてＨ／Ｕ比が変化したときに、燃料の重量が変動することによる燃焼度の変化を考慮して中性子増倍率を評価する。これにより、燃料棒ピッチが一定の条件では、燃料棒や燃料ペレットの直径が変化すると、中性子増倍率を評価する燃焼度が変化するため、Ｈ／Ｕ比対中性子増倍率のカーブがずれてくる。例えば、燃料棒及び燃料ペレットを太径化すると、同一の取り出し熱量の下では燃焼度が低下するために中性子増倍率は大きくなる。即ち、燃料棒及びペレットの直径を変化させる前のＨ／Ｕ比対中性子増倍率のカーブよりも大きい値をとるようになる。この結果、従来、設計点よりも燃料集合体から取り出す熱量一定の下では燃料棒及び燃料ペレットをある範囲で太径化したときに、中性子増倍率が増加する領域があることが判明した。

詳細に説明すると、加圧水型原子炉の炉心は、基本的に単一種（濃縮度）の燃料で構成することができ、その燃料の反応度特性から炉心寿命に関する特性が推定できる。そのための基本となるパラメータが「当該燃料で構成される炉心のサイクル末期における全燃料集合体の平均燃焼度」を与える「バッチ燃焼度」であり、サイクル末期で想定するほう素濃度残量、出力レベルの下でちょうど臨界を維持し得る燃焼度として定義される。これは、想定する炉心の大きさ（燃料集合体の体数）が変わると中性子の漏れが変わるために若干の影響を受けるが、基本的には「燃料の特性」量であって、個別炉心の特性ではない。炉心を構成する燃料集合体の濃縮度が高くなれば、バッチ燃焼度は高くなり、例えば、４．８ｗｔ％１７×１７型燃料であれば、バッチ燃焼度は約３４ＧＷｄ／ｔ前後となる。そして、加圧水型原子炉の炉心寿命は、炉心を構成する燃料全体の平均燃焼度が、このバッチ燃焼度に達した時点で終了すると考えて、ほぼ差し支えない。従って、一般には、バッチ燃焼度が高い燃料で構成される炉心の寿命は長くなる。あるいは、バッチ燃焼度の大きい燃料を用いることによって、同一炉心寿命を維持するための新燃料取替体数を少なくすることができる。

上述したバッチ燃焼度をＢ（ＭＷｄ／ｔ）、取替バッチ数（炉心内の燃料集合体の領域数）をｎ、確保可能なサイクル燃焼度（炉心寿命）をθ（ＭＷｄ／ｔ）とすると、以下のような関係がある。
Ｂ＝（ｎ＋１）／２・θ
この数式を変形すると、
ｎ＝２Ｂ／θ−１
となる。

この上記数式には燃料の濃縮度やウラン装荷量、更に炉心の出力レベルなどは直接に表れていない。これらは、バッチ燃焼度Ｂやサイクル燃焼度（炉心寿命）θの変化として考慮される。上記数式から、燃料設計を変えてバッチ燃焼度Ｂが低下したとしても、その相対的な低下分を上回ってサイクル燃焼度（炉心寿命）θを低下させることができれば、取替バッチ数ｎは増加することになる。この取替バッチ数ｎの増加は、取替燃料体数の減少と等価であり、同じサイクル長さの下で、より有利な燃料運用を図ることを可能とすることができ、経済性を向上することができる。

図７に示すように、燃料棒５１にて、直径Ｄ_pを有する燃料ペレット６１は、所定の隙間Ｇをもって燃料被覆管６２内に充填されており、この燃料被覆管６２は所定の厚さＴで外径Ｄ_rに設定されている。図８は、燃料集合体の燃焼度に対する中性子増倍率（相対値）を表すグラフであり、燃料ペレット６１の直径Ｄ_pを８．１９ｍｍ〜１１．００ｍｍまで変化させたときの中性子増倍率の変化度合を表している。なお、上述した従来の燃料集合体の設計方法で設定した燃料ペレット６１の直径Ｄ_pは８．１９ｍｍであり、４．８ｗｔ％１７×１７型燃料のバッチ燃焼度Ｂは３４２００ＭＷｄ／ｔであることから、燃料ペレット６１の直径Ｄ_p＝８．１９ｍｍにて、集合体燃焼度Ｂ＝３４２００ＭＷｄ／ｔのときの中性子増倍率ｋ∞（相対値）を１．０と設定している。また、燃料ペレット６１の直径Ｄ_pを変化させたとしても、燃料被覆管６２との隙間Ｇと燃料被覆管６２の厚さＴは変化しないものとして考える。

従って、図８のグラフに示すように、燃焼期間（集合体燃焼度）の増加によって中性子増倍率ｋ∞（反応度）は低下し、また、燃料ペレットの直径Ｄ_pを増加させると減速材量が減少するために中性子増倍率は低下する。バッチ燃焼度は、炉心を臨界にちょうど維持するために必要な反応度（中性子増倍率）を与える点であり、ペレット径を太くしてもｋ∞を評価する燃焼度をペレット径が８．１９ｍｍのときのバッチ燃焼度（Ｂ＝３４２００ＭＷｄ／ｔ）に固定すると、燃料ペレットの太径化によって中性子増倍率は単調に低下（図８のグラフの○印）する。この場合は、ペレット径を太径化しても燃焼度が同一になるようにサイクル長さを延長させたことになる。一方、サイクル長さを固定して考えた場合、燃料ペレットの太径化に伴うウラン重量の増加によってサイクル燃焼度は低下（図８のグラフの◇印）する。即ち、燃料ペレットを太径化してその直径Ｄ_pを燃料棒全長にわたってＤ₀からＤ₁に変更した場合、同じサイクル長さ（日数）を与えるサイクル燃焼度θ₀とθ₁には以下の関係が成立するため、燃料ペレットの太径化によってサイクル燃焼度は低下する。
θ₁／θ₀＝（Ｄ₀／Ｄ₁）²

なお、前述したように、炉心熱出力、運転期間、燃料集合体の最高燃焼度から燃料装荷重量が決定され、出力ピーキング係数を考慮して燃料棒の本数、長さが決まり、燃料装荷重量と本数から燃料棒の直径が決まり、燃料棒のふるまいを考慮して燃料被覆管の内径及び外径が決定され、ペレットの直径が燃料被覆管の内径及び外径と、ウランと軽水との比率に基づく減速率から設定されるものであり、この燃料ペレットの直径Ｄ₀は、この方法で設定されたものであり、また、ペレットの直径Ｄ₀に対応したサイクル燃焼度がθ₀である。

また、図９は、燃料ペレットの直径に対する中性子増倍率（相対値）を表すグラフである。図８のグラフから、ペレット直径Ｄ_p＝Ｄ₀＝８．１９のときに中性子増倍率ｋ∞（相対値）が１．０となる燃焼度（図８中のペレット直径Ｄ_p=Ｄ₀に対して描かれた曲線が、グラフ左上方から低下して、中性子増倍率ｋ∞（相対値）＝１．０の線と交わる燃焼度、即ち、ペレット直径Ｄ_pに対応するバッチ燃焼度）から、ペレット直径Ｄ_pの増加に伴うサイクル燃焼度の低下割合に沿って、中性子増倍率ｋ∞（相対値）を求めたものである。この中性子増倍率ｋ∞（相対値）が１．０を上回ることは、ペレット直径Ｄ_pを増加した時にｋ∞（相対値）が１．０に至る燃焼度（図８の各ペレット直径ごとに描かれた曲線が、グラフ左上方から低下して、中性子増倍率ｋ∞（相対値）＝１．０の線と交わる燃焼度、即ち、各ペレット直径Ｄ_pに対応するバッチ燃焼度）が、サイクル燃焼度の低下割合で減じた燃焼度よりも高いことを意味しており、バッチ燃焼度の低下割合が、サイクル燃焼度の低下割合よりも小さいことを意味するにほかならない。

そのため、この中性子増倍率（相対値）が増加することは、燃料ペレットの太径化を進めた際のバッチ燃焼度Ｂとサイクル燃焼度θの比（Ｂ／θ）が増加することと等価なものと考えることができる。従って、燃料ペレットの直径の増加に対するサイクル燃焼度の低下割合は、上記数式から次第に緩やかなものとなる傾向を持つことがわかる。一方、図１０は、図８のグラフを元にしてペレット直径に対するサイクル燃焼度及びバッチ燃焼度の低下割合を表すグラフである。バッチ燃焼度の変化は、この図１０に示すように、燃料ペレットの直径の増加に対して次第にその変化量が増える傾向を持つことがわかる。これは燃料ペレットの直径の増加量が増えると、減速材量の減少が加速され、反応度に与える影響は増加する傾向を持つためである。この両者を比較すると、燃料ペレットの太径化の程度が図１０に示す利得限界直径以下となる領域、即ち、太径化利得領域では、バッチ燃焼度の低下割合よりもサイクル燃焼度の低下割合の方が大きい、つまり、中性子増倍率が１．０以上となることがわかる。

図１１は、燃料ペレットに対する中性子増倍率（相対値）を表すグラフであり、特に、燃料ペレットの直径の最適領域を表すために図９のグラフの一部を拡大したグラフである。この図１１のグラフに示すように、燃料ペレットの直径Ｄ_pが８．１９ｍｍより大きく、８．６２ｍｍ以下の領域Ａ₁₇で、バッチ燃焼度Ｂとサイクル燃焼度θは各々低下するものの、その比（Ｂ／θ）は増加する。つまり、中性子増倍率の相対値が１．０を上回ることになり、この領域Ａ₁₇で燃料ペレットの太径化によって取替燃料体数を低減できるというメリットを出せることができる。

即ち、加圧水型原子炉１２にて、燃料棒５１が１７×１７の正方格子状で、燃料集合体ピッチＰ₁が２１５ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂が１２．６ｍｍに配列された燃料集合体４０において、燃料ペレット６１の直径Ｄ_pを８．１９ｍｍより大きく、且つ、８．６２ｍｍ以下に設定することで、この燃料ペレット６１の直径を最適化することができ、従来の燃料集合体よりも中性子増倍率を向上させ、反応度を向上することができる。この場合、燃料ペレット６１の直径Ｄ_pを、８．１９＜Ｄ_p≦８．６２ｍｍ設定したが、最適値は、Ｄ_p＝８．４０ｍｍである。

なお、１７×１７形式の燃料集合体では、設計上、燃料集合体ピッチＰ₁を２１５ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂を１２．６ｍｍとしたが、燃料集合体ピッチＰ₁については、寸法公差を±１ｍｍ程度、燃料棒ピッチＰ₂については、寸法公差を±０．１ｍｍ程度加味することが必要である。また、燃料ペレット６１と燃料被覆管６２との隙間Ｇを０．０８ｍｍ程度とし、ジルコニウム合金製の燃料被覆管６２の厚さを０．５７ｍｍ程度確保することが必要である。更に、燃料ペレット６１の直径Ｄ_pの下限値を、８．１９ｍｍより大きいものとしたが、寸法公差を考慮して８．２５ｍｍ以上とすることが望ましい。

このように実施例１の原子炉によれば、ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレット６１をジルコニウム合金製の燃料被覆管６２に充填して燃料棒５１を形成し、この燃料棒５１を複数格子状に束ねて燃料集合体４０を構成し、燃料集合体４０からの発生熱量を一定とした場合、燃料ペレット６１の外径が増加することで燃料集合体４０に装荷されたウランの重量が増加し、それに伴う燃焼度の低下による反応度の増加分が、この燃料ペレット６１の外径の増加によって起こる軽水（減速材）の量の減少による減速不足によって生じる反応度の低下分を上回る領域（太径化利得領域）Ａ₁₇を求め、この中性子増倍率が上回る領域Ａ₁₇内で燃料ペレット６１の直径を設定している。

燃料ペレット６１の外径を大きくすると、減速材としての軽水の量の減少により減速が悪化して反応度が低下するが、ウラン装荷量が増加して燃焼度が低下するために反応度が増加するものであり、この両者の関係において、燃料ペレット６１の外径の増加に伴う燃料装荷量増加による反応度の増加分が、減速材の量の減少による減速不足による反応度の低下分を上回る領域Ａ₁₇があり、この領域Ａ₁₇内で燃料ペレット６１の外径を設定することで、燃料ペレット６１の直径が最適化され、反応度を増加させて炉心寿命を延長することができる。

この場合、反応度が上回る領域Ａ₁₇は、燃料ペレット６１の外径の増加によってバッチ燃焼度が低下しても、その相対的な低下分を上回ってサイクル燃焼度を低下させる領域であり、この燃料ペレット６１の直径の増加によるバッチ燃焼度の低下分を、サイクル燃焼度の低下分が上回る領域Ａ₁₇は、燃料棒５１の取替本数を減少させる領域であり、経済性を向上させることができる。

具体的には、加圧水型原子炉１２にて、燃料棒５１が１７×１７の格子状で、燃料集合体ピッチＰ₁が２１５ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂が１２．６ｍｍに配列された燃料集合体４０において、燃料ペレット６１の直径Ｄ_pを８．１９ｍｍより大きく、且つ、８．６２ｍｍ以下に設定している。従って、この燃料ペレット６１の直径を最適化することができ、従来の燃料集合体よりも中性子増倍率を向上させ、反応度を向上させることができる。

図１２は、本発明の実施例２に係る加圧水型原子炉における１５×１５型燃料集合体の燃焼度に対する中性子増倍率を表すグラフ、図１３は、燃料ペレット直径に対する中性子増倍率を表すグラフ、図１４は、燃料ペレット直径の最適領域を表すグラフである。なお、前述した実施例で説明したものと同様の機能を有する部材には同一の符号を付して重複する説明は省略する。

実施例２の加圧水型原子炉の燃料集合体は、燃料棒が１５×１５の格子状で、燃料集合体ピッチＰ₁が２１５ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂が１４．３ｍｍに配列されたものである。そして、本実施例では、前述した実施例１と同様に、燃料ペレットを太径化した特定の領域では、燃料集合体のバッチ燃焼度の低下割合よりもサイクル燃焼度の低下割合の方が大きい、つまり、中性子増倍率が向上するものであり、この領域で燃料集合体を設計するようにしている。

図１２は、１５×１５形式の燃料集合体の燃焼度に対する中性子増倍率（相対値）を表すグラフであり、燃料ペレットの直径Ｄ_pを９．２９ｍｍ〜１１．２９ｍｍまで変化させたときの中性子増倍率の変化度合を表している。なお、上述した従来の燃料集合体の設計方法で設定した燃料ペレットの直径Ｄ_pは９．２９ｍｍであり、４．８ｗｔ％１５×１５型燃料のバッチ燃焼度Ｂ＝３３１００ＭＷｄ／ｔであることから、燃料ペレットの直径Ｄ_p＝９．２９ｍｍにて、集合体燃焼度Ｂは３３１００ＭＷｄ／ｔのときの中性子増倍率ｋ∞（相対値）を１．０と設定している。また、燃料ペレットの直径Ｄ_pを変化させたとしても、燃料被覆管との隙間Ｇと燃料被覆管の厚さＴは変化しないものとして考える。

従って、図１２のグラフに示すように、燃焼期間（集合体燃焼度）の増加によって中性子増倍率ｋ∞（反応度）は低下し、また、燃料ペレットの直径Ｄ_pを増加させると減速材量が減少するために中性子増倍率は低下する。バッチ燃焼度は、炉心を臨界にちょうど維持するために必要な反応度（中性子増倍率）を与える点であり、ペレット径を太くしてもｋ∞を評価する燃焼度をペレット径が９．２９ｍｍのときのバッチ燃焼度（Ｂ＝３３１００ＭＷｄ／ｔ）に固定すると、燃料ペレットの太径化によって中性子増倍率は単調に低下（図１２のグラフの○印）する。この場合は、ペレット径を太径化しても燃焼度が同一になるようにサイクル長さを延長させたことになる。一方、サイクル長さを固定して考えた場合、燃料ペレットの太径化に伴うウラン重量の増加によってサイクル燃焼度は低下（図１２のグラフの◇印）する。即ち、燃料ペレットを太径化してその直径Ｄ_pを燃料棒全長にわたってＤ₀からＤ₁に変更した場合、前述した実施例１で説明したように、燃料ペレットの太径化によってサイクル燃焼度は低下する。

また、図１３は、燃料ペレットに対する中性子増倍率（相対値）を表すグラフであり、この中性子増倍率（相対値）が増加することは、燃料ペレットの太径化を進めた際のバッチ燃焼度Ｂとサイクル燃焼度θの比（Ｂ／θ）が増加することと等価なものと考えることができる。従って、前述した実施例１で説明したように、燃料ペレットの直径の増加に対するサイクル燃焼度の低下割合は、次第に緩やかなものとなる傾向を持つことがわかる。一方、バッチ燃焼度の変化は、前述した実施例１と同様に、燃料ペレットの直径の増加に対して次第にその変化量が増える傾向を持つことがわかる。これは燃料ペレットの直径の増加量が増えると、減速材量の減少が加速され、反応度に与える影響は増加する傾向を持つためである。この両者を比較すると、燃料ペレットの太径化の程度が僅かな領域では、バッチ燃焼度の低下割合よりもサイクル燃焼度の低下割合の方が大きい、つまり、中性子増倍率が１．０以上となるものと考えることができる。

図１４は、燃料ペレットの直径に対する中性子増倍率（相対値）を表すグラフであり、特に、燃料ペレットの直径の最適領域を表すために図１３のグラフを拡大したグラフである。この図１４のグラフに示すように、燃料ペレットの直径Ｄ_pが９．２９ｍｍより大きく、１０．１１ｍｍ以下の領域Ａ₁₅で、バッチ燃焼度Ｂとサイクル燃焼度θは各々低下するものの、その比（Ｂ／θ）は増加する。つまり、中性子増倍率の相対値が１．０を上回ることになり、この領域Ａ₁₅で燃料ペレットの太径化によって取替燃料体数を低減できるというメリットを出せる。

即ち、加圧水型原子炉にて、燃料棒が１５×１５の正方格子状で、燃料集合体ピッチＰ₁が２１５ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂が１４．３ｍｍに配列された燃料集合体において、燃料ペレットの直径Ｄ_pを９．２９ｍｍより大きく、且つ、１０．１１ｍｍ以下に設定することで、この燃料ペレットの直径を最適化することができ、従来の燃料集合体よりも中性子増倍率を向上させ、反応度を増加させることができる。この場合、燃料ペレットの直径Ｄ_pｍｍを、９．２９＜Ｄ_p≦１０．１１ｍｍに設定したが、最適値は、Ｄ_p＝９．６９ｍｍである。

なお、１５×１５形式の燃料集合体では、設計上、燃料集合体ピッチＰ₁を２１５ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂を１４．３ｍｍとしたが、燃料集合体ピッチＰ₁については、寸法公差を±１ｍｍ程度、燃料棒ピッチＰ₂については、寸法公差を±０．１ｍｍ程度加味することが必要である。また、燃料ペレットと燃料被覆管との隙間Ｇを０．０９ｍｍ程度とし、ジルコニウム合金製の燃料被覆管の厚さを０．６２ｍｍ程度確保することが必要である。更に、燃料ペレットの直径Ｄ_pの下限値を、９．２９ｍｍより大きいものとしたが、寸法公差を考慮して９．３５ｍｍ以上とすることが望ましい。

このように実施例２の原子炉によれば、加圧水型原子炉にて、燃料棒が１５×１５の格子状で、燃料集合体ピッチＰ₁が２１５ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂が１４．３ｍｍに配列された燃料集合体において、燃料集合体からの発生熱量を一定とした場合、燃料ペレットの外径が増加することで燃料集合体に装荷されたウランの重量が増加し、それに伴う燃焼度の低下による反応度の増加分が、この燃料ペレットの外径の増加によって起こる軽水（減速材）の量の減少による減速不足によって生じる反応度の不足分を上回る領域（太径化利得領域）Ａ₁₅として、燃料ペレットの直径Ｄ_pを９．２９ｍｍより大きく、且つ、１０．１１ｍｍ以下に設定している。従って、この燃料ペレットの直径を最適化することができ、従来の燃料集合体よりも中性子増倍率を増加させ、反応度を増加させることができる。

図１５は、本発明の実施例３に係る加圧水型原子炉における１４×１４型燃料集合体の燃焼度に対する中性子増倍率を表すグラフ、図１６は、燃料ペレット直径に対する中性子増倍率を表すグラフ、図１７は、燃料ペレット直径の最適領域を表すグラフである。なお、前述した実施例で説明したものと同様の機能を有する部材には同一の符号を付して重複する説明は省略する。

実施例３の加圧水型原子炉の燃料集合体は、燃料棒が１４×１４の正方格子状で、燃料集合体ピッチＰ₁が１９８ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂が１４．１ｍｍに配列されたものである。そして、本実施例では、前述した実施例１と同様に、燃料ペレットを太径化した特定の領域では、燃料集合体のバッチ燃焼度の低下割合よりもサイクル燃焼度の低下割合の方が大きい、つまり、中性子増倍率が向上するものであり、この領域で燃料集合体を設計するようにしている。

図１５は、１４×１４形式の燃料集合体の燃焼度に対する中性子増倍率（相対値）を表すグラフであり、燃料ペレットの直径Ｄ_pを９．２９ｍｍ〜１１．２９ｍｍまで変化させたときの中性子増倍率の変化度合を表している。なお、上述した従来の燃料集合体の設計方法で設定した燃料ペレットの直径Ｄ_pは９．２９ｍｍであり、４．８ｗｔ％１４×１４型燃料のバッチ燃焼度Ｂは３２０００ＭＷｄ／ｔであることから、燃料ペレットの直径Ｄ_p＝９．２９ｍｍにて、集合体燃焼度Ｂ＝３２０００ＭＷｄ／ｔのときの中性子増倍率ｋ∞（相対値）を１．０と設定している。また、燃料ペレットの直径Ｄ_pを変化させたとしても、燃料被覆管との隙間Ｇと燃料被覆管の厚さＴは変化しないものとして考える。

従って、図１５のグラフに示すように、燃焼期間（集合体燃焼度）の増加によって中性子増倍率ｋ∞（反応度）は低下し、また、燃料ペレットの直径Ｄ_pを増加させると減速材量が減少するために中性子増倍率は低下する。バッチ燃焼度は、炉心を臨界にちょうど維持するために必要な反応度（中性子増倍率）を与える点であり、ペレット径を太くしてもｋ∞を評価する燃焼度をペレット径が９．２９ｍｍのときのバッチ燃焼度（Ｂ＝３２０００ＭＷｄ／ｔ）に固定すると、燃料ペレットの太径化によって中性子増倍率は単調に低下（図１５のグラフの○印）する。この場合は、ペレット径を太径化しても燃焼度が同一になるようにサイクル長さを延長させたことになる。一方、サイクル長さを固定して考えた場合、燃料ペレットの太径化に伴うウラン重量の増加によってサイクル燃焼度は低下（図１５のグラフの◇印）する。即ち、燃料ペレットを太径化してその直径Ｄ_pを燃料棒全長にわたってＤ₀からＤ₁に変更した場合、前述した実施例１と同様に、燃料ペレットの太径化によってサイクル燃焼度は低下する。

また、図１６は、燃料ペレットの直径に対する中性子増倍率（相対値）を表すグラフであり、この中性子増倍率（相対値）が増加することは、燃料ペレットの太径化を進めた際のバッチ燃焼度Ｂとサイクル燃焼度θの比（Ｂ／θ）が増加することと等価なものと考えることができる。従って、前述した実施例１と同様に、燃料ペレットの直径の増加に対するサイクル燃焼度の低下割合は、次第に緩やかなものとなる傾向を持つことがわかる。一方、バッチ燃焼度の変化は、前述した実施例１と同様に、燃料ペレットの直径の増加に対して次第にその変化量が増える傾向を持つことがわかる。これは燃料ペレットの直径の増加量が増えると、減速材量の減少が加速され、反応度に与える影響は増加する傾向を持つためである。この両者を比較すると、燃料ペレットの太径化の程度が僅かな領域では、バッチ燃焼度の低下割合よりもサイクル燃焼度の低下割合の方が大きい、つまり、中性子増倍率が１．０以上となるものと考えることができる。

図１７は、燃料ペレットの直径に対する中性子増倍率（相対値）を表すグラフであり、特に、燃料ペレットの直径の最適領域を表すために図１６のグラフを拡大したグラフである。この図１７のグラフに示すように、燃料ペレットの直径Ｄ_pが９．２９ｍｍより大きく、９．６４ｍｍ以下の領域Ａ₁₄で、バッチ燃焼度Ｂとサイクル燃焼度θは各々低下するものの、その比（Ｂ／θ）は増加する。つまり、中性子増倍率の相対値が１．０を上回ることになり、この領域Ａ₁₄で燃料ペレットの太径化によって取替燃料体数を低減できるというメリットを出せる。

即ち、加圧水型原子炉にて、燃料棒が１４×１４の正方格子状で、燃料集合体ピッチＰ₁が１９８ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂が１４．１ｍｍに配列された燃料集合体において、燃料ペレットの直径Ｄ_pを９．２９ｍｍより大きく、且つ、９．６４ｍｍ以下に設定することで、この燃料ペレットの直径を最適化することができ、従来の燃料集合体よりも中性子増倍率を増加させ、反応度を増加させることができる。この場合、燃料ペレットの直径Ｄ_pｍｍを、９．２９＜Ｄ_p≦９．６４ｍｍに設定したが、最適値は、Ｄ_p＝９．４７ｍｍである。

なお、１４×１４形式の燃料集合体では、設計上、燃料集合体ピッチＰ₁を１９８ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂を１４．１ｍｍとしたが、燃料集合体ピッチＰ₁については、寸法公差を±１ｍｍ程度、燃料棒ピッチＰ₂については、寸法公差を±０．１ｍｍ程度加味することが必要である。また、燃料ペレットと燃料被覆管との隙間Ｇを０．０９ｍｍ程度とし、ジルコニウム合金製の燃料被覆管の厚さを０．６２ｍｍ程度確保することが必要である。更に、燃料ペレットの直径Ｄ₁の下限値を、９．２９ｍｍより大きいものとしたが、寸法公差を考慮して９．３５ｍｍ以上とすることが望ましい。

このように実施例３の原子炉によれば、加圧水型原子炉にて、燃料棒が１４×１４の格子状で、燃料集合体ピッチＰ₁が１９８ｍｍ、燃料棒ピッチＰ₂が１４．１ｍｍに配列された燃料集合体において、燃料集合体からの発生熱量を一定とした場合、燃料ペレットの外径が増加することで燃料集合体に装荷されたウランの重量が増加し、それに伴う燃焼度の低下による反応度の増加分が、この燃料ペレットの外径の増加によって起こる軽水（減速材）の量の減少による減速不足によって生じる反応度の不足分を上回る領域（太径化利得領域）Ａ₁₄として、燃料ペレットの直径Ｄ_pを９．２９ｍｍより大きく、且つ、９．６４ｍｍ以下に設定している。従って、この燃料ペレットの直径を最適化することができ、従来の燃料集合体よりも中性子増倍率を向上させ、反応度を向上することができる。

本発明に係る加圧水型原子炉の燃料集合体及び燃料集合体の設計方法は、燃料ペレット６１の外径を増加することで反応度が向上する領域を求め燃料ペレットの直径の最適化を図るにものであり、いずれの種類の加圧水型原子炉の燃料集合体やその設計方法にも適用することができる。

本発明の実施例１に係る加圧水型原子炉を有する発電設備の概略構成図である。実施例１の加圧水型原子炉の内部構造を表す概略構成図である。加圧水型原子炉の炉心構造を表す概略図である。実施例１の加圧水型原子炉の燃料集合体の概略構成図である。実施例１の加圧水型原子炉の燃料集合体における配列構成を表す概略断面図である。実施例１の加圧水型原子炉の燃料集合体における燃料棒の一部断面図である。実施例１の加圧水型原子炉の燃料集合体における燃料棒の詳細を表す要部断面図である。１７×１７型燃料集合体の燃焼度に対する中性子増倍率を表すグラフである。燃料ペレット直径に対する中性子増倍率を表すグラフである。燃料ペレット直径に対するサイクル燃焼度及びバッチ燃焼度の低下割合を表すグラフである。燃料ペレット直径の最適領域を表すグラフである。本発明の実施例２に係る加圧水型原子炉における１５×１５型燃料集合体の燃焼度に対する中性子増倍率を表すグラフである。燃料ペレット直径に対する中性子増倍率を表すグラフである。燃料ペレット直径の最適領域を表すグラフである。本発明の実施例３に係る加圧水型原子炉における１４×１４型燃料集合体の燃焼度に対する中性子増倍率を表すグラフである。燃料ペレット直径に対する中性子増倍率を表すグラフである。燃料ペレット直径の最適領域を表すグラフである。

符号の説明

１２加圧水型原子炉
３１原子炉容器
３９炉心
４０燃料集合体
４５制御棒駆動装置
４７制御棒（制御棒クラスタ）
４９炉内計装用シンブル
５１燃料棒
５５制御棒案内管
５６シンブル案内管
６１燃料棒
６２燃料被覆管
Ｄ_p 燃料ペレット直径
Ｄ_r 燃料被覆管外径

Claims

ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットがジルコニウム合金製の被覆管に充填されて燃料棒が形成され、該燃料棒が複数格子状に束ねられて構成された加圧水型原子炉の燃料集合体において、原子炉の定格熱出力と運転期間及び最高燃焼度制限によって決定される燃料装荷量に基づき出力ピーキング係数を考慮して燃料の健全性を確保するように前記燃料ペレットの外径が設定され、この設定された外径を基準として前記燃料ペレットの外径が増加することで前記燃料集合体に装荷された前記ウランの重量増加が生じ、前記ウランの重量増加に伴う燃焼度の低下による反応度の増加分が、前記燃料ペレットの外径の増加による減速材の減少がもたらす減速不足によって生じる反応度の低下分を上回る太径化利得領域が求まり、前記反応度が上回る太径化利得領域内で前記燃料ペレットの外径が設定されたことを特徴とする加圧水型原子炉の燃料集合体。
請求項１に記載の加圧水型原子炉の燃料集合体において、前記反応度が上回る太径化利得領域は、前記燃料ペレットの外径の増加によってバッチ燃焼度が低下しても、その相対的な低下分を上回ってサイクル燃焼度を低下させる領域であることを特徴とする加圧水型原子炉の燃料集合体。
ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットがジルコニウム合金製の被覆管に充填されて燃料棒が形成され、該燃料棒が複数格子状に束ねられて構成された加圧水型原子炉の燃料集合体において、前記複数の燃料棒が１７×１７の正方格子状で、燃料棒ピッチが１２．６ｍｍに配列された場合、前記燃料ペレットの外径を８．２５ｍｍより大きく、且つ、８．６２ｍｍ以下に設定したことを特徴とする加圧水型原子炉の燃料集合体。
ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットがジルコニウム合金製の被覆管に充填されて燃料棒が形成され、該燃料棒が複数格子状に束ねられて構成された加圧水型原子炉の燃料集合体において、前記複数の燃料棒が１５×１５の正方格子状で、燃料棒ピッチが１４．３ｍｍに配列された場合、前記燃料ペレットの外径を９．３５ｍｍより大きく、且つ、１０．１１ｍｍ以下に設定したことを特徴とする加圧水型原子炉の燃料集合体。
ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットがジルコニウム合金製の被覆管に充填されて燃料棒が形成され、該燃料棒が複数格子状に束ねられて構成された加圧水型原子炉の燃料集合体において、前記複数の燃料棒が１４×１４の正方格子状で、燃料棒ピッチが１４．１ｍｍに配列された場合、前記燃料ペレットの外径を９．３５ｍｍより大きく、且つ、９．６４ｍｍ以下に設定したことを特徴とする加圧水型原子炉の燃料集合体。
ウラン酸化物を焼き固めた燃料ペレットがジルコニウム合金製の被覆管に充填されて燃料棒が形成され、該燃料棒が複数格子状に束ねられて構成された加圧水型原子炉の燃料集合体において、原子炉の定格熱出力と運転期間及び最高燃焼度制限によって決定される燃料装荷量に基づき出力ピーキング係数を考慮して燃料の健全性を確保するように前記燃料ペレットの外径が設定され、この設定された外径を基準として前記燃料ペレットの外径を増加させることで前記燃料集合体に装荷した前記ウランの重量を増加させ、前記ウランの重量増加に伴う燃焼度の低下による反応度の増加分が、前記燃料ペレットの外径の増加による減速材の減少がもたらす減速不足によって生じる反応度の低下分を上回る太径化利得領域を求め、前記反応度が上回る太径化利得領域内で前記燃料ペレットの外径を設定したことを特徴とする燃料集合体の設計方法。
請求項６に記載の燃料集合体の設計方法において、前記反応度が上回る太径化利得領域は、前記燃料ペレットの外径の増加によってバッチ燃焼度が低下しても、その相対的な低下分を上回ってサイクル燃焼度を低下させる領域であることを特徴とする燃料集合体の設計方法。