JP4558477B2 - Boiling water reactor fuel assemblies - Google Patents

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Description

本発明は沸騰水型原子炉等の軽水冷却型原子炉の炉心の安定性の改善技術に係わり、特に、低炉心流量／高熱出力運転状態での中性子束振動の発生に対する余裕を増加させることを可能とする燃料集合体に関する。   The present invention relates to a technology for improving the stability of a core of a light water cooled nuclear reactor such as a boiling water reactor, and in particular, to increase a margin for generation of neutron flux oscillation in a low core flow rate / high thermal power operation state. It relates to a fuel assembly to be made possible.

沸騰水型原子力発電プラント（以下、「ＢＷＲ」と記す）においては、図１６に示すように原子炉格納容器１内に原子炉圧力容器２が設けられており、この原子炉圧力容器２内には複数の燃料集合体及び制御棒等からなる炉心３が配設されるとともに冷却材４（例えば水）が収容されている。冷却材４は再循環ポンプ５を有する再循環系６により強制循環されており、炉心３でウラン２３５（以下、「Ｕ２３５」と記す）の核***により発生した熱を受けることにより飽和水と飽和蒸気が混合した状態となり、炉心上部に移動する。そして、図示しない気水分離器及び蒸気乾燥器により乾燥状態となり、原子炉圧力容器２に接続された主蒸気配管系７を介してタービン８に送られタービンを駆動させる。このタービンの駆動により発電機９が回転され発電する。タービン８で仕事をした蒸気は復水器１０内に導入されて復水となり、復水ポンプ１１により給水加熱器１２に送られそこで昇温された後に給水ポンプ１３により再度原子炉圧力容器２内に供給される。   In a boiling water nuclear power plant (hereinafter referred to as “BWR”), a reactor pressure vessel 2 is provided in a reactor containment vessel 1 as shown in FIG. A core 3 composed of a plurality of fuel assemblies, control rods, and the like is disposed and a coolant 4 (for example, water) is accommodated. The coolant 4 is forcibly circulated by a recirculation system 6 having a recirculation pump 5 and receives saturated heat and saturated steam by receiving heat generated by nuclear fission of uranium 235 (hereinafter referred to as “U235”) in the core 3. Move to the upper part of the core. And it will be in a dry state with the steam-water separator and steam dryer which are not shown in figure, and will be sent to the turbine 8 via the main steam piping system 7 connected to the reactor pressure vessel 2, and will drive a turbine. By driving the turbine, the generator 9 is rotated to generate power. Steam that has worked in the turbine 8 is introduced into the condenser 10 to become condensate, sent to the feed water heater 12 by the condensate pump 11, heated there, and then again in the reactor pressure vessel 2 by the feed water pump 13. To be supplied.

図１７は、上記構成のＢＷＲの典型的な運転特性図を示したものである。通常の運転は定格出力曲線、設計流量制御曲線、安定性制限曲線、最低ポンプ速度曲線、キャビテーション制限曲線、最大ポンプ速度曲線の各線上とそれらによって囲まれた領域内と自然循環曲線上で行われる。図１７の例では、定格出力は炉心流量が８５％（Ａ点）〜１０５％（Ｂ点）にかけて達成されている。原子炉の運転は、通常、サイクル初期では８５％流量近傍にあり、冷却材流量増による反応度利得を利用するためにサイクル燃焼度が進むに従い高流量側に移動し、サイクル末期では１０５％流量近傍となる。また炉心軸方向出力分布は、通常、サイクル初期では下歪みとなるよう炉心核設計を行い、炉心出口でのボイド率を高めている。これにより、ウラン２３８（以下、「Ｕ２３８」と記す）から、核***性物質であるプルトニウム２３９（以下、「Ｐｕ２３９」と記す）の生成が促進される。サイクル中期〜末期にかけてはＵ２３５に加えてＰｕ２３９を燃焼させる運転となるため、炉心軸方向出力分布は上歪み傾向となる。経済性を向上させた炉心では、上記炉心流量調整と、軸方向出力分布調整を可能とする核設計を組み合わせた最適化がなされている。   FIG. 17 shows a typical operating characteristic diagram of the BWR configured as described above. Normal operation is performed on the lines of the rated output curve, design flow control curve, stability limit curve, minimum pump speed curve, cavitation limit curve, maximum pump speed curve and in the area surrounded by them and on the natural circulation curve . In the example of FIG. 17, the rated output is achieved when the core flow rate is 85% (point A) to 105% (point B). Reactor operation is usually near the 85% flow rate at the beginning of the cycle, moves to a higher flow rate as the cycle burnup progresses to take advantage of the reactivity gain due to the increased coolant flow rate, and 105% flow rate at the end of the cycle. It becomes a neighborhood. In addition, the core nuclear power design is usually designed so that the core axial power distribution has a lower strain at the beginning of the cycle, and the void ratio at the core outlet is increased. This promotes the generation of plutonium 239 (hereinafter referred to as “Pu239”) which is a fissile material from uranium 238 (hereinafter referred to as “U238”). From the middle to the end of the cycle, Pu239 is burned in addition to U235, so the power distribution in the axial direction of the core tends to be upwardly distorted. The core with improved economic efficiency is optimized by combining the core flow rate adjustment and the nuclear design that enables the axial power distribution adjustment.

沸騰水型原子炉の炉心は、より具体的には、図１８に示すように構成されている。炉心内には複数の燃料集合体２０が装荷されており、４体の燃料集合体２０の中央部には制御棒２１が配設されている。また、炉心内には中性子束を検出するために複数個の局部出力領域モニタ２２（以下、「ＬＰＲＭ２２」という）が配置されている。   More specifically, the core of the boiling water reactor is configured as shown in FIG. A plurality of fuel assemblies 20 are loaded in the core, and control rods 21 are disposed at the center of the four fuel assemblies 20. A plurality of local output region monitors 22 (hereinafter referred to as “LPRM22”) are arranged in the core for detecting neutron flux.

従来沸騰水型原子炉に採用されている燃料集合体は、図１９（ａ）、（ｂ）に示されている９×９燃料集合体の例のように、上部タイプレート２３および下部タイプレート２４、これらのタイプレートに両端が保持される複数の燃料棒２５及びウォータロッド２６、これらの燃料を束ねる燃料スペーサ２７、及びスペーサ２７で束ねられた燃料棒束を取り囲み上部タイプレート２３に取付けられるチャンネルボックス２８を備えている。燃料棒としては、高さが上部タイプレートまで達しない部分長の燃料棒２９が採用される場合もある。そして上記燃料集合体２０は、原子炉の炉心に格子状に装荷されるのが普通である。   Conventionally, the fuel assemblies employed in the boiling water reactor are the upper tie plate 23 and the lower tie plate as shown in the example of the 9 × 9 fuel assembly shown in FIGS. 19 (a) and 19 (b). 24, a plurality of fuel rods 25 and water rods 26, both ends of which are held by these tie plates, a fuel spacer 27 that bundles these fuels, and a fuel rod bundle that is bundled by the spacers 27 and is attached to the upper tie plate 23. A channel box 28 is provided. As the fuel rod, a partial length fuel rod 29 whose height does not reach the upper tie plate may be employed. The fuel assembly 20 is usually loaded in a lattice shape on the core of a nuclear reactor.

ＢＷＲのチャンネルボックス２８は、縦に長い薄肉の角筒であり、その断面は、通常、コーナー部に半径約１ｃｍの曲率の四分割円を有する、約１３ｃｍ四方の擬似正方形である。その材質としては、ジルカロイが用いられる場合が多く、肉厚は、２ｍｍ〜３ｍｍ程度である。さらに、各燃料集合体２０は、図２０に示すように、炉心支持板３０及び上部格子板３１で支持され、円筒形のシュラウド３２に囲まれている。冷却材４は、下方より、燃料支持金具３３のオリフィス及び下部タイプレート２４を経由してチャンネルボックス２８内に流入し、燃料集合体により熱せられ、沸騰により蒸気（ボイド）を発生し、気液二相流となる。現在運転されている商用ＢＷＲでの燃料集合体有効長さは、約３．７ｍである。   The channel box 28 of the BWR is a thin rectangular tube that is long in the vertical direction, and its cross-section is a pseudo-square approximately 13 cm square having a quadrant with a radius of curvature of approximately 1 cm at the corner. Zircaloy is often used as the material, and the thickness is about 2 mm to 3 mm. Further, as shown in FIG. 20, each fuel assembly 20 is supported by a core support plate 30 and an upper lattice plate 31, and is surrounded by a cylindrical shroud 32. The coolant 4 flows into the channel box 28 from below through the orifice of the fuel support fitting 33 and the lower tie plate 24, is heated by the fuel assembly, generates steam (void) by boiling, and the gas-liquid Two-phase flow. The effective fuel assembly length of a commercial BWR that is currently operating is about 3.7 m.

一般に軽水冷却型原子炉の炉心は、核***性物質を装荷した多数の燃料集合体から構成され、燃料からの熱除去のための冷却材として水が使用されている。水に含まれる水素原子の中性子減速能力が大きいため、水の割合が大きい従来の軽水冷却型原子炉では、核***により発生するエネルギの高い中性子が大きく減速され、エネルギの低い熱中性子が中性子の大部分を占める。エネルギの低い中性子を核***性物質が吸収した場合には、中性子を約３個発生させる核***反応ではなく、核***を起こさず原子核の中に取り込んでしまう捕獲反応の割合が大きくなる。即ち、低エネルギ中性子による核***では、中性子吸収当たりの発生中性子数が少ない。   Generally, the core of a light water cooled nuclear reactor is composed of a large number of fuel assemblies loaded with fissile materials, and water is used as a coolant for removing heat from the fuel. In conventional light water-cooled reactors with a large proportion of water, high energy neutrons generated by fission are greatly decelerated, and low energy thermal neutrons are Occupy part. When a fissile material absorbs neutrons with low energy, the ratio of the capture reaction that does not cause fission and is captured in the nucleus increases rather than the fission reaction that generates about three neutrons. That is, in fission by low energy neutrons, the number of neutrons generated per neutron absorption is small.

一方、高エネルギ中性子では、捕獲反応の割合が小さいため、捕獲による効果を含めても中性子吸収当たりの平均中性子発生数を２個以上とすることが可能であり、１個を核***連鎖反応の維持用とし、残りの１個をＵ−２３８等の燃料親物質を含むブランケットに吸収させて核***性物質を効率的に生成することが可能である。この核***性物質の生成と消滅の比率は従来の軽水炉では０．６程度であるが、燃料捧間の距離を小さくして稠密化した炉心では高エネルギ中性子の割合が増加するため、その比率を０．８から１．０程度とすることも可能であり、使用済み燃料からプルトニウム等の核***性物質を回収して再利用することにより、核燃料の大幅な節約が可能となる。   On the other hand, with high energy neutrons, the rate of capture reaction is small, so even if the effect of capture is included, the average number of neutrons generated per neutron absorption can be two or more, and one maintains the fission chain reaction. It is possible to efficiently produce a fissile material by absorbing the remaining one into a blanket containing a fuel parent material such as U-238. The ratio of generation and extinction of this fissile material is about 0.6 in conventional light water reactors, but the ratio of high-energy neutrons increases in a dense core with a reduced distance between fuel depletions. It is also possible to set the value to about 0.8 to 1.0. By recovering and reusing a fissile material such as plutonium from spent fuel, it is possible to greatly save nuclear fuel.

燃料集合体が格子状に装荷された場合、減速材である水の分布は、炉心上部では相対的にウォータロッドの部分と隣合うチャンネルボックスの間の部分（水ギャップ部）に多くなる。   When the fuel assembly is loaded in a lattice shape, the distribution of water as a moderator increases relatively in a portion between the water rod portion and the adjacent channel box (water gap portion) in the upper part of the core.

以上のような沸騰水型原子炉における燃料集合体としては、国内で商用の発電が行われて以来、７行７列型、８行８列型、改良８行８列型、高燃焼度化８行８列型そして、高燃焼度化９行９列型が採用されるに至っている。図２１に、非特許文献１“ＴＬＲ−０５７（改訂２）「沸騰水型原子力発電所９×９燃料について」”からの抜粋として、“燃料集合体の燃料棒及びウォータロッド配列”を示す。９×９燃料（Ｓ格子）では、燃料棒ピッチが１４．３ｍｍで、燃料棒間隔が３．１ｍｍとなっている。   As fuel assemblies in boiling water reactors as described above, 7 rows and 7 columns, 8 rows and 8 columns, improved 8 rows and 8 columns, and higher burnup since commercial power generation in Japan The 8 rows and 8 columns type and the high burnup 9 rows and 9 columns type have been adopted. FIG. 21 shows “Fuel rod and water rod arrangement of fuel assembly” as an excerpt from Non-Patent Document 1 “TLR-057 (Revision 2)“ About Boiling Water Nuclear Power Plant 9 × 9 Fuel ””. With 9 × 9 fuel (S lattice), the fuel rod pitch is 14.3 mm, and the fuel rod spacing is 3.1 mm.

これらの改良により集合体当たりの核***性物質の収容量が増加し、集合体内濃縮度分布の最適化と可燃性毒物の最適配置により、高燃焼度化と長期運転サイクル化が実現され、炉心の経済性は向上している。高燃焼度化８×８燃料から９×９燃料では、燃料棒が燃料棒本数の増加によって総伝熱面積が増加するため、限界出力特性が改善される。また、高燃焼度化／長期運転サイクル化に伴うボイド反応度係数絶対値増加による核的要因に基づく安定性の悪化は、２本の太径ウォータロッドの採用等により防止されている。図２２は水ギャップ面積と水ロッド面積の和を一定としたとき、両者の比率と冷温時反応度上昇量、及び、二相流領域の蒸気ボイド率が４０％のときの中性子無限増倍率との関係を示している。水ギャップ面積割合が大きいと、減速された中性子がギャップ水で無駄吸収される割合が増し、過減速状態に近づくので冷温時反応度上昇は小さくなる。一方、水ロッド面積割合が大きいほど集合体中の減速材分布が平坦化されるので通常運転時の中性子増倍率は高くなる。   These improvements increase the capacity of fissile material per aggregate, and by optimizing the distribution of enrichment in the aggregate and the optimal arrangement of flammable poisons, a high burnup and long-term operation cycle are realized. Economic efficiency is improving. In the high burnup 8 × 8 fuel to 9 × 9 fuel, the total heat transfer area increases as the number of fuel rods increases, so that the limit output characteristics are improved. In addition, deterioration of stability based on nuclear factors due to an increase in the absolute value of the void reactivity coefficient accompanying an increase in burnup / long-term operation cycle is prevented by adopting two large diameter water rods. FIG. 22 shows the ratio of the water gap area and the water rod area, the ratio between the two, the amount of increase in reactivity during cold temperature, and the infinite neutron multiplication factor when the vapor void ratio in the two-phase flow region is 40%. Shows the relationship. When the water gap area ratio is large, the ratio that the decelerated neutrons are wastedly absorbed by the gap water increases and approaches the over-deceleration state, so that the increase in the reactivity during cold temperature is small. On the other hand, as the water rod area ratio is larger, the moderator distribution in the assembly is flattened, so the neutron multiplication factor during normal operation becomes higher.

なお、集合体格子の増加に伴う二相圧損増加による熱水力的要因に基づく安定性の悪化は、スペーサ圧損係数の低減と８本の部分長燃料棒、および、高圧損型下部タイプレートの採用により防止されている。即ち、スペーサ圧損係数の低減と、全長燃料棒の約２／３の長さを有する８本の部分長燃料棒は二相流圧損の低減に寄与し、高圧損型下部タイプレートは、単相流圧損の増加に寄与している。その結果、全圧損に対する単相流圧損の割合が増加し、炉心の安定性は改善されている。また、８本の部分長燃料棒採用による集合体出口付近での流路面積の増加は、スリップ比（流路断面での液相流平均速度に対する、気相流平均速度の割合）の増大をもたらしており、量的には小さいものの、これによる安定性の改善効果も得られている。これは、ボイドが流路面積が広い所に集まり易い性質によるものであり、二相（液相、気相）上昇流では、気相（ボイド）の集まり具合（集中度）が大きいときに、ボイドの上昇速度が高くなる（核的フィードバック効果が強く顕れる領域での外乱の炉心滞留時間が短くなることを意味する）ためである。   It should be noted that the deterioration of the stability based on the thermohydraulic factor due to the increase of the two-phase pressure loss accompanying the increase of the assembly lattice is caused by the reduction of the spacer pressure loss coefficient, the eight partial length fuel rods, and the high pressure loss type lower tie plate. It is prevented by adoption. That is, the spacer pressure loss coefficient is reduced, and the eight partial length fuel rods having a length of about 2/3 of the full length fuel rods contribute to the reduction of the two-phase flow pressure loss. This contributes to an increase in fluid pressure loss. As a result, the ratio of single-phase flow pressure loss to total pressure loss is increased, and the stability of the core is improved. In addition, the increase in the channel area in the vicinity of the assembly outlet due to the adoption of eight partial-length fuel rods increases the slip ratio (ratio of the average gas-phase flow velocity to the average liquid-phase flow velocity in the channel cross-section). Although it has brought about and is small in quantity, the improvement effect of stability by this is also acquired. This is due to the nature of voids that tend to collect in areas where the flow path area is large, and in the two-phase (liquid phase, gas phase) upward flow, when the degree of concentration (concentration) of the gas phase (voids) is large, This is because the rising speed of the void is increased (meaning that the residence time of the core in the disturbance is shortened in a region where the nuclear feedback effect is strong).

ここで、限界出力特性とは、与えられた運転条件下（出力、流量、圧力、入口エンタルピ）で、当該燃料集合体にて遷移沸騰が発生する出力閾値の高低を意味する。限界出力特性は、燃料集合体格子数の他に、炉心燃料格子形状、スペーサタイプ、ウォータロッド本数・形状・配置等によっても影響を受ける。このため、新燃料集合体の開発に当たっては、通常、実寸の模擬燃料集合体に対して、ＢＷＲ運転条件下での熱水力試験を行い、限界出力特性を確認している。さらに、試験結果は、ＢＷＲ燃料集合体についての熱水力解析コードを用いることにより、「限界クオリティ対沸騰長さ」のタイプの沸騰遷移相関式に整理される。これは、沸騰水型原子炉では、沸騰長さが長くなるに従い、燃料被覆管を覆う液膜厚さが薄くなり、液膜が消失した高さが遷移沸騰発生点と考えられるためである。その代表的なものが、米国ＧＥ社が開発したＧＥＸＬ相関式であり、現在運転中の商用ＢＷＲでは、燃料集合体タイプ毎に求められたＧＥＸＬ相関式を基にして、定常運転時の最小限界出力比（Ｍｉｎｉｍｕｍ Ｃｒｉｔｉｃａｌ Ｐｏｗｅｒ Ｒａｔｉｏ、以下ＭＣＰＲと記す）と、過渡時のＭＣＰＲ変化量（ΔＭＣＰＲ）が評価される場合が多い。   Here, the limit output characteristic means the level of an output threshold at which transition boiling occurs in the fuel assembly under given operating conditions (output, flow rate, pressure, inlet enthalpy). In addition to the number of fuel assembly lattices, the limit output characteristics are affected by the shape of the core fuel lattice, the spacer type, the number, shape, and arrangement of water rods. For this reason, when developing a new fuel assembly, a thermal hydraulic test is normally performed on the actual size simulated fuel assembly under the BWR operating condition to confirm the limit output characteristics. Furthermore, the test results are organized into a boiling transition correlation type of “limit quality versus boiling length” type by using a thermal hydraulic analysis code for the BWR fuel assembly. This is because in a boiling water reactor, as the boiling length becomes longer, the liquid film thickness covering the fuel cladding tube becomes thinner, and the height at which the liquid film disappeared is considered as the transition boiling point. A typical example of this is the GEXL correlation equation developed by GE USA. The commercial BWR currently in operation is based on the GEXL correlation equation obtained for each fuel assembly type, and is the minimum limit during steady operation. In many cases, the output ratio (minimum critical power ratio, hereinafter referred to as MCPR) and the amount of change in MCPR during transition (ΔMCPR) are evaluated.

ＧＥＸＬ相関式は、ＢＷＲ炉心の下部領域では、限界出力に対する余裕が大きいことを反映している。“ＴＬＲ−００９（改訂４）「沸騰水型原子力発電所 ＧＥＴＡＢの概要、平成１０年１月 株式会社東芝」”（非特許文献２）、または、“ＨＬＲ−００７（訂４）「沸騰水形原子力発電所 原子炉の熱特性評価法（ＧＥＴＡＢ）について”、平成９年１２月 株式会社日立製作所」（非特許文献３）参照。   The GEXL correlation formula reflects a large margin for the limit power in the lower region of the BWR core. “TLR-009 (Revision 4)“ Outline of Boiling Water Nuclear Power Plant GETAB, Toshiba Corporation January 1998 ”” (Non-Patent Document 2), or “HLR-007 (Revision 4)“ Boiling Water Type See “Hitachi Co., Ltd.” (Non-Patent Document 3), “Nuclear Power Plant Reactor Thermal Evaluation Method (GETAB)”.

これに対して、近年、燃料集合体を稠密格子で配置した場合の限界出力（限界熱流束）に関する先進的な研究結果が公にされている「例えば、日本原子力研究所報告書（ＪＡＥＲＩ−Ｊ １７９４６），”Critical heat flux for tight-lattice rod bundle", Proceedings of International Workshop on Conceptual Status and Future Directions in Boiling Heat Transfer and Two-Phase Flow, p177-181(2000)（非特許文献４），日本原子力学会和文論文誌，Vol.1,No.3(2002)、367.“稠密バンドル燃料の限界出力”（非特許文献５）、或いは、（社）日本原子力学会「２００１年秋の大会」予稿集（Ｇ２６〜Ｇ２７）（非特許文献６）」。これらの報告では、将来炉心の経済性向上を目標に、転換比を改善する（１．０以上とする）観点から様々な研究評価がなされている。特に、非特許文献５では、圧力などがＢＷＲ運転条件に近い試験条件下では、稠密バンドルにおいても現行ＢＷＲと同じ液膜ドライアウトと類似の沸騰遷移温度挙動を生じることとともに、試験結果に対して適用性確認を行った限界熱流束相関式が記載されている。   On the other hand, in recent years, advanced research results on the limit output (limit heat flux) when the fuel assemblies are arranged in a dense grid have been made public, for example, “Japan Atomic Energy Research Institute report (JAERI-J 17946), “Critical heat flux for tight-lattice rod bundle”, Proceedings of International Workshop on Conceptual Status and Future Directions in Boiling Heat Transfer and Two-Phase Flow, p177-181 (2000), Non-Patent Document 4 Japanese Society of Journals, Vol.1, No.3 (2002), 367. “Limit output of dense bundle fuel” (Non-patent Document 5), or Japan Atomic Energy Society “2001 Autumn Convention” Proceedings ( G26 to G27) (Non-Patent Document 6) ". In these reports, various research evaluations are made from the viewpoint of improving the conversion ratio (set to 1.0 or more) with the goal of improving the economic efficiency of the core in the future. In particular, in Non-Patent Document 5, under the test conditions where the pressure and the like are close to the BWR operating conditions, the same liquid film dryout and similar boiling transition temperature behavior as the current BWR occurs in the dense bundle, and the test results are The critical heat flux correlation equation for which applicability was confirmed is described.

次に、安定性とは、プラント起動時または停止時に運転点が低流量／高出力状態となった場合、あるいは、プラントで再循環ポンプ１台トリップ等の過渡変化が発生し、運転点が低流量／高出力に移行したときの、中性子束振動の減衰特性を意味する。炉心は、全運転領域で安定であることが望ましく、安定性の判定パラメータである減幅比が１．０未満であることを解析することにより確認される。逆に、減幅比１．０に対して余裕の少ない運転領域は、選択制御棒（Selected Rods Insertion；以下、「ＳＲＩ」と記す）や安定性制限曲線により除外される。安定性の種類には、特に最高出力チャンネルの熱水力的な安定性に注目したチャンネル安定性、炉心全体の位相が揃った中性子束振動である炉心安定性（基本モードの安定性）、炉心周方向に対称軸を有し１８０度位相がずれた中性子束振動である領域安定性（高次モードの安定性）がある。それぞれの安定性の軸方向出力分布への感度は、炉心安定性が一般に平坦な分布ほど厳しい方向であり、チャンネル安定性、領域安定性は下部ピークな分布ほど厳しい方向となっている。炉心安定性では、他の安定性と軸方向出力分布への感度が異なるのは、炉心安定性では核的フィードバックの効果が大きく、これはボイド率の高いところで出力ピークが高いときに、大きな影響となって現れるためである。ＢＷＲの安定性については、“ＴＬＲ０１０（改訂３）「沸騰水型原子力発電所“安定性解析手法について”、平成１０年２月、株式会社東芝」”（非特許文献７）、または、“ＨＬＲ０１３（訂３）「沸騰水型原子力発電所“安定性解析手法について”、平成１０年２月、株式会社日立製作所」”（非特許文献８）に記述がある。   Next, stability refers to when the operating point is in a low flow rate / high power state when the plant is started or stopped, or when a transient change such as a trip of one recirculation pump occurs in the plant, the operating point is low. It means the damping characteristic of neutron flux vibration when the flow rate / high power is shifted. The core is desirably stable in the entire operation region, and is confirmed by analyzing that the reduction ratio, which is a stability determination parameter, is less than 1.0. On the contrary, an operation region having a small margin with respect to the reduction ratio of 1.0 is excluded by a selected control rod (hereinafter referred to as “SRI”) or a stability limiting curve. The types of stability include channel stability with particular attention to the thermo-hydraulic stability of the highest output channel, core stability (fundamental mode stability), which is neutron flux oscillation with the entire core phase aligned, and core There is region stability (stability of higher-order modes) that is neutron flux oscillation that has an axis of symmetry in the circumferential direction and is 180 degrees out of phase. The sensitivity of each stability to the axial power distribution is more severe as the core stability is generally flat, and the channel stability and region stability are more severe as the lower peak distribution. In the core stability, the sensitivity to the axial power distribution differs from other stability. The core stability has a large effect of nuclear feedback, which has a large effect when the power peak is high at a high void fraction. This is because it appears as Regarding the stability of BWR, “TLR010 (Revision 3)“ Boiling Water Nuclear Power Station “Stability Analysis Method”, February 1998, Toshiba Corporation ”” (Non-Patent Document 7) or “HLR013” (Verification 3) “Boiling water nuclear power plant“ stability analysis method ”, Hitachi, Ltd., February 1998” ”(Non-Patent Document 8).

図２３に、９×９ウラン燃料を全数装荷したＢＷＲプラントの炉心安定性解析結果を示す。ここで、安定性解析は、冷却材の再循環系を含むＢＷＲ炉心をモデル化した周波数領域の安定性解析コードで行ったものである。炉心安定性減幅比は、最低ポンプ速度曲線上の最大出力点で最も大きくなっており、９×９ウラン燃料を全数装荷した炉心では、減幅比が０．６７である。   FIG. 23 shows the core stability analysis results of the BWR plant loaded with all 9 × 9 uranium fuel. Here, the stability analysis is performed using a frequency domain stability analysis code that models a BWR core including a coolant recirculation system. The core stability reduction ratio is the largest at the maximum output point on the minimum pump speed curve, and the reduction ratio is 0.67 in the core loaded with all 9 × 9 uranium fuel.

このように、ＢＷＲ炉心では、各種設計改良により安定性の悪化が防止されているが、他方、ウラン資源の有効利用と使用済燃料発生量の削減を目的として軽水炉燃料の高燃焼度化が進められており、これにともなってウラン濃縮度は増加する傾向にある。ウラン濃縮度の増加により、ボイド反応度係数はより負になり、また、通常運転状態に対する冷温状態での反応度上昇量も増加する。沸騰水型原子炉では、熱水力フィードバック効果を含む炉心動特性や炉停止余裕など、炉の制御性の観点から、ボイド反応度係数や冷温時反応度上昇量を適切な値に保つ必要がある。ボイド係数や冷温時反応度上昇量を調整する方法として、中性子減速材である水の量を調整することが知られている。   As described above, in the BWR core, the deterioration of stability is prevented by various design improvements. On the other hand, the burnup of light water reactor fuel is promoted for the purpose of effective use of uranium resources and reduction of the amount of spent fuel. As a result, uranium enrichment tends to increase. As the uranium enrichment increases, the void reactivity coefficient becomes more negative, and the increase in reactivity in the cold state relative to the normal operating state also increases. In boiling water reactors, it is necessary to maintain the void reactivity coefficient and the amount of increase in cold reactivity at appropriate values from the viewpoint of reactor controllability such as core dynamics including thermal hydraulic feedback effect and reactor shutdown margin. is there. As a method for adjusting the void coefficient and the amount of increase in cold reactivity, it is known to adjust the amount of water as a neutron moderator.

沸騰水型原子炉では、燃料集合体下部からチャンネルボックス内に飽和状態に近い水が流入し、燃料棒からの伝熱により発生した蒸気ボイドを含む二相流となって燃料集合体上端から流出する。燃料集合体間はほぼ飽和状態にある水ギャップ領域となっているほか、チャンネルボックス内部にもほぼ飽和状態にある領域を形成するため、水ロッドを燃料集合体中央付近に配置する場合がある。
“ＴＬＲ−０５７（改訂２）「沸騰水型原子力発電所９×９燃料について」” “ＴＬＲ−００９（改訂４）「沸騰水型原子力発電所 ＧＥＴＡＢの概要、平成 １０年１月 株式会社東芝」” “ＨＬＲ−００７（訂４）「沸騰水形原子力発電所 原子炉の熱特性評価法（Ｇ ＥＴＡＢ）について”、平成９年１２月 株式会社日立製作所」 日本原子力研究所報告書（ＪＡＥＲＩ−Ｊ １７９４６），”Critical heat flux for tight-lattice rod bundle", Proceedings of InternationalWorkshopon Conceptual Status and Future Directions in Boiling HeatTransfer and Two-Phase Flow, p177-181(2000) 日本原子力学会和文論文誌，Vol.1,No.3(2002)、367.“稠密バンドル燃料の限 界出力” （社）日本原子力学会「２００１年秋の大会」予稿集（Ｇ２６〜Ｇ２７） “ＴＬＲ０１０（改訂３）「沸騰水型原子力発電所“安定性解析手法について ”平成１０年２月、株式会社東芝」” “ＨＬＲ０１３（訂３）「沸騰水型原子力発電所“安定性解析手法について” 平成１０年２月、株式会社日立製作所」” In boiling water reactors, water close to saturation flows into the channel box from the bottom of the fuel assembly, resulting in a two-phase flow containing steam voids generated by heat transfer from the fuel rods and outflowing from the top of the fuel assembly. To do. In addition to a substantially saturated water gap region between the fuel assemblies, a water rod may be disposed near the center of the fuel assembly to form a substantially saturated region inside the channel box.
"TLR-057 (Revision 2)" About boiling water nuclear power plant 9x9 fuel " "TLR-009 (Revision 4)" Outline of boiling water nuclear power plant GETAB, January 1998 Toshiba Corporation " “HLR-007 (4th edition)“ Boiling water nuclear power plant thermal property evaluation method (GETAB) ”, December 1997, Hitachi, Ltd. Japan Atomic Energy Research Institute report (JAERI-J 17946), “Critical heat flux for tight-lattice rod bundle”, Proceedings of International Workshopon Conceptual Status and Future Directions in Boiling HeatTransfer and Two-Phase Flow, p177-181 (2000) Japanese Atomic Energy Society Journal, Vol.1, No.3 (2002), 367. “Limited output of dense bundle fuel” Japan Atomic Energy Society "2001 Autumn Meeting" Proceedings (G26-G27) “TLR010 (Revision 3)“ Boiling Water Nuclear Power Plant “Stability Analysis Method” February 1998, Toshiba Corporation ” "HLR013 (3rd revision)" Boiling water nuclear power plant "Stability analysis method, February 1998, Hitachi, Ltd."

ＢＷＲの安定性は、一般に炉心流量が高いときに安定化することが知られている。これは、１つには、ボイドが炉心を通過するのに要する時間が短縮化されることが寄与している。ここで、ボイドの速度分布は、流路の形状とボイド率に依存することが知られている。ＢＷＲ炉心内（並行多チャンネル内の管群）のボイド率は、軸方向で増加する方向であるため、ボイドの集中度が大きくなる炉心の出口付近でボイド速度は最大となる。   It is known that the stability of BWR is generally stabilized when the core flow rate is high. In part, this contributes to a reduction in the time required for the voids to pass through the core. Here, it is known that the velocity distribution of the void depends on the shape of the flow path and the void ratio. Since the void ratio in the BWR core (the tube group in the parallel multi-channel) increases in the axial direction, the void speed becomes maximum near the exit of the core where the concentration of voids increases.

炉心の入口では、冷却材は未飽和のため、炉心最下部では、冷却材は単相流となる。上記、安定性は、炉心入口部で発生した擾乱が、炉心、ＲＰＶ内に形成される各種のフィードバック・ループを介して炉心入口部に外乱として戻ってきたときの応答性を示すものとして捉えることができる。一般的に、応答遅れが小さいときに安定化するため、炉心入口流量が高いときに炉心は安定化する方向となる。これを、チャンネル内の流速として見たときには、単相流が支配的な集合体入口での流速が高いときに、安定性に対する余裕は増加する。集合体入口での流速を高めるためには、例えば、チャンネル内の流路面積を減少させれば良い。   Since the coolant is not saturated at the core inlet, the coolant is a single-phase flow at the bottom of the core. The above-mentioned stability is understood as indicating the responsiveness when the disturbance generated at the core inlet part returns to the core inlet part as a disturbance through various feedback loops formed in the core and RPV. Can do. Generally, since the stabilization occurs when the response delay is small, the core is stabilized when the core inlet flow rate is high. When viewed as the flow velocity in the channel, the margin for stability increases when the flow velocity at the inlet of the assembly where the single-phase flow is dominant is high. In order to increase the flow velocity at the assembly inlet, for example, the flow area in the channel may be reduced.

しかしながら、チャンネル内流路面積を減少させる手段として、稠密格子炉心を採用した場合には、チャンネル内流路面積の減少は、チャンネル内圧損の増加をもたらす。特に、二相流部の圧損は、ループのゲインの増加に繋がるため、安定性に対する余裕を減少する側に作用する。また、稠密格子炉心にＰｕ富化度を高めた燃料（ＭＯＸ燃料）を装荷する場合には、炉心が偏平となり、熱出力を下げざるを得ない。これは、燃料を稠密化して転換比を向上させた炉心では、中性子を減速させる冷却材が少なく、高エネルギスペクトルとなるため、従来のＮａ冷却大型高速炉のように、冷却材の密度低下による反応度（冷却材ボイド係数）が正となる可能性があるためである（例えば、特願平１０−１８５２８８）。   However, when a dense lattice core is employed as a means for reducing the flow area in the channel, the reduction in the flow area in the channel causes an increase in the pressure loss in the channel. In particular, the pressure loss in the two-phase flow portion leads to an increase in the gain of the loop, and thus acts on the side of reducing the margin for stability. In addition, when a fuel (MOX fuel) having a high Pu enrichment is loaded into a dense lattice core, the core becomes flat and the heat output must be reduced. This is because in the core where the conversion ratio is improved by densifying the fuel, there are few coolants that decelerate the neutrons and the energy spectrum is high, so the density of the coolant is reduced as in the conventional Na-cooled large fast reactor. This is because the reactivity (coolant void coefficient) may be positive (for example, Japanese Patent Application No. 10-185288).

炉心の安定性を向上させる手段としては、上記の他に、全圧損に占める単相流圧損の割合を増加させることが効果的であることが知られている。その効果を利用した燃料集合体の例が、従来設計の９×９燃料であり、部分長燃料棒の採用と高圧損型下部タイプレートの採用により、安定性は改善されている。しかしながら、本手段は、炉心上下間差圧がほぼ一定となる条件下でのチャンネル安定性、あるいは、炉心入口総流量がほぼ一定となる条件下での領域安定性（高次モードの安定性）の改善には有効であるが、圧力容器内での冷却材の流れに沿った密度波の伝播を取り扱い、炉心の核のフィードバックが支配的となる炉心安定性（基本モードの安定性）には、余り大きな改善効果が期待できないことが知られている。例えば、最低ポンプ速度最大出力点での安定性減幅比の改善度合いは、チャンネル安定性に対して２０％であるときに、領域安定性に対して約１０％、炉心安定性に対しては５％程度である。   In addition to the above, as a means for improving the stability of the core, it is known to increase the ratio of the single-phase flow pressure loss to the total pressure loss. An example of a fuel assembly utilizing the effect is a 9 × 9 fuel of a conventional design, and stability is improved by employing a partial length fuel rod and a high pressure loss type lower tie plate. However, this measure provides channel stability under conditions where the differential pressure between the upper and lower cores is almost constant, or region stability under conditions where the total core inlet flow rate is almost constant (high-order mode stability). The core stability (fundamental mode stability), which deals with the propagation of density waves along the coolant flow in the pressure vessel and the core core feedback is dominant, is effective. It is known that a significant improvement effect cannot be expected. For example, the degree of improvement in the stability reduction ratio at the minimum pump speed maximum power point is about 10% for region stability and 20% for core stability when it is 20% for channel stability. It is about 5%.

他方、ＢＷＲ炉心の経済性の一層の向上を目指すための一手段として、高燃焼度化１０×１０燃料を導入した場合には、高燃焼度化達成のために燃料ペレット濃縮度が高くなり、核的フィードバック効果が大きくなること、及び、燃料棒本数の増加により集合体圧損が増大する方向となる。従って、単なる炉心の安定性の低下防止策のみならず、抜本的な安定性（特に、炉心安定性）の改善策の提案が必須となっている。さらには、安全性を損なうことなくＭＯＸ燃料を利用できる炉心燃料、あるいは、１．０以上の転換比が可能な炉心が将来実現する前であっても、現状よりも転換比を改善させた炉心燃料の早期導入が待たれている。   On the other hand, as a means for further improving the economics of the BWR core, when the high burnup 10 × 10 fuel is introduced, the fuel pellet enrichment becomes high in order to achieve high burnup, As the nuclear feedback effect increases and the number of fuel rods increases, the assembly pressure loss increases. Accordingly, it is essential to propose not only a measure for preventing the core stability from being lowered but also a measure for improving the fundamental stability (particularly the core stability). Furthermore, even if a core fuel that can use MOX fuel without sacrificing safety, or a core capable of a conversion ratio of 1.0 or higher, will be realized in the future, the core has an improved conversion ratio compared to the present situation. The early introduction of fuel is awaited.

本発明は、このような点に鑑み、部分長燃料棒、太径ウォータロッド等、これまでに培われたＢＷＲの燃料設計・製造技術を基盤とした上で、稠密炉心の長所を取り入れることにより、ＢＷＲの安全性を低下させることなく、安定性と経済性を向上させる燃料集合体を得ることを目的とする。   In view of these points, the present invention is based on the BWR fuel design and manufacturing technology cultivated so far, such as partial-length fuel rods and large-diameter water rods, and by incorporating the advantages of a dense core. An object of the present invention is to obtain a fuel assembly that improves stability and economy without reducing the safety of the BWR.

本発明は、最大有効長さＡの長尺燃料棒と、その最大有効長さＡよりも短くＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒をＮ×Ｎの正方格子状に配置するとともに、そのＮ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒をチャンネルボックスで囲んだ沸騰水型原子炉用燃料集合体において、前記燃料集合体の高さ方向０から上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域Ｈにおける、上記Ｎ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒の間の空間部に、上記部分長燃料棒よりも短く、かつ上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の最大有効長さＣを有する短尺燃料棒を配置したことを特徴とする。 In the present invention, an elongated fuel rod having a maximum effective length A and a partial length fuel rod having an effective length shorter than the maximum effective length A and 1/2 or more of A are formed in an N × N square lattice shape. In the fuel assembly for a boiling water reactor in which the fuel rods arranged in an N × N square lattice are surrounded by a channel box, the long fuel rods from the height direction 0 of the fuel assemblies In a region H that is ½ or less of the maximum effective length A, the space between the fuel rods arranged in the N × N square lattice is shorter than the partial-length fuel rods and the long A short length fuel rod having a maximum effective length C that is 1/2 or less of the maximum effective length A of the fuel rod is arranged.

すなわち、集合体の下部領域の燃料棒に挟まれた空間部分には、短尺細径の燃料棒を配置している。さらには、燃料棒の直径を軸方向（炉心の高さ方向）で変化させた上で、集合体全圧損を、既存の燃料集合体とほぼ同じにするために、集合体の上部領域では、一部の燃料棒を部分長としている。さらに、本発明では、ウォータロッドと部分長燃料棒の配置に関しては、中央部に集中させる様式で配置している。   That is, a short thin fuel rod is disposed in a space between the fuel rods in the lower region of the assembly. Furthermore, in order to make the total pressure loss of the assembly almost the same as that of the existing fuel assembly after changing the diameter of the fuel rod in the axial direction (the height direction of the core), in the upper region of the assembly, Some fuel rods have partial lengths. Further, in the present invention, the water rod and the partial-length fuel rod are arranged in a manner of being concentrated in the central portion.

しかして、本発明では、燃料集合体の下部領域では流路面積（最小値）が、従来のＢＷＲ燃料集合体における流路面積の半分程度に減少されており、他方、燃料集合体の上部領域での流路面積（最大値）が従来ＢＷＲ燃料集合体よりも大きくしてある。このときの具体的な指標としては、以下を使用している：
実効流路面積Ｓ：
Ｓ ＝ チャンネルボックス内空間部の断面積
− 燃料棒本数×燃料棒１本当りの断面積
− ウォータロッド本数×ウォータロッド１本当りの断面積
水力等価直径Ｄ：
Ｄ ＝ ４×実効流路面積（Ｓ）
／（チャンネルボックス内周長
＋ 燃料棒本数×燃料棒１本当りの周長
＋ ウォータロッド本数×ウォータロッド１本当りの周長）
ここで、ウォータロッド形状として複数種（丸状ウォータロッド、角状ウォータボックス 等）が採用されている場合には、ウォータロッド毎に断面積と周長を考慮する。また、複数の異なる径の燃料棒が採用されている場合には、燃料棒毎に断面積と周長を考慮する。 Thus, in the present invention, the flow passage area (minimum value) is reduced to about half of the flow passage area in the conventional BWR fuel assembly in the lower region of the fuel assembly, while the upper region of the fuel assembly. The flow path area (maximum value) at is larger than that of the conventional BWR fuel assembly. The following are used as specific indicators at this time:
Effective flow area S:
S = sectional area of the space in the channel box
-Number of fuel rods x cross-sectional area per fuel rod
-Number of water rods x cross-sectional area per water rod Hydraulic equivalent diameter D:
D = 4 × effective flow area (S)
/ (Inner perimeter of channel box
+ Number of fuel rods x circumference per fuel rod
+ Number of water rods x circumference per water rod)
Here, when a plurality of types of water rod shapes (round water rod, square water box, etc.) are employed, the cross-sectional area and circumference are considered for each water rod. Further, when a plurality of fuel rods having different diameters are employed, the cross-sectional area and the circumferential length are considered for each fuel rod.

さらに、 実効流路面積Ｓと水力等価直径Ｄについて、集合体入口部と中央部、あるいは、集合体入口部と出口部での比に着目する。これは、Ｅ１＝Ｓ（中央部）／Ｓ（入口部）とＥ２＝Ｄ（中央部）／Ｄ（入口部）、あるいは、Ｆ１＝Ｓ（出口部）／Ｓ（入口部）とＦ２＝Ｄ（出口部）／Ｄ（入口部）が大きいときに、安定性改善の相乗効果が得られるためである。   Further, attention is paid to the ratio of the aggregate inlet portion and the central portion or the aggregate inlet portion and the outlet portion with respect to the effective flow path area S and the hydraulic equivalent diameter D. This is because E1 = S (central part) / S (inlet part) and E2 = D (central part) / D (inlet part), or F1 = S (exit part) / S (inlet part) and F2 = D. This is because when (exit part) / D (inlet part) is large, a synergistic effect of stability improvement is obtained.

高燃焼度８×８燃料と、９×９燃料に関するＥ１とＥ２を図２４に、Ｆ１とＦ２を図２５に示す。ここで、Ｅ１とＥ２については、従来設計例（高燃焼度８×８燃料、９×９燃料）ではともに１．０よりも若干小さくなっている。これは、従来設計例では、太径ウォータロッドの下部を細径としていることによる。   FIG. 24 shows E1 and E2 for high burnup 8 × 8 fuel and 9 × 9 fuel, and FIG. 25 shows F1 and F2. Here, E1 and E2 are both slightly smaller than 1.0 in the conventional design example (high burnup 8 × 8 fuel, 9 × 9 fuel). This is because in the conventional design example, the lower part of the large-diameter water rod has a small diameter.

この結果、これにより単相流が支配的な集合体入口領域での流速が増加するのに加えて、集合体出口付近でのボイドのスリップ速度が大きくなる。さらには、集合体対内の圧損分布比（二相流圧損／単相流圧損）が増加することに加えて、集合体上部領域での水対ウラン比（Ｈ２Ｏ／ＵＯ２）が単純に大きくなること以上に高速中性子束がより効率的に減速されることによるボイド係数の絶対値の低減効果も得られる。これらは、全て、炉心の安定性を改善する方向に作用する。 As a result, this increases the flow velocity in the inlet region of the assembly where the single-phase flow is dominant, and also increases the slip velocity of the void near the outlet of the assembly. Furthermore, in addition to an increase in the pressure loss distribution ratio (two-phase flow pressure loss / single-phase flow pressure loss) within the aggregate pair, the water-to-uranium ratio (H 2 O / UO 2 ) in the upper region of the aggregate is simply The effect of reducing the absolute value of the void coefficient can be obtained by decelerating the fast neutron flux more efficiently than it becomes larger. These all act in the direction of improving the stability of the core.

また、集合体下部領域に配置する固体減速材を水排除を主目的としたものとすることで、中性子束のエネルギー分布が高い側に移動する。これは、本燃料集合体を装荷した炉心の転換比を向上させる側に作用する。   In addition, the solid moderator disposed in the lower region of the assembly is mainly intended for water removal, so that the energy distribution of the neutron flux moves to the higher side. This acts on the side of improving the conversion ratio of the core loaded with the fuel assembly.

さらには、集合体下部に短尺細径の燃料棒を配置することにより、ＭＯＸ燃料を充填できる燃料棒の自由度が増加する。これは、炉心核設計上の適正化（特に、ボイド係数が正値にならないようにする）を図ることを容易にする。   Furthermore, by disposing a short thin fuel rod at the bottom of the assembly, the degree of freedom of the fuel rod that can be filled with MOX fuel increases. This facilitates optimization in the core design (especially, the void coefficient does not become a positive value).

なお、上記手段は、既存のプラント設備、炉内構造物に特段の改造を加えることなく実現可能である。   In addition, the said means is realizable, without adding special remodeling to the existing plant equipment and a furnace internal structure.

以上のように、本発明によれば、従来からのＢＷＲ燃料炉心の設計・製造技術、及び、稠密格子に関する最新の知見を活かした上で、特に、集合体下部での熱的健全性に関わる設計余裕を有効利用することにより、既設のＢＷＲプラントの炉心の安定性と経済性を同時に改善することができる。   As described above, according to the present invention, the latest knowledge about the design and manufacturing technology of a conventional BWR fuel core and the dense lattice is utilized, and in particular, it relates to the thermal health at the lower part of the assembly. By effectively utilizing the design margin, the stability and economic efficiency of the core of the existing BWR plant can be improved at the same time.

即ち、本発明によれば、集合体入口領域での単相流速度の増大効果、集合体出口領域でのボイドのスリップ速度の増大効果、集合体全圧損に占める単相流圧損の増大効果、及び集合体上部領域での核的フィードバックの低減効果の４つの効果が同時に得られ、安定性を改善させることができる。   That is, according to the present invention, the effect of increasing the single-phase flow velocity in the assembly inlet region, the effect of increasing the slip rate of voids in the assembly outlet region, the effect of increasing the single-phase flow pressure loss in the total pressure loss of the assembly, And four effects of reducing the nuclear feedback in the upper region of the aggregate can be obtained at the same time, and the stability can be improved.

さらには、集合体下部領域に配置する固体減速材を減速能が小さな水排除棒とした場合、或いは、細径の燃料棒を配置した場合には、安定性改善効果と合わせて、炉心の転換比の向上、及びＭＯＸ燃料装荷自由度の増加の効果が得られ、しかも、上述した効果を得る上で、プラント、及び、炉心構造物の改造は基本的に不要であるため、プラントの経済性が大幅に向上する等の効果を奏する。   Furthermore, when the solid moderator placed in the lower region of the assembly is a water-removing rod with a small moderation capacity, or when a small-diameter fuel rod is arranged, the core is changed together with the stability improvement effect. The effect of improving the ratio and increasing the degree of freedom in loading MOX fuel is obtained, and in order to obtain the above-described effects, the plant and the core structure are basically not required to be modified. Has the effect of significantly improving.

以下、本発明の実施の形態を図１〜図１５、及び、図２４、図２５を参照して説明する。   Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 15, 24, and 25.

図１は、第１の実施例として１０×１０格子の燃料集合体の構造を模式的に示す縦断面図であり、図１（ａ）は集合体下部、図１（ｂ）は集合体上部を示している。この燃料集合体においては、燃料棒４０が１０×１０の正方格子状に配置されており、中央には、外幅が約３５ｍｍで燃料棒９本分のウォータボックス４１が配置され、チャンネルボックス４２で囲まれている。ここで、燃料棒の全長は約４ｍ、有効長（全長燃料棒に対する値）は約３．７ｍ、直径は約１０ｍｍである。   FIG. 1 is a longitudinal sectional view schematically showing the structure of a 10 × 10 lattice fuel assembly as a first embodiment. FIG. 1 (a) is a lower portion of the assembly, and FIG. 1 (b) is an upper portion of the assembly. Is shown. In this fuel assembly, fuel rods 40 are arranged in a 10 × 10 square lattice, and a water box 41 having an outer width of about 35 mm and nine fuel rods is arranged in the center, and a channel box 42. Surrounded by Here, the total length of the fuel rod is about 4 m, the effective length (value for the full length fuel rod) is about 3.7 m, and the diameter is about 10 mm.

図２は、図１で示した燃料集合体の縦断面図であり、集合体は、上部タイプレート４３と下部タイプレート４４により固定され、さらに、燃料スペーサ４５により所定の間隔が保持されている。図２（ａ）は、集合体の最外周部断面（Ａ断面）、図２（ｂ）は、集合体の中央部断面（Ｂ断面）を示している。ここで、チャンネル内への冷却材は、燃料棒下部端栓と下部タイプレート４４の挿入孔との間に確保された隙間より流入する。   FIG. 2 is a longitudinal sectional view of the fuel assembly shown in FIG. 1. The assembly is fixed by an upper tie plate 43 and a lower tie plate 44, and further, a predetermined interval is maintained by a fuel spacer 45. . 2A shows the outermost peripheral section (A section) of the aggregate, and FIG. 2B shows the central section (B section) of the aggregate. Here, the coolant into the channel flows from a gap secured between the fuel rod lower end plug and the insertion hole of the lower tie plate 44.

上記正格子状に配置された１０×１０の燃料棒は、最大有効長さＡを有する長尺燃料棒４０ａと、その長尺燃料棒４０ａの最大有効長さよりも有効長さが短い１２本の第１の部分長燃料棒４０ｂ及び８本の第２の部分長燃料棒４０ｃにより構成されている。１２本の第１の部分長燃料棒４０ｂは集合体下端から第５スペーサまでの長さを有しており、また８本の第２の部分長燃料棒４０ｃは集合体下端から第４スペーサまでの長さとしてある。そして、上記第１の部分長燃料棒４０ｂは集合体の外周部に配置され、第２の部分長燃料棒４０ｃはウォータボックス４１に隣接して配置されている。   The 10 × 10 fuel rods arranged in a regular lattice form are a long fuel rod 40a having a maximum effective length A and 12 effective lengths shorter than the maximum effective length of the long fuel rod 40a. The first partial length fuel rod 40b and the eight second partial length fuel rods 40c are constituted. The twelve first partial length fuel rods 40b have a length from the lower end of the assembly to the fifth spacer, and the eight second partial length fuel rods 40c extend from the lower end of the assembly to the fourth spacer. As the length. The first partial length fuel rods 40 b are disposed on the outer periphery of the assembly, and the second partial length fuel rods 40 c are disposed adjacent to the water box 41.

燃料棒間隔（最小値）は、集合体の全領域において約２．５ｍｍとしているが、長尺燃料棒の最大有効長さの１／２以下の領域である集合体下部には、燃料棒４０ａ、４０ｂ、或いは４０ｃに挟まれた空間に、集合体下端から第２スペーサまでの長さを有し、断面が５ｍｍ×５ｍｍの四角柱状短尺のウォータロッド４６が配置されている。燃料棒と四角柱短尺ウォータロッド４６の間隔（最小値）は、約１．５ｍｍである。そして、集合体の全圧損は、従来の９×９燃料集合体とほぼ同じとなっている。   The distance between the fuel rods (minimum value) is about 2.5 mm in the entire region of the assembly. However, the fuel rods 40a are located below the assembly, which is an area of 1/2 or less of the maximum effective length of the long fuel rods. , 40b, or 40c, a rectangular column-shaped short water rod 46 having a length from the lower end of the assembly to the second spacer and having a cross section of 5 mm × 5 mm is disposed. The distance (minimum value) between the fuel rod and the rectangular column short water rod 46 is about 1.5 mm. The total pressure loss of the assembly is almost the same as that of the conventional 9 × 9 fuel assembly.

本実施例では、炉心有効長を軸方向に均等長さで４領域に分けたときに、
各領域での最小流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１ｍ、Ｓ２ｍ、Ｓ３ｍ、Ｓ４ｍ）、
各領域での最大流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１Ｍ、Ｓ２Ｍ、Ｓ３Ｍ、Ｓ４Ｍ）、
各領域での最小水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１ｍ、Ｄ２ｍ、Ｄ３ｍ、Ｄ４ｍ）、
各領域での最大水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１Ｍ、Ｄ２Ｍ、Ｄ３Ｍ、Ｄ４Ｍ）
は、
Ｓ１Ｍ＜Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、
且つ、
Ｄ１Ｍ＜Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ
となっており、さらに図２４に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１（＝Ｓ２ｍ／Ｓ１Ｍ）、Ｅ２（＝Ｄ２ｍ／Ｄ１Ｍ）の値はそれぞれ約１．２、約１．７となっており、従来燃料の値と比べて大きくなっている。 In this example, when the core effective length is divided into four regions with equal length in the axial direction,
Minimum flow area in each region (in the axial direction upward, S1m, S2m, S3m, S4m),
Maximum flow area in each region (in the axial direction upward, S1M, S2M, S3M, S4M),
Minimum hydraulic diameter in each region (A1 upward, D1m, D2m, D3m, D4m),
Maximum hydraulic diameter in each region (upward in the axial direction, D1M, D2M, D3M, D4M)
Is
S1M <S2m ≦ S3m ≦ S4m,
and,
D1M <D2m ≦ D3m ≦ D4m
Further, as shown in FIG. 24, the values of the fuel assembly axial direction design index E1 (= S2m / S1M) and E2 (= D2m / D1M) are about 1.2 and 1.7, respectively. It is larger than the value of conventional fuel.

また、図２５に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｆ１（＝Ｓ４ｍ／Ｓ１ｍ）、Ｆ２（＝Ｄ４ｍ／Ｄ１ｍ）の値はそれぞれ約１．４、約２．４であり、やはり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。   Further, as shown in FIG. 25, the values of the fuel assembly axial direction design index F1 (= S4m / S1m) and F2 (= D4m / D1m) are about 1.4 and 2.4, respectively. It is larger than the fuel value.

なお、本実施例は１０×１０格子であることから、上述した部分長燃料棒本数を採用した場合でも、従来の９×９格子燃料と比べて、Ｕ２３５等核***性核種の充填量はほぼ同等であり、これとペレット濃縮度の最適化により高燃焼度化を達成することが可能である。   In addition, since this embodiment has a 10 × 10 lattice, even when the above-described number of partial-length fuel rods is adopted, the filling amount of fissionable nuclides such as U235 is almost the same as that of the conventional 9 × 9 lattice fuel. It is possible to achieve high burnup by optimizing the pellet concentration.

図３（ａ）、（ｂ）は、本発明で用いられているウォータボックス４１或いは四角柱短尺ウォータロッド４６の形状をより具体的に示したものである。ウォータボックス４１及びウォータロッド４６の冷却材の流入孔はそれぞれの下端、流出孔はそれぞれの上部に開けられており、ウォータボックス４１及びウォータロッド４６内では、冷却材は、ほぼ未飽和の状態となっている。   FIGS. 3A and 3B more specifically show the shape of the water box 41 or the rectangular column short water rod 46 used in the present invention. The coolant inflow holes of the water box 41 and the water rod 46 are opened at the respective lower ends, and the outflow holes are formed at the upper portions of the water box 41 and the water rod 46, respectively. It has become.

図４は、本発明で用いられているスペーサの形状をより具体的に示したものである。基本構造は、従来の９×９燃料集合体のスペーサと同様に丸セルを連結したものであり、丸セル内に燃料棒が挿入され、４つの丸セル間に四角柱状短尺のウォータロッド４６が挿入される。   FIG. 4 shows the shape of the spacer used in the present invention more specifically. The basic structure is such that round cells are connected in the same manner as a conventional 9 × 9 fuel assembly spacer, a fuel rod is inserted into the round cell, and a rectangular column-like short water rod 46 is inserted between the four round cells. Inserted.

図５は、本発明で用いられている下部タイプレート４４の形状をより具体的に示したものである。基本構造は、従来の９×９燃料集合体の下部タイプレートと同様に、表面に多数の孔が開けれている。これらは、燃料挿入孔５０、ウォータロッド挿入孔５１、ウォータボックス挿入孔５２、及び、冷却材流路用の孔５３である。   FIG. 5 shows more specifically the shape of the lower tie plate 44 used in the present invention. The basic structure has a number of holes in the surface, similar to the lower tie plate of a conventional 9 × 9 fuel assembly. These are a fuel insertion hole 50, a water rod insertion hole 51, a water box insertion hole 52, and a coolant channel hole 53.

図６は、炉心安定性解析結果を示している。集合体入口部の単相流の流速は、ほぼ流路面積の二乗に反比例して増加するため、集合体内で発生する気泡（ボイド）のチャンネル内通過時間が短縮され、これは、炉心の安定性は改善する方向に作用する。他方、本例では、従来型燃料ではクオリティが小さかった領域に短尺ウォータロッド４６を配置したことから、集合体下部領域での核的なフィードバックは従来９×９燃料とほぼ同等となっている。他方、上部領域においては、２０本の部分長燃料棒４０ｂ、４０ｃの採用により、従来燃料より冷却材が占める領域が増加している上、部分長燃料棒の内８本の第２の部分長燃料棒４０ｃが中央部のウォータボックスに隣接して採用されているため（図１（ｂ））、高速中性束がより効率的に減速されることから、核的なフィードバックは減少する方向となっている。集合体全圧損は従来９×９燃料とほぼ同等であるが、全圧損に占める単相流圧損の割合が大きくなっている。これらの効果が相乗して作用するため、炉心の安定性は向上し、炉心安定性減幅比は約３０％減少する（最大値は０．４７である）。領域安定性、及び、チャンネル安定性は、従来９×９燃料導入時に、既に改善されているが、さらに向上する。   FIG. 6 shows the core stability analysis result. The flow velocity of the single-phase flow at the inlet of the assembly increases almost in inverse proportion to the square of the flow path area, so the passage time of bubbles generated in the assembly in the channel is shortened. Sex works in the direction of improvement. On the other hand, in this example, since the short water rod 46 is disposed in the region where the quality of the conventional fuel is low, the nuclear feedback in the lower region of the assembly is almost the same as that of the conventional 9 × 9 fuel. On the other hand, in the upper region, the adoption of 20 partial-length fuel rods 40b and 40c increases the area occupied by the coolant compared to the conventional fuel, and the 8 second partial lengths of the partial-length fuel rods. Since the fuel rod 40c is adopted adjacent to the central water box (FIG. 1 (b)), the high-speed neutral bundle is decelerated more efficiently, so that the nuclear feedback decreases. It has become. The total pressure loss of the assembly is almost the same as that of the conventional 9 × 9 fuel, but the ratio of the single-phase flow pressure loss to the total pressure loss is large. Since these effects act synergistically, the core stability is improved and the core stability reduction ratio is reduced by about 30% (the maximum value is 0.47). The area stability and channel stability are already improved when 9 × 9 fuel is introduced, but are further improved.

なお、集合体を炉心に装荷したとき、運転条件下（圧力、質量流束、入口サブクーリング）での限界出力は、例えば、非特許文献５に記載された限界出力相関式により確認が可能である。   When the assembly is loaded on the core, the limit output under operating conditions (pressure, mass flux, inlet subcooling) can be confirmed by the limit output correlation equation described in Non-Patent Document 5, for example. is there.

図７及び図８は本発明の第２の実施例を示す図であり、図７（ａ）は集合体下部横断面、図７（ｂ）は集合体上部横断面を示し、図８は図７で示した燃料集合体の縦断面図であり、図８（ａ）は集合体の最外周部断面（Ａ断面）、図８（ｂ）は集合体の中央部断面（Ｂ断面）を示している。これらの図に示すように、この第２の実施例では、９×９格子の燃料集合体を構成する長尺燃料棒５５ａ、部分長燃料棒５５ｃの直径が、集合体の下部では集合体の上部よりも大きくなっている。即ち、燃料棒全長、有効長（最大値）は第１の実施例と同一であるが、上部領域での燃料棒直径は約１１ｍｍであり、下部領域での燃料棒直径は約１２ｍｍとなっている。集合体の中央には、下部領域では燃料棒１本分で断面丸型で、上部領域では燃料棒９本分で断面四角型となるウォータボックス４１ａが配置されている。   7 and 8 are views showing a second embodiment of the present invention, in which FIG. 7 (a) shows an assembly lower cross section, FIG. 7 (b) shows an assembly upper cross section, and FIG. 8A is a longitudinal sectional view of the fuel assembly shown in FIG. 7, FIG. 8A is a cross section of the outermost periphery of the assembly (A cross section), and FIG. 8B is a cross section of the central portion of the assembly (B cross section). ing. As shown in these drawings, in the second embodiment, the diameters of the long fuel rods 55a and the partial fuel rods 55c constituting the 9 × 9 lattice fuel assembly are shown in the lower part of the assembly. It is larger than the top. That is, the fuel rod length and effective length (maximum value) are the same as those in the first embodiment, but the fuel rod diameter in the upper region is about 11 mm, and the fuel rod diameter in the lower region is about 12 mm. Yes. In the center of the assembly, a water box 41a having a round cross section for one fuel rod in the lower region and a square cross section for nine fuel rods in the upper region is disposed.

集合体上部の燃料棒の一部（合計１６本）は集合体下端から第４スペーサまで延びる部分長燃料棒５５ｃとなっており、またウォータロッド４１ａの細径円柱部４１ａ１を囲む８本の燃料棒５５ｄは、その長さが第２スペーサの上端を僅かに超えるまでとなっている。チャンネル内への冷却材は、燃料棒下部端栓と下部タイプレートの挿入孔との間に確保された隙間より流入する。 Some of the aggregate upper portion of the fuel rods (in total 16) has a part-length fuel rods 55c extending from the assembly lower end to the fourth spacers and eight surrounding the small-diameter cylindrical portion 41a 1 of the water rod 41a The length of the fuel rod 55d is slightly longer than the upper end of the second spacer. The coolant flows into the channel through a gap secured between the fuel rod lower end plug and the lower tie plate insertion hole.

燃料棒間隔（最小値）は、集合体の上部領域において約３ｍｍとしているが、集合体下部では燃料棒に挟まれた空間に、図７（ａ）、図８（ａ）、（ｂ）に示すように、集合体下端から第２スペーサまで延びるジルカロイからなる、直径３ｍｍの円柱状短尺の固体減速材５６が配置されている。燃料棒５５ａと固体減速材５６の間隔（最小値）は、約１ｍｍであり、集合体の全圧損は従来の９×９燃料集合体とほぼ同じとなっている。   The fuel rod spacing (minimum value) is about 3 mm in the upper region of the assembly. In the lower portion of the assembly, the space between the fuel rods is shown in FIGS. 7 (a), 8 (a), and (b). As shown, a columnar short solid moderator 56 having a diameter of 3 mm made of Zircaloy extending from the lower end of the assembly to the second spacer is disposed. The distance (minimum value) between the fuel rod 55a and the solid moderator 56 is about 1 mm, and the total pressure loss of the assembly is almost the same as that of the conventional 9 × 9 fuel assembly.

本実施例では、炉心有効長を軸方向に均等長さで４領域に分けたときに、
各領域での最小流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１ｍ、Ｓ２ｍ、Ｓ３ｍ、Ｓ４ｍ）、
各領域での最大流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１Ｍ、Ｓ２Ｍ、Ｓ３Ｍ、Ｓ４Ｍ）、
各領域での最小水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１ｍ、Ｄ２ｍ、Ｄ３ｍ、Ｄ４ｍ）、
各領域での最大水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１Ｍ、Ｄ２Ｍ、Ｄ３Ｍ、Ｄ４Ｍ）
は、
Ｓ１Ｍ＜Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、
且つ、
Ｄ１Ｍ＜Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ
で、さらに図２４に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１（＝Ｓ２ｍ／Ｓ１Ｍ）、Ｅ２（＝Ｄ２ｍ／Ｄ１Ｍ）の値はそれぞれ約１．２、約１．６であり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。 In this example, when the core effective length is divided into four regions with equal length in the axial direction,
Minimum flow area in each region (in the axial direction upward, S1m, S2m, S3m, S4m),
Maximum flow area in each region (in the axial direction upward, S1M, S2M, S3M, S4M),
Minimum hydraulic diameter in each region (A1 upward, D1m, D2m, D3m, D4m),
Maximum hydraulic diameter in each region (upward in the axial direction, D1M, D2M, D3M, D4M)
Is
S1M <S2m ≦ S3m ≦ S4m,
and,
D1M <D2m ≦ D3m ≦ D4m
Further, as shown in FIG. 24, the values of fuel assembly axial direction design index E1 (= S2m / S1M) and E2 (= D2m / D1M) are about 1.2 and 1.6, respectively. It is larger than the value of.

また、図２５に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｆ１（＝Ｓ４ｍ／Ｓ１ｍ）、Ｆ２（＝Ｄ４ｍ／Ｄ１ｍ）の値はそれぞれ約１．５、約２．３であり、やはり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。   Further, as shown in FIG. 25, the values of the fuel assembly axial design index F1 (= S4m / S1m) and F2 (= D4m / D1m) are about 1.5 and 2.3, respectively. It is larger than the fuel value.

図９（ａ）は、燃料棒５５ａ或いは部分長燃料棒５５ｃの概略構造を示した図であり、燃料ペレット５７の直径は、燃料棒下部では、燃料棒上部に比べて大きくなっている。図９（ｂ）は、円柱状短尺の固体減速材５６を示したものである。   FIG. 9A is a diagram showing a schematic structure of the fuel rod 55a or the partial length fuel rod 55c, and the diameter of the fuel pellet 57 is larger at the lower portion of the fuel rod than at the upper portion of the fuel rod. FIG. 9B shows a columnar short solid moderator 56.

集合体入口部の単相流の流速は、ほぼ流路面積の二乗に反比例して増加するため、集合体内で発生する気泡（ボイド）のチャンネル内通過時間が短縮され、これは、炉心の安定性は改善する方向に作用する。さらに、本例では、従来型燃料ではクオリティが小さかった領域に軽水よりも小さな減速比を有する固体減速材５６を配置したことから、核的なフィードバックは従来９×９燃料よりも大きくなる方向であるが、単相流が支配的な領域であるから、炉心安定性の悪化要因とはならない。他方、上部領域においては、１６本の部分長燃料棒５５ｃの採用により、従来燃料より冷却材が占める領域が増加している上、中央部のウォータボックス４１ａに隣接して採用されているため、高速中性子がより効率的に減速されることから、核的なフィードバックは減少する方向となっている。集合体全圧損は従来９×９燃料とほぼ同等であるが、全圧損に占める単相流圧損の割合が大きくなっている。これらの効果が相乗して作用するため、炉心の安定性は向上し、炉心安定性減幅比は、従来９×９燃料装荷炉心と比べて２５％程度改善される。領域安定性、及び、チャンネル安定性も改善する。   The flow velocity of the single-phase flow at the inlet of the assembly increases almost in inverse proportion to the square of the flow path area, so the passage time of bubbles generated in the assembly in the channel is shortened. Sex works in the direction of improvement. Furthermore, in this example, since the solid moderator 56 having a reduction ratio smaller than that of light water is arranged in a region where the quality of the conventional fuel is low, the nuclear feedback is in a direction that becomes larger than that of the conventional 9 × 9 fuel. However, since single-phase flow is the dominant region, it does not cause deterioration of core stability. On the other hand, in the upper region, the adoption of 16 partial-length fuel rods 55c increases the area occupied by the coolant compared to the conventional fuel, and is adopted adjacent to the central water box 41a. As fast neutrons are decelerated more efficiently, nuclear feedback is decreasing. The total pressure loss of the assembly is almost the same as that of the conventional 9 × 9 fuel, but the ratio of the single-phase flow pressure loss to the total pressure loss is large. Since these effects act in synergy, the stability of the core is improved, and the core stability reduction ratio is improved by about 25% compared to the conventional 9 × 9 fuel-loaded core. Region stability and channel stability are also improved.

なお、本実施例は９×９格子であるが、上述したように、集合体下部領域での燃料棒直径を増加させていることから部分長燃料棒を採用した場合でも、従来の９×９格子燃料と比べて、Ｕ２３５等核***性核種の充填量は約１０％増加し、これと、ペレット濃縮度の最適化、及び、集合体下部領域での転換比の改善効果により、高燃焼度化を達成することは十分に可能である。また、上記実施の形態においては長尺燃料棒及び部分長燃料棒の両者の直径が、集合体の下部では集合体の上部よりも大きくなっているものを示したが、いずれか一方の燃料棒の径を集合体の下部では集合体の上部よりも大きくしてもよい。   Although the present embodiment has a 9 × 9 lattice, as described above, since the fuel rod diameter in the lower region of the assembly is increased, even when a partial-length fuel rod is adopted, the conventional 9 × 9 lattice is used. Compared with lattice fuel, the filling amount of fissionable nuclides such as U235 is increased by about 10%, and the burnup is increased by optimizing the pellet concentration and improving the conversion ratio in the lower part of the assembly. It is fully possible to achieve Further, in the above embodiment, it has been shown that the diameters of both the long fuel rod and the partial fuel rod are larger in the lower part of the assembly than in the upper part of the assembly. The diameter may be larger at the bottom of the assembly than at the top of the assembly.

図１０及び図１１は本発明の第３の実施例を示す図であり、９×９格子の燃料集合体を構成する燃料棒５８ａ、及び部分長燃料棒５８ｃの直径が、集合体の下部では集合体の上部よりも小さくなっている。図１０（ａ）は集合体下部横断面、図１０（ｂ）は集合体上部横断面を示している。集合体の中央には、下部領域では断面丸型（直径約１３ｍｍ）、上部領域では燃料棒９本分で断面四角型となるウォータボックス４１ａが配置されている。   FIGS. 10 and 11 are views showing a third embodiment of the present invention. The diameters of the fuel rods 58a and the partial-length fuel rods 58c constituting the 9 × 9 lattice fuel assembly are shown in the lower part of the assembly. It is smaller than the upper part of the aggregate. FIG. 10A shows the lower cross section of the assembly, and FIG. 10B shows the upper cross section of the assembly. In the center of the assembly, a water box 41a having a round cross section (diameter of about 13 mm) in the lower region and a square cross section of nine fuel rods in the upper region is disposed.

図１１は、図１０で示した燃料集合体の縦断面図であり、図１１（ａ）は集合体の最外周部断面（Ａ断面）、図１１（ｂ）は集合体の中央部断面（Ｂ断面）を示している。ここで、チャンネル内への冷却材は、燃料棒下部端栓と下部タイプレートの挿入孔との間に確保された隙間より流入する。   11 is a longitudinal sectional view of the fuel assembly shown in FIG. 10, FIG. 11 (a) is a cross section of the outermost periphery of the assembly (A cross section), and FIG. 11 (b) is a cross section of the central portion of the assembly ( (B cross section). Here, the coolant into the channel flows from a gap secured between the fuel rod lower end plug and the insertion hole of the lower tie plate.

燃料棒間隔（最小値）は、燃料棒直径が約１１ｍｍの９×９格子の集合体の上部領域において約３ｍｍとしているが、集合体下部では、燃料棒に挟まれた空間に、直径約６ｍｍで集合体下端から第２スペーサまで延びる、燃料棒５８ａの細径部５８ａ１と同じ直径の細径短尺燃料棒５９が配置されており、燃料棒間隔（最小値）は約１ｍｍとしてある。全体の約１／３に相当する細径短尺燃料棒部５９には、粒子状（直径約４ｍｍ）ＭＯＸ燃料が装填されており、残りの細径短尺燃料棒５９には、やはり粒子状のウラン燃料（直径約４ｍｍ）が装荷されている。これに対して、集合体上部の燃料棒の一部（合計１６本）は、集合体下端から第４スペーサまでの部分長燃料棒５８ｃとなっており、集合体の全圧損は、従来の９×９燃料集合体とほぼ同じとなっている。 The distance between the fuel rods (minimum value) is about 3 mm in the upper region of a 9 × 9 lattice assembly having a fuel rod diameter of about 11 mm. In the lower portion of the assembly, the diameter is about 6 mm in the space between the fuel rods. in extending from the assembly lower end to the second spacer, thin length fuel rods 59 of the same diameter as the small diameter portion 58a 1 of the fuel rod 58a and is arranged, the fuel rod spacing (minimum value) is as about 1 mm. The small-diameter short fuel rod portion 59 corresponding to about 1/3 of the whole is loaded with particulate (diameter about 4 mm) MOX fuel, and the remaining small-diameter short fuel rod 59 is also particulate uranium. Fuel (diameter about 4 mm) is loaded. On the other hand, some of the fuel rods at the top of the assembly (16 in total) are the partial length fuel rods 58c from the bottom of the assembly to the fourth spacer, and the total pressure loss of the assembly is 9 It is almost the same as the × 9 fuel assembly.

本実施例では、炉心有効長を軸方向に均等長さで４領域に分けたときに、
各領域での最小流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１ｍ、Ｓ２ｍ、Ｓ３ｍ、Ｓ４ｍ）、
各領域での最大流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１Ｍ、Ｓ２Ｍ、Ｓ３Ｍ、Ｓ４Ｍ）、
各領域での最小水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１ｍ、Ｄ２ｍ、Ｄ３ｍ、Ｄ４ｍ）、
各領域での最大水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１Ｍ、Ｄ２Ｍ、Ｄ３Ｍ、Ｄ４Ｍ）
は、
Ｓ１Ｍ＜Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、
且つ、
Ｄ１Ｍ＜Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ
で、さらに図２４に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１（＝Ｓ２ｍ／Ｓ１Ｍ）、Ｅ２（＝Ｄ２ｍ／Ｄ１Ｍ）の値はそれぞれ約１．２、約２．１であり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。 In this example, when the core effective length is divided into four regions with equal length in the axial direction,
Minimum flow area in each region (in the axial direction upward, S1m, S2m, S3m, S4m),
Maximum flow area in each region (in the axial direction upward, S1M, S2M, S3M, S4M),
Minimum hydraulic diameter in each region (A1 upward, D1m, D2m, D3m, D4m),
Maximum hydraulic diameter in each region (upward in the axial direction, D1M, D2M, D3M, D4M)
Is
S1M <S2m ≦ S3m ≦ S4m,
and,
D1M <D2m ≦ D3m ≦ D4m
Further, as shown in FIG. 24, the values of the fuel assembly axial design index E1 (= S2m / S1M) and E2 (= D2m / D1M) are about 1.2 and 2.1, respectively. It is larger than the value of.

また、図２５に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｆ１（＝Ｓ４ｍ／Ｓ１ｍ）、Ｆ２（＝Ｄ４ｍ／Ｄ１ｍ）の値はそれぞれ約１．２、約２．９であり、やはり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。   Further, as shown in FIG. 25, the values of the fuel assembly axial direction design index F1 (= S4m / S1m) and F2 (= D4m / D1m) are about 1.2 and about 2.9, respectively. It is larger than the fuel value.

図１２は、燃料棒５８ａの構造を示したものであり、細径燃料棒部５８ａ１ の上部に太径燃料棒部５８ａ２ が同一軸線上に連結されている。そして、細径燃料棒部５８ａ１ には粒状燃料６０が充填されており、太径燃料棒部５８ａ２ には円柱状のペレット６１が装填されている。 Figure 12 is shows a structure of the fuel rods 58a, small-diameter rod portion 58a upper to the thickness径燃fee rod portion 58a 2 of 1 are connected on the same axis. And, the small-diameter fuel rod portion 58a 1 and the particulate fuel 60 is filled, the diameter径燃fee rod portion 58a 2 cylindrical pellet 61 is loaded.

図１３は、燃料棒の細径燃料棒部と太径燃料棒部の連結方式を示す図である。細径燃料棒部５８ａ１ の上部端栓６２には正六角形の対角線上に６枚の突起６２ａが付けられており、他方、太径燃料棒部５８ａ２の下部端栓６３には、正六角形の対角線上に６つの溝６３ａが設けられており、上記太径燃料棒部５８ａ２の下部端栓６３の内周側の各溝６３ａに、太径燃料棒部５８ａ２と同一軸線上に配設された細径燃料棒部５８ａ１ の上部端栓６２の各突起６２ａを下方から係合連結することにより一本の燃料棒５８ａが形成されている。上記太径燃料棒部５８ａ２の下部端栓６２の各溝６２ａの外周側には、図１３（ｂ）に示すように上記細径燃料棒部５８ａ１ を取り囲む６本の細径短尺燃料棒５９の上部端栓５９ａに設けられた突起５９ａ１が係合され、１本の太径燃料棒部５８ａ２ は上記細径燃料棒部５８ａ１ 及びそれを取り囲む６本の細径短尺燃料棒５９によって支持されるようにしてある。 FIG. 13 is a view showing a connection method of the small diameter fuel rod portion and the large diameter fuel rod portion of the fuel rod. Diameter in the upper end plug 62 of the fuel rod portion 58a 1 is assigned a regular hexagon of six diagonally protrusion 62a, while the lower end plug 63 of the thick径燃fee rod portion 58a 2 is a regular hexagon six grooves 63a diagonally are provided, each groove 63a of the inner peripheral side of the lower end plug 63 of the thick径燃fee rod portion 58a 2, distribution in thickness径燃fee rod portion 58a 2 and the same axis one of the fuel rods 58a by engaging connecting each projection 62a of the set have been small-diameter fuel rod portion 58a 1 of the upper end plug 62 from below are formed. Above thick径燃charges the outer peripheral side of the grooves 62a of the lower end plug 62 of the rod portion 58a 2 is six thin length fuel rods surrounding the small diameter fuel rod portion 58a 1 as shown in FIG. 13 (b) A protrusion 59a 1 provided on an upper end plug 59a of 59 is engaged, and one large-diameter fuel rod portion 58a 2 is composed of the small-diameter fuel rod portion 58a 1 and six small-diameter short fuel rods 59 surrounding it. Is to be supported by

集合体入口部の単相流の流速は、ほぼ流路面積の二乗に反比例して増加するため、集合体内で発生する気泡（ボイド）のチャンネル内通過時間が短縮され、これは、炉心の安定性は改善する方向に作用する。さらに、本例では、集合体下部領域でＭＯＸ燃料が採用されているため、ボイド係数の絶対値はやや大きくなる方向となるが、単相流が支配的な領域であるため、核的なフィードバック効果への影響は小さい。他方、上部領域においては、１６本の部分長燃料棒の採用により、従来燃料より冷却材が占める領域が増加している上、部分長燃料棒の内８本が中央部のウォータボックスに隣接して採用されているため、高速中性束がより効率的に減速されることから、核的なフィードバックは減少する方向となっている。集合体全圧損は従来９×９燃料とほぼ同等であるが、全圧損に占める単相流圧損の割合が大きくなっている。これらの効果が相乗して作用するため、炉心の安定性は向上し、炉心安定性減幅比は、従来９×９燃料装荷炉心と比べて約２０％改善される。領域安定性、及び、チャンネル安定性も改善する。   Since the flow velocity of the single-phase flow at the inlet of the assembly increases almost in inverse proportion to the square of the flow path area, the passage time of bubbles generated in the assembly in the channel is shortened. Sex works in the direction of improvement. Furthermore, in this example, since the MOX fuel is used in the lower region of the assembly, the absolute value of the void coefficient becomes slightly larger, but since the single-phase flow is dominant, nuclear feedback The impact on the effect is small. On the other hand, in the upper region, the adoption of 16 partial-length fuel rods increases the area occupied by the coolant compared to the conventional fuel, and eight of the partial-length fuel rods are adjacent to the central water box. Since the high-speed neutral bundle is more efficiently decelerated, the nuclear feedback is decreasing. The total pressure loss of the assembly is almost the same as that of the conventional 9 × 9 fuel, but the ratio of the single-phase flow pressure loss to the total pressure loss is large. Since these effects act in synergy, the stability of the core is improved, and the core stability reduction ratio is improved by about 20% compared with the conventional 9 × 9 fuel-loaded core. Region stability and channel stability are also improved.

なお、本実施例は９×９格子であるが、集合体下部領域での燃料棒本数を増加させたことから、上述した部分長燃料棒本数を採用した場合でも、従来の９×９格子燃料と比べて、Ｕ２３５等核***性核種の充填量はほぼ同等であり、これと、ペレット濃縮度の最適化、及び、集合体下部領域での転換比の改善効果により、高燃焼度化を達成することは十分に可能である。また、上記実施の形態においては長尺燃料棒及び部分長燃料棒の両者の直径が、集合体の下部では集合体の上部よりも小さくなっているものを示したが、いずれか一方の燃料棒の径を集合体の下部では集合体の上部よりも小さくしてもよい。   Although this embodiment has a 9 × 9 lattice, the number of fuel rods in the lower region of the assembly is increased, so that even when the above-described partial length fuel rods are employed, the conventional 9 × 9 lattice fuel is used. Compared to the above, the filling amount of fissionable nuclides such as U235 is almost the same, and high burnup is achieved by optimizing the pellet concentration and improving the conversion ratio in the lower region of the assembly. It is possible enough. Further, in the above embodiment, it has been shown that the diameters of both the long fuel rod and the partial fuel rod are smaller in the lower part of the assembly than in the upper part of the assembly. The diameter may be smaller at the bottom of the assembly than at the top of the assembly.

図１４は、第４の実施の形態を示す図であり、１０×１０格子の燃料集合体において、燃料棒断面形状が集合体の下部と上部で異なっていることに加えて、チャンネルボックスの下部が内側に厚肉（約５ｍｍ）となっている。図１４（ａ）は集合体下部横断面、図１４（ｂ）は集合体上部横断面を示している。燃料棒６４の断面形状は、集合体下部領域では正六角形（被覆管外側形状が六角形で、被覆管内側断面形状と燃料ペレット断面形状は円形）で、集合体上部では円形としている。集合体の中央には、下部領域では燃料棒１本分の断面六角形で、上部領域では燃料棒９本分の断面丸型の超太径となるウォータロッド４１ｃが配置されている。   FIG. 14 is a diagram showing a fourth embodiment. In a 10 × 10 lattice fuel assembly, the fuel rod cross-sectional shape is different between the lower portion and the upper portion of the assembly, and the lower portion of the channel box. Is thick on the inside (about 5 mm). FIG. 14A shows the lower cross section of the assembly, and FIG. 14B shows the upper cross section of the assembly. The cross-sectional shape of the fuel rod 64 is a regular hexagon (the cladding tube outer shape is a hexagon, the cladding tube inner sectional shape and the fuel pellet sectional shape are circular) in the lower region of the assembly, and is circular in the upper portion of the assembly. In the center of the assembly, a water rod 41c having a super-large diameter with a hexagonal cross section for one fuel rod in the lower region and a round cross section for nine fuel rods in the upper region is arranged.

図１５は、図１４で示した燃料集合体の縦断面図であり、図１５（ａ）は、集合体の最外周部断面（Ａ断面）、図１５（ｂ）は、集合体の中央部断面（Ｂ断面）を示している。ウォータロッド細径六角柱部を囲む８本の燃料棒は、その長さが第２スペーサの上端を僅かに超えるまでとなっている。   15 is a longitudinal sectional view of the fuel assembly shown in FIG. 14, FIG. 15 (a) is a cross section of the outermost peripheral portion (A cross section) of the assembly, and FIG. 15 (b) is a central portion of the assembly. The cross section (B cross section) is shown. The eight fuel rods surrounding the water rod small-diameter hexagonal column portion have a length that slightly exceeds the upper end of the second spacer.

燃料棒間隔（最小値）は、集合体の上部領域において約２ｍｍとしているが、集合体下部では燃料棒に挟まれた空間に、ジルカロイからなる、最大径４ｍｍの六角柱状短尺（集合体下端から第２スペーサまで）の固体減速材６５が配置されている。燃料棒６４と固体減速材６５の間隔（最小値）は、約１ｍｍである。これに対して、集合体上部の燃料棒の一部（合計２４本）は部分長の燃料棒であり、集合体下端から第４スペーサまでの長さの第１の部分長燃料棒がＬが１６本、集合体下端から第５スペーサまでの第２の部分長燃料棒Ｓが８本となっており、集合体の全圧損は、従来の９×９燃料集合体とほぼ同じとなっている。本実施例では、炉心有効長を軸方向に均等長さで４領域に分けたときに、
各領域での最小流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１ｍ、Ｓ２ｍ、Ｓ３ｍ、Ｓ４ｍ）、
各領域での最大流路面積（軸方向上向きに、Ｓ１Ｍ、Ｓ２Ｍ、Ｓ３Ｍ、Ｓ４Ｍ）、
各領域での最小水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１ｍ、Ｄ２ｍ、Ｄ３ｍ、Ｄ４ｍ）、
各領域での最大水力直径（軸方向上向きに、Ｄ１Ｍ、Ｄ２Ｍ、Ｄ３Ｍ、Ｄ４Ｍ）
は、
Ｓ１Ｍ＜Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、
且つ、
Ｄ１Ｍ＜Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ
で、さらに図２４に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１（＝Ｓ２ｍ／Ｓ１Ｍ）、Ｅ２（＝Ｄ２ｍ／Ｄ１Ｍ）の値はそれぞれ約１．２、約２．２であり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。 The distance between the fuel rods (minimum value) is about 2 mm in the upper region of the assembly, but in the space between the fuel rods in the lower portion of the assembly is a hexagonal column-shaped short length (from the lower end of the assembly) made of zircaloy and having a maximum diameter of 4 mm. A solid moderator 65 (up to the second spacer) is arranged. The distance (minimum value) between the fuel rod 64 and the solid moderator 65 is about 1 mm. On the other hand, some of the fuel rods at the top of the assembly (24 in total) are partial-length fuel rods, and the first partial-length fuel rod of the length from the bottom of the assembly to the fourth spacer is L. There are 16 second partial length fuel rods S from the lower end of the assembly to the fifth spacer, and the total pressure loss of the assembly is almost the same as the conventional 9 × 9 fuel assembly. . In this example, when the core effective length is divided into four regions with equal length in the axial direction,
Minimum flow area in each region (in the axial direction upward, S1m, S2m, S3m, S4m),
Maximum flow area in each region (in the axial direction upward, S1M, S2M, S3M, S4M),
Minimum hydraulic diameter in each region (A1 upward, D1m, D2m, D3m, D4m),
Maximum hydraulic diameter in each region (upward in the axial direction, D1M, D2M, D3M, D4M)
Is
S1M <S2m ≦ S3m ≦ S4m,
and,
D1M <D2m ≦ D3m ≦ D4m
Further, as shown in FIG. 24, the values of the fuel assembly axial design index E1 (= S2m / S1M) and E2 (= D2m / D1M) are about 1.2 and 2.2, respectively. It is larger than the value of.

また、図２５に示すように、燃料集合体軸方向設計指標Ｆ１（＝Ｓ４ｍ／Ｓ１ｍ）、Ｆ２（＝Ｄ４ｍ／Ｄ１ｍ）の値はそれぞれ約１．９、約３．４であり、やはり、従来燃料の値と比べて大きくなっている。   Further, as shown in FIG. 25, the values of the fuel assembly axial design index F1 (= S4m / S1m) and F2 (= D4m / D1m) are about 1.9 and 3.4, respectively. It is larger than the fuel value.

従って、実施例１〜３と同様の理由で炉心の安定性は向上し、炉心安定性減幅比は、従来９×９燃料装荷炉心と比べて約２５％改善される。領域安定性、及び、チャンネル安定性も改善する。   Accordingly, the stability of the core is improved for the same reason as in the first to third embodiments, and the core stability reduction ratio is improved by about 25% compared to the conventional 9 × 9 fuel-loaded core. Region stability and channel stability are also improved.

なお、本実施例は１０×１０格子であり、また、下部領域で、全長の約１／４の燃料棒が８本確保されていることから、上述した部分長燃料棒本数を採用した場合でも、従来の９×９格子燃料と比べて、Ｕ２３５等核***性核種の充填量は約５％増加し、これと、ペレット濃縮度の最適化、及び、集合体下部領域での転換比の改善効果により、高燃焼度化を達成することは十分に可能である。   In addition, since the present embodiment has a 10 × 10 lattice and eight fuel rods of about ¼ of the total length are secured in the lower region, even when the above-described number of partial-length fuel rods is adopted. Compared with conventional 9x9 lattice fuel, the filling amount of fissionable nuclides such as U235 is increased by about 5%, optimization of pellet concentration, and improvement effect of conversion ratio in the lower region of the assembly Therefore, it is sufficiently possible to achieve high burnup.

本発明の適用範囲は、上述した第１〜第４の実施の形態以外にもある。   The scope of application of the present invention is not limited to the first to fourth embodiments described above.

例えば、第１の実施の形態において、細径短尺のウォータロッドの一部を固体減速材棒、中性子毒物（ガドリニア等）棒、あるいは、燃料棒とすることにより、集合体下部領域での中性子束分布を適切自在に調整することができる。   For example, in the first embodiment, a part of a small and short water rod is a solid moderator rod, neutron poison (gadolinia, etc.) rod, or fuel rod, so that the neutron flux in the lower region of the assembly The distribution can be adjusted appropriately.

第２の実施の形態において、集合体下部領域での燃料棒太径部には、粒状燃料（直径２ｍｍ程度）を充填し、集合体上部領域の燃料棒通常径部には、円柱状ペレットを装填することにより、燃料の被覆管への一方向からのみの装填が可能となることから、燃料棒製造上の効率を向上させることができる。   In the second embodiment, the fuel rod large-diameter portion in the lower region of the assembly is filled with granular fuel (diameter of about 2 mm), and the normal rod portion of the fuel rod in the upper region of the assembly is filled with cylindrical pellets. By loading, it becomes possible to load the fuel into the cladding tube from only one direction, so that the efficiency in manufacturing the fuel rod can be improved.

また、第３の実施の形態において、全ての細径短尺燃料棒について、その被覆管形状を六角形とすることにより、集合体下部での実効流路面積と水力等価直径を小さくし、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１とＥ２、あるいは、Ｆ１とＦ２を大きくする方法もある。   Further, in the third embodiment, for all the small diameter short fuel rods, the cladding tube shape is hexagonal, thereby reducing the effective flow path area and the hydraulic equivalent diameter at the lower part of the assembly, and the fuel assembly There is also a method of increasing the body axis direction design indexes E1 and E2 or F1 and F2.

第４の実施の形態では、集合体下部領域での燃料棒と固体減速材の断面を正六角形としているが、燃料棒の断面を四角形（被覆管外側形状、被覆管内側断面形状ともに四角形；被覆管外側形状については、角部を僅かに削って断面を八角形としたときのように、実質的に四角形である場合を含む）とすることは、燃料集合体軸方向設計指標Ｅ１とＥ２、あるいは、Ｆ１とＦ２を大きくする上で有効である。この場合、粒状燃料（直径２ｍｍ程度）を充填した上で、固体減速材は配置しないことにより、燃料集合体組み立ての効率を向上させることも可能である。   In the fourth embodiment, the cross section of the fuel rod and the solid moderator in the lower region of the assembly is a regular hexagon, but the cross section of the fuel rod is a quadrangle (both the outer shape of the cladding tube and the inner sectional shape of the cladding tube are rectangular; As for the tube outer shape, the fuel assembly axial direction design indexes E1 and E2, including the case where the corner portion is slightly cut to include an octagonal cross section). Alternatively, it is effective for increasing F1 and F2. In this case, it is possible to improve the efficiency of assembling the fuel assembly by filling the granular fuel (diameter of about 2 mm) and not disposing the solid moderator.

さらに、燃料集合体軸方向設計指標については、上述した、実効流路面積、あるいは、水力等価直径を用いた以外に、加熱周長、あるいは、燃料棒間隔最小値を用いた指標がある。加熱周長Ｐは、燃料棒本数×燃料棒外周長として定義され、値が大きいときに単位長さ当りの伝熱面が広いことを意味する。   Further, as the fuel assembly axial direction design index, there is an index using the heating circumference or the minimum value of the fuel rod interval in addition to using the effective flow path area or the hydraulic equivalent diameter described above. The heating circumference P is defined as the number of fuel rods × the outer circumference of the fuel rods. When the value is large, it means that the heat transfer surface per unit length is wide.

本発明の沸騰水型原子炉の燃料集合体の第１の実施の形態を示す構成図。BRIEF DESCRIPTION OF THE DRAWINGS The block diagram which shows 1st Embodiment of the fuel assembly of the boiling water reactor of this invention. 第１の実施例の燃料集合体の縦断面図。The longitudinal cross-sectional view of the fuel assembly of a 1st Example. 第１の実施例の燃料集合体で使用されるウォータロッドとウォータボックスの構造図。FIG. 3 is a structural diagram of a water rod and a water box used in the fuel assembly of the first embodiment. 第１の実施例の燃料集合体で使用される燃料スペーサの構造図。FIG. 3 is a structural diagram of a fuel spacer used in the fuel assembly of the first embodiment. 第１の実施例の燃料集合体で使用される下部タイプレートの構造図。FIG. 3 is a structural diagram of a lower tie plate used in the fuel assembly of the first embodiment. 第１の実施例の燃料集合体を炉心に装荷したときの炉心安定性解析結果Core stability analysis results when the fuel assembly of the first embodiment is loaded on the core 本発明の沸騰水型原子炉の燃料集合体の第２の実施の形態を示す構成図。The block diagram which shows 2nd Embodiment of the fuel assembly of the boiling water reactor of this invention. 第２の実施例の燃料集合体の縦断面図。The longitudinal cross-sectional view of the fuel assembly of a 2nd Example. 第２の実施例の燃料集合体で使用される燃料棒と固体減速材の構造図。FIG. 6 is a structural diagram of fuel rods and solid moderator used in the fuel assembly of the second embodiment. 本発明の沸騰水型原子炉の燃料集合体の第３の実施の形態を示す構成図。The block diagram which shows 3rd Embodiment of the fuel assembly of the boiling water reactor of this invention. 第３の実施例の燃料集合体の縦断面図。The longitudinal cross-sectional view of the fuel assembly of a 3rd Example. 第３の実施例の燃料集合体で使用される燃料棒の構造図。FIG. 6 is a structural diagram of a fuel rod used in the fuel assembly of the third embodiment. 第３の実施例の燃料集合体で使用される燃料棒の連結方式を示す図。The figure which shows the connection system of the fuel rod used with the fuel assembly of a 3rd Example. 本発明の沸騰水型原子炉の燃料集合体の第４の実施の形態を示す構成図。The block diagram which shows 4th Embodiment of the fuel assembly of the boiling water reactor of this invention. 第４の実施例の燃料集合体の縦断面図。The longitudinal cross-sectional view of the fuel assembly of a 4th Example. 沸騰水型原子力発電プラントの全体構成図。The whole block diagram of a boiling water nuclear power plant. 沸騰水型原子炉の運転特性図。Operation characteristic diagram of boiling water reactor. 沸騰水型原子炉の炉心全体の断面図。A sectional view of the entire core of a boiling water reactor. 沸騰水型原子炉の炉心シュラウドと集合体配置の関係図。The relationship diagram of the core shroud and assembly arrangement of a boiling water reactor. 従来の９×９燃料集合体の例を示す図。The figure which shows the example of the conventional 9x9 fuel assembly. 従来燃料集合体の燃料棒及びウォータロッド配列を示す図。The figure which shows the fuel rod and water rod arrangement | sequence of a conventional fuel assembly. 水ギャップ面積と水ロッド面積の和を一定としたときの中性子無限増倍率との関係を示す図。The figure which shows the relationship with a neutron infinite multiplication factor when making the sum of a water gap area and a water rod area constant. 従来の燃料集合体（９×９）を炉心に装荷したときの炉心安定性解析結果を示す図。The figure which shows a core stability analysis result when the conventional fuel assembly (9x9) is loaded to the core. 高燃焼度８×８燃料と９×９燃料に関するＥ１とＥ２を示す表。Table showing E1 and E2 for high burnup 8x8 fuel and 9x9 fuel. 高燃焼度８×８燃料と９×９燃料に関するＦ１とＦ２を示す表。Table showing F1 and F2 for high burnup 8x8 fuel and 9x9 fuel.

符号の説明Explanation of symbols

１ 原子炉格納容器
２ 原子炉圧力容器
３ 炉心
４ 冷却材
２０ 燃料集合体
２１ 制御棒
２２ ＬＰＲＭ
２５ 燃料棒
２８ チャンネルボックス
２９ 部分長燃料棒
４０、５５ 燃料棒
４０ａ、５５ａ 長尺燃料棒
４０ｂ、 第１の部分長燃料棒
４０ｃ 第２の部分長燃料棒
４１ ウォータボックス
４１ａ ウォータロッド
４２チャンネルボックス
４５ スペーサ
４６ 短尺ウォータロッド
５５ｃ 部分長燃料棒
５６ 固体減速材
５８ａ 燃料棒
５９ 細径短尺燃料棒
６４ 燃料棒
６５ 固体減速材 1 Reactor containment vessel 2 Reactor pressure vessel 3 Core 4 Coolant 20 Fuel assembly 21 Control rod 22 LPRM
25 Fuel rod 28 Channel box 29 Partial length fuel rod 40, 55 Fuel rod 40a, 55a Long fuel rod 40b, First partial length fuel rod 40c Second partial length fuel rod 41 Water box 41a Water rod 42 Channel box 45 Spacer 46 Short water rod 55c Partial length fuel rod 56 Solid moderator 58a Fuel rod 59 Small diameter short fuel rod 64 Fuel rod 65 Solid moderator

Claims (18)

最大有効長さＡの長尺燃料棒と、最大有効長さＡよりも短くＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒をＮ×Ｎの正方格子状に配置するとともに、そのＮ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒をチャンネルボックスで囲んだ沸騰水型原子炉用燃料集合体において、
前記燃料集合体の高さ方向０から上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域Ｈにおける、上記Ｎ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒の間の空間部に、上記部分長燃料棒よりも短く、かつ上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の最大有効長さＣを有する短尺燃料棒を配置したことを特徴とする、沸騰水型原子炉用燃料集合体。 An elongated fuel rod having a maximum effective length A and partial length fuel rods having an effective length shorter than the maximum effective length A and not less than 1/2 of A are arranged in an N × N square lattice, and In a fuel assembly for a boiling water reactor in which fuel rods arranged in an N × N square lattice are surrounded by a channel box,
A space between the fuel rods arranged in an N × N square lattice in a region H that is ½ or less of the maximum effective length A of the long fuel rods from the height direction 0 of the fuel assembly. A short fuel rod having a maximum effective length C shorter than the partial length fuel rod and having a maximum effective length C equal to or less than ½ of the maximum effective length A of the long fuel rod. Type fuel assembly. 上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の少なくとも一方は、少なくともその一部の燃料棒の外径が、上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内において縮小または増大され、且つ、下端から上端までの中心軸が一致されていることを特徴とする、請求項１記載の沸騰水型原子炉用燃料集合体。   At least one of the long fuel rod having the maximum effective length A and the partial length fuel rod having an effective length that is 1/2 or more of the maximum effective length A of the long fuel rod is at least a part of the fuel rods. 2. The boiling according to claim 1, wherein the outer diameter is reduced or increased in a region of ½ or less of the maximum effective length A, and the central axis from the lower end to the upper end is matched. Water reactor fuel assembly. 上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の少なくとも一方の外套が、少なくとも上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内において円筒であるときには、最大有効長さＣの短尺燃料棒の外套は四角筒であることを特徴とする、請求項１又は２記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。   At least one jacket of the long fuel rod having the maximum effective length A and the partial length fuel rod having an effective length that is 1/2 or more of the maximum effective length A of the long fuel rod is at least the maximum effective length. 3. The boiling water reactor according to claim 1, wherein the outer shell of the short fuel rod having the maximum effective length C is a square tube when it is a cylinder in a region less than ½ of A. 4. Fuel assembly. 上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の外套が、少なくとも上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内において六角筒であるときには、最大有効長さＣの短尺燃料棒の外套は六角筒であることを特徴とする、請求項１又は２記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。   The long effective rod A having the maximum effective length A and the outer shell of the partial length fuel rod having an effective length not less than 1/2 of the maximum effective length A of the long fuel rod are at least one of the maximum effective length A. The fuel assembly for a boiling water reactor according to claim 1 or 2, wherein the outer casing of the short fuel rod having the maximum effective length C is a hexagonal cylinder when it is a hexagonal cylinder within a region of / 2 or less. body. 上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の少なくとも一方の外套が、少なくとも上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内において四角筒であるときには、短尺燃料棒を設けないことを特徴とする、請求項１又は２記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。   At least one jacket of the long fuel rod having the maximum effective length A and the partial length fuel rod having an effective length that is 1/2 or more of the maximum effective length A of the long fuel rod is at least the maximum effective length. The fuel assembly for a boiling water reactor according to claim 1 or 2, wherein a short fuel rod is not provided when the cylinder is a square cylinder in a region of 1/2 or less of A. 最大有効長さＡの長尺燃料棒と、最大有効長さＡよりも短くＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒をＮ×Ｎの正方格子状に配置するとともに、そのＮ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒をチャンネルボックスで囲んだ沸騰水型原子炉用燃料集合体において、
前記燃料集合体の高さ方向０から上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域Ｈにおける、上記Ｎ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒の間の空間部に、上記部分長燃料棒よりも短く、かつ上記長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の最大有効長さＣを有する短尺燃料棒を配置し、前記Ｎ×Ｎの正方格子状に配置された燃料棒それぞれの中心軸位置が、水平断面において、その燃料棒を取り囲み、六方格子を構成する６本の短尺燃料棒の中心軸位置から同一の距離となっていることを特徴とする、沸騰水型原子炉用燃料集合体。 An elongated fuel rod having a maximum effective length A and partial length fuel rods having an effective length shorter than the maximum effective length A and not less than 1/2 of A are arranged in an N × N square lattice, and In a fuel assembly for a boiling water reactor in which fuel rods arranged in an N × N square lattice are surrounded by a channel box,
A space between the fuel rods arranged in an N × N square lattice in a region H that is ½ or less of the maximum effective length A of the long fuel rods from the height direction 0 of the fuel assembly. A short fuel rod having a maximum effective length C that is shorter than the partial length fuel rod and having a maximum effective length C that is 1/2 or less of the maximum effective length A of the long fuel rod, and the N × N square lattice The center axis positions of the fuel rods arranged in the shape of each of the fuel rods are the same distance from the center axis positions of the six short fuel rods surrounding the fuel rod and constituting the hexagonal lattice in the horizontal section. A fuel assembly for a boiling water reactor. 上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の少なくとも一方は、少なくともその一部の燃料棒の外径が、上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内において縮小または増大され、且つ、下端から上端までの中心軸が一致されていることを特徴とする、請求項６記載の沸騰水型原子炉用燃料集合体。   At least one of the long fuel rod having the maximum effective length A and the partial length fuel rod having an effective length that is 1/2 or more of the maximum effective length A of the long fuel rod is at least a part of the fuel rods. 7. The boiling according to claim 6, wherein the outer diameter is reduced or increased in a region of ½ or less of the maximum effective length A, and the central axis from the lower end to the upper end is matched. Water reactor fuel assembly. 上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の外套が、少なくとも上記長尺燃料棒の燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域おいて六角筒であるときには、最大有効長さＣの短尺燃料棒の外套も六角筒であることを特徴とする、請求項６又は７記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。   A long-length fuel rod having the maximum effective length A and a jacket of a partial-length fuel rod having an effective length of 1/2 or more of the maximum effective length A of the long fuel rod are at least fuel rods of the long-length fuel rod. 8. The outer shell of a short fuel rod having a maximum effective length C is also a hexagonal cylinder when the hexagonal cylinder is in a region of ½ or less of the maximum effective length A. Boiling water reactor fuel assembly. 上記最大有効長さＡの長尺燃料棒及び長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以上の有効長さを有する部分長燃料棒の少なくとも一方の燃料棒は、外径または被覆管外側形状が異なる二つの部分からなり、上記最大有効長さＡの１／２以下の領域内で前記外径または被覆管外側形状が異なる二つの部分が連結されていることを特徴とする、請求項１乃至８のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。 At least one fuel rod of the long-length fuel rod having the maximum effective length A and the partial-length fuel rod having an effective length of 1/2 or more of the maximum effective length A of the long fuel rod has an outer diameter or a cladding tube It is composed of two parts having different outer shapes, and two parts having different outer diameters or outer shapes of the cladding tube are connected within a region of ½ or less of the maximum effective length A. Item 9. A fuel assembly for a boiling water reactor according to any one of Items 1 to 8. 前記燃料棒の少なくとも一部には、プルトニウムを富化した混合酸化物燃料が充填されていることを特徴とする、請求項１乃至９のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。 The fuel assembly for a boiling water reactor according to any one of claims 1 to 9, wherein at least a part of the fuel rod is filled with a mixed oxide fuel enriched in plutonium. . 全ての種類の燃料棒は、有効長さが長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の範囲内において、少なくともその一部に、粒子状燃料が充填されていることを特徴とする、請求項１乃至１０のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。   All types of fuel rods are characterized in that at least a part thereof is filled with particulate fuel within an effective length of 1/2 or less of the maximum effective length A of a long fuel rod. The fuel assembly for a boiling water reactor according to any one of claims 1 to 10. 前記短尺燃料棒の少なくとも一本が、水ロッド、あるいは、中性子減速能力が高く、かつ中性子吸収断面積が小さい固体減速材に置き換えられていることを特徴とする、請求項１乃至１１のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。 12. At least one of the short fuel rods is replaced with a water rod or a solid moderator having a high neutron moderating capacity and a small neutron absorption cross section. A fuel assembly for a boiling water reactor according to 1. 燃料集合体の中央部に、長尺燃料棒の最大有効長さＡに対応する高さの、少なくとも１本の水ロッド有することを特徴とする、請求項１乃至１２のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。   The boiling point according to any one of claims 1 to 12, wherein at least one water rod having a height corresponding to the maximum effective length A of the long fuel rod is provided in a central portion of the fuel assembly. Water reactor fuel assembly. 長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／２以下の領域内において、チャンネルボックスの肉厚が内側方向に厚くなっていることを特徴とする、請求項１乃至１３のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。   14. The channel box according to claim 1, wherein the thickness of the channel box is increased inwardly in a region of ½ or less of the maximum effective length A of the long fuel rod. Boiling water reactor fuel assembly. 短尺燃料棒の有効長さが、長尺燃料棒の最大有効長さＡの１／３以下であり、長尺燃料棒の最大有効長さＡの３／４よりも短く、且つ、上記最大有効長さＡの１／２よりも長い部分長燃料棒が少なくとも１６本含まれており、且つ前記部分長燃料棒の内少なくとも８本は、水ロッドに隣接されて配置されていることを特徴とする、請求項１乃至１４のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。   The effective length of the short fuel rod is 1/3 or less of the maximum effective length A of the long fuel rod, shorter than 3/4 of the maximum effective length A of the long fuel rod, and the maximum effective At least 16 partial-length fuel rods longer than ½ of length A are included, and at least 8 of the partial-length fuel rods are disposed adjacent to the water rod. The fuel assembly for a boiling water reactor according to any one of claims 1 to 14. 長尺燃料棒の最大有効長さＡを軸方向に均等長さで４領域に分け、
各領域での最小流路面積を軸方向上向きに、Ｓ１ｍ、Ｓ２ｍ、Ｓ３ｍ、Ｓ４ｍ、
各領域での最大流路面積を軸方向上向きに、Ｓ１Ｍ、Ｓ２Ｍ、Ｓ３Ｍ、Ｓ４Ｍ、
各領域での最小水力直径を軸方向上向きに、Ｄ１ｍ、Ｄ２ｍ、Ｄ３ｍ、Ｄ４ｍ、
各領域での最大水力直径を軸方向上向きに、Ｄ１Ｍ、Ｄ２Ｍ、Ｄ３Ｍ、Ｄ４Ｍ
としたときに、
Ｓ１Ｍ＜Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、
且つ、Ｄ１Ｍ＜Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ、
あるいは、
Ｓ１ｍ≦Ｓ２ｍ≦Ｓ３ｍ≦Ｓ４ｍ、 但し、Ｓ１ｍ＜Ｓ４ｍ
且つ、
Ｄ１ｍ≦Ｄ２ｍ≦Ｄ３ｍ≦Ｄ４ｍ、 但し、Ｄ１ｍ＜Ｄ４ｍ
となっていることを特徴とする、請求項１乃至１５のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。 The maximum effective length A of the long fuel rod is divided into four regions with equal length in the axial direction,
S1m, S2m, S3m, S4m, the minimum flow path area in each region upward in the axial direction,
S1M, S2M, S3M, S4M, the maximum flow path area in each region is axially upward
D1m, D2m, D3m, D4m, the minimum hydraulic diameter in each region in the axial direction upward
D1M, D2M, D3M, D4M with maximum hydraulic diameter in each area upward in the axial direction
And when
S1M <S2m ≦ S3m ≦ S4m,
And D1M <D2m ≦ D3m ≦ D4m,
Or
S1m ≦ S2m ≦ S3m ≦ S4m, provided that S1m <S4m
and,
D1m ≦ D2m ≦ D3m ≦ D4m, where D1m <D4m
The fuel assembly for a boiling water reactor according to any one of claims 1 to 15, characterized in that: 長尺燃料棒の最大有効長さＡを軸方向に均等長さで４領域に分け、各領域での最小加熱周長を軸方向上向きに、
Ｐ１、Ｐ２、Ｐ３、Ｐ４としたときに、
Ｐ１≦Ｐ２≦Ｐ３≦Ｐ４、 但し、Ｐ１＜Ｐ４
となっていることを特徴とする、請求項１乃至１６のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。 The maximum effective length A of the long fuel rod is divided into four regions with an equal length in the axial direction, and the minimum heating circumference in each region is axially upward,
When P1, P2, P3, and P4,
P1 ≦ P2 ≦ P3 ≦ P4, where P1 <P4
The fuel assembly for a boiling water reactor according to any one of claims 1 to 16, wherein 長尺燃料棒の最大有効長さＡを軸方向に均等長さで４領域に分け、各領域での最小燃料棒間隔を軸方向上向きに、Ｌ１、Ｌ２、Ｌ３、Ｌ４としたときに、
Ｌ１≦Ｌ２≦Ｌ３≦Ｌ４、 但し、Ｌ１＜Ｌ４
となっていることを特徴とする、請求項１乃至１７のいずれかに記載の沸騰水型原子炉の燃料集合体。 When the maximum effective length A of the long fuel rods is divided into four regions with an equal length in the axial direction, and the minimum fuel rod interval in each region is axially upward, L1, L2, L3, L4,
L1 ≦ L2 ≦ L3 ≦ L4 where L1 <L4
The fuel assembly for a boiling water reactor according to any one of claims 1 to 17, characterized in that:
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