JPS6137591B2 - - Google Patents
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Classifications
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
- Y02E30/00—Energy generation of nuclear origin
- Y02E30/30—Nuclear fission reactors
Description
本発明は特に沸騰水型原子炉に使用して好適な
核燃料集合体の改良に関する。
炉心に装荷される新燃料はＵ−235が全く燃焼
していないため炉心の超過反応度が大きく制御棒
のみでは完全に抑制できない。このため、中性子
吸収物質で作られたコントロールカーテンを運転
初期だけ集合体間に挿入すること、あるいは、燃
料そのものにガドリニア（Gd2O3）等の可燃性毒
物を混入することが行なわれている。
ところで、燃料そのものに可燃性毒物を混入す
る方法は、コントロールカーテンに比べて炉心内
に占める特別な空間も必要としない。又、可燃性
毒物は、中性子吸収断面積が非常に大きいので燃
焼が進むにつれてＵ−235よりも早く減少するた
め、ある程度燃焼が進めば可燃性毒物の効果がな
くなり、燃焼度に対して亜影響を与えないという
有益な効果を有する。
このため、コントロールカーテンに代わつて可
燃性毒物を混入した核燃料集合体が近年富に注目
されている。可燃性毒物としては、一般にガドリ
ニア（Gd2O3）が使われる。このガドリニア
（Gd2O3）の核的特性はガドリニウム（Gd）の核
的特性と同じで、他に類をみないほど大きな中性
子吸収能力をもち、且つ可燃性毒物としての優れ
た特性をもつている。
ところが、従来のガドリニア入り核燃料集合体
は、第１図に示す如く全長に亘つてほぼ同一濃度
（例えば１〜２重量％）のガドリニアが混入され
ていた為、第２図に示す如く燃焼が進むにつれて
軸方向出力分布にピーク点Ｐが顕著に現われてい
た。このピーク点Ｐは、核燃料集合体のほぼ下方
３分の１の位置に現われる。これは、燃料棒の周
りに発生する蒸気泡が燃料棒上方に位置する減速
材、すなわち冷却材を排除し、熱中性子束が低下
することによる。尚全長に亘つてほぼ同一濃度で
添加されたガドリニアは、運転初期においては燃
料の超過反応度を抑制して且つ軸方向に対する線
出力密度分布の平担化に寄与するが運転末期にお
ける線出力密度分布の平担化には寄与しない。こ
れはガドリニアが、燃料棒の全長に亘つて単位時
間あたりほぼ同一割合で減少し、運転末期には消
失するからである。
本発明の目的は上述の事情に鑑みてなされたも
ので、運転初期における超過反応度の抑制および
全運転期間中における軸方向出力分布の平担化が
可能な核燃料集合体を得ることにある。
すなわち可燃性毒物を混入した燃料ペレツトを
内蔵する燃料棒を複数本結束しチヤンネルボツク
スで包囲してなる核燃料集合体において、前記燃
料棒を軸線に沿つてその燃料有効長の上端から中
央までの上部領域と中央から下端までの下部領域
とに区分し、前記可燃性毒物は燃料有効長に亘つ
て分布し、かつその可燃性毒物の濃度は前記下部
領域が上部領域よりも高く分布され、さらに燃料
ペレツトの上記可燃性毒物の濃度は中性子吸収物
質を含まないものを除いて二種類からなることを
特徴とする核燃料集合体を提供することにある。
さらにこの可燃性毒物の具体例としてガドリニア
である核燃料集合体を提供することにある。
以下図面を参照して本発明の一実施例を説明す
る。
第３図は本発明の一実施例を適用する核燃料集
合体３０を一部断面で示す斜視図である。この図
から分るように核燃料集合体３０は、正方格子状
に配列された複数本の燃料棒３１と、この燃料棒
３１の上端及び下端を夫々支持する上側結合板３
２及び下側結合板３３と、前記燃料棒３１の途中
に位置して燃料棒間の間隔を規制する数個のスペ
ーサ３４と、これらを覆うチヤンネルボツクス３
５とから構成される。
前記燃料棒３０は、第４図に示す如く例えばジ
ルカロイー２製の被覆管４１と、この被覆管４１
の上下開口端を気密閉塞する上部端栓４２及び下
部端栓４３と、前記被覆管４１内に装填される多
数の燃料ペレツト４４と、燃料ペレツト４４の最
上面と前記上部端栓４２との間に介設される内部
スプリング４５とから構成される。
前記核燃料集合体３０は、又、その軸方向に濃
度分布を持たせたガドリニア（Gd2O3）入り燃料
棒が混入されている。このガドリニアの燃料棒に
おける濃度分布は、第５図に示す如くコア高で最
下端を起点として０〜５及び50〜100％の範囲が
２重量パーセント（Ｗ／Ｏ）で、５〜50％の範囲
が4W／Ｏである。即ち、核燃料集合体３０とし
てみると、この核燃料集合体３０の最下端より０
〜50％の範囲には、ほぼ最下端より50〜100％の
範囲の２倍の量のガドリニアが混入されている。
このガドリニアの濃度分布は、前記燃料ペレツ
ト４４に混入するガドリニア混入量を変えること
によつて達成する。即ち、燃料ペレツト４４は、
一酸化ウラン（UO2）とガドリニア（Gd2O3）との
混合物を使用しUO2に対するGd2O3の混入割合を
変えることにより達成する。UO2に対するGd2O3
の濃度（重量パーセント）は、例えば2W／Ｏと
4W／Ｏが適当である。（なお4W／Ｏは、ガドリ
ニアが運転末期に燃え残らない濃度であり、
2W／Ｏは4W／Ｏに対して１から2W／Ｏの差を
付けた結果決定された濃度である。）以後、ガド
リニア混入量が2W／Ｏのペレツトを2W／Ｏペレ
ツト４４ａ、4W／Ｏのペレツトを4W／Ｏペレツ
ト４４ｂ、0W／Ｏのペレツトを0W／Ｏペレツト
４４ｏと記載する。
次に燃料棒３１を模式化して示す第６図を参照
して第５図に示すガドリニア分布の得かたを説明
する。第６図ａは、１本の燃料棒３１に2W／Ｏ
ペレツト４４ａと4W／Ｏペレツト４４ｂを一緒
に装填して達成する方法である。中央の無印のも
のはガドリニアの混入されていない二酸化ウラン
のみ0W／Ｏペレツト４４ｏの燃料棒である。こ
の0W／Ｏペレツト４４ｏは核燃料集合体３０に
対するガドリニアの全混入量を調整するものであ
る。第６図ｂは、2W／Ｏペレツト４４ａのみ装
填して構成した燃料棒と、4W／Ｏペレツト４４
ｂと0W／Ｏペレツトの２種類を装填した燃料棒
とで前記ガドリニアの濃度分布を達成する方法で
ある。これらは燃料棒に装填する0W／Ｏペレツ
ト４４o2W／Ｏペレツト４４ａ、4W／Ｏペレツ
ト４４ｂを種々変更して達成することができる。
なお第５図に示すガドリニアの濃度分布は、第６
図に示した燃料棒の平均を示すものではなく、
4W／Ｏ又は2W／Ｏのガドリニアの濃度を持つ燃
料棒がその高さの位置にあることを示す。
次にガドリニアの濃度差による燃焼挙動と、ガ
ドリニアの混入された燃料棒本数の差による燃焼
挙動を第７図を参照して説明する。第７図は、縦
軸にガドリニアによる負の反応度ΔKGをパーセ
ントで示し、横軸に燃料の燃焼度GWD／STを示
す。そして、Ａは１本の燃料棒のペレツト４４が
全て2W／Ｏペレツト４４ａである燃料棒５本に
対するガドリニアの挙動、Ｂは燃料ペレツト４４
が全て4W／Ｏペレツト４４ｂである燃料棒５本
に対するガドリニアの挙動、Ｃは燃料ペレツト４
４が全て4W／Ｏペレツト４４ｂである燃料棒６
本に対するガドリニアの挙動を夫々示す図であ
る。この図から分るようにガドリニアの混入され
た燃料棒本数が同一でその濃度が異なれば燃焼に
伴なうガドリニアのの消失量の早さが異なる。即
ち、ガドリニアの混入された燃料棒本数が同一で
濃度が小さければ早く消失し、大きければ遅くま
で残る。又、ガドリニアの濃度が同一でガドリニ
アの混入された燃料棒本数が異なるときは、燃焼
に伴なう消失早さは同一であるが、負の反応度Δ
KGが異なる。即ちガドリニアの濃度が同一でガ
ドリニアの混入された燃料棒本数が多ければ負の
反応度ΔKGが大きくなり、少なければ負の反応
度ΔKGが小さくなる。これらは以下の理由によ
る。すなわちガドリニアは通常製造時に二酸化ウ
ランパウダーの中に均一に混入されるので、燃焼
前にはガドリニアはペレツト中に一様に分布して
いる。しかしこれを炉心内に入れて燃焼させると
ガドリニアの有効成分はペレツトの表面から次第
に消失してゆく。その理由はガドリニアの熱中性
子吸収断面積は非常に大きいため、熱中性子が外
部からペレツト内に進入してえた場合、その表面
で捕獲してしまい、それより内側には進入できな
いせいである。この表面をガドリニアの有効表面
と名付ければ、この有効表面は燃焼が進むにつれ
ガドリニアの消失と共に同心円状に次第にペレツ
ト中心にむかつて後退してゆく。その後退速度は
ガドリニアの混さに依存し、濃ければ濃い程ゆつ
くりと後退する。しかし十分燃焼が進むともはや
有効なガドリニア成分ははじめのガドリニアの濃
度にかかわらず消失してしまう。このガドリニア
の有効表面が広ければ広い程中性子吸収効果は大
きい。すなわちペレツト中におけるガドリニア有
効表面までの半径を、ガドリニアの濃度のうすい
場合をrd、濃の場合をrcとすれば、
炉心初期では rd＝rc＝ペレツト半径
炉心中期では rd＜rc
炉心未期では rd＝rc＝０
となる。またガドリニアを含む燃料棒の本数の多
い方が反応度毒性が大きいことはいうまでもな
く、反応度毒性を大きくするにはガドリニアを含
む燃料棒の本数を増加させればよい。
さらに又、燃料棒３１は第８図に示す如く燃焼
時にはその周りに蒸気泡（ボイド）が発生する。
このボイドは、主にコア（核燃料集合体が収納さ
れている原子炉の炉心）高さ６％前後から徐々に
発生し始め、50％前後から核反応に影響し得る程
度の量が発生する。このボイドは、沸騰水型原子
炉においては、負の反応度ΔKVとして作用す
る。
次に作用を説明する。上述のように構成された
ガドリニア入りの核燃料集合体３０を炉心に装荷
して燃焼すれば、軸方向に対する線出力密度がガ
ドリニアの負の反応度ΔKGとボイドの負の反応
度ΔKVの相乗効果によつて全運転期間中平坦化
される。
すなわち、炉心初期（運転開始直後のこと、
Begining of Cycle：以下BOCという）において
は、ガドリニアは炉心の超過反応度を抑制すると
共にコア高さ５〜50％の範囲に存在する熱中性子
φthをより多く吸収する。又、炉心上方の燃料棒
３１の周りに発生するボイドは、減速材である冷
却材を排除して高速中性子φfから熱中性子φthへ
の減速能力を低下させる。このためコア高さ50〜
100％の範囲に存在する熱中性子φthは、コア高
さ５〜50％の範囲に存在する熱中性子φthと大き
な差がなくなる。すなわちボイド発生による熱中
性子束の炉心下方への偏りを従来より小さくする
ことができる。
更に残りのコア高さ０〜５％の範囲のガドリニ
アは、炉心の超過反応度を抑制するのみである
が、この範囲で発生した中性子の大部分は下方に
逃げて該反応に寄与するものが少なくなる。よつ
て、このBOCにおける核燃料集合体３０の軸方
向の出力分布は平担化される。
次に2W／Ｏのガドリニアが燃え尽きる前後の
炉心中期（Middle of Cycle：以下MOCという）
（第７図の燃焼度4GWD／STのあたり）において
は、コア高さ５〜50％の範囲にガドリニアが残つ
て、コア高さ０〜５及び50〜100％の範囲ではガ
ドリニアがほとんど無くなる。反対に核***する
二酸化ウラン（UO2）は、コア高さ５〜50％の範
囲に位置するものが、コア高さ０〜５及び50〜
100％の範囲に位置するものに比べて早く減少す
る。（これは次の理由による。後述する第９図に
示されるように、炉心初期から中期にかけての軸
方向出力分布は本発明適用時にも従来のものより
小さいが依然として下方にピークを有する。本発
明ではこの下方ピークの度合が従来と比べて緩和
されている。）このため、二酸化ウランの核反応
度は、コア高さ５〜50％の範囲が他の範囲の反応
度の低下に比べてより低下する。反対にガドリニ
アによる負の反応度ΔKGは50〜100％の範囲で０
若しくはそれにきわめて近い数値となりこの範囲
の反応度が上昇する。又、この範囲のボイド率は
従来と比較すると減少して熱中性子φthが多くな
り出力を上昇させる方向に働く。（上記ボイド率
の減少は、炉心下方における出力が従来に比較し
て低いことによる。）よつてMOCにおける核燃料
集合体３０の軸方向に対する出力分布は、従来に
比較して未だ平担であることを保つ。
次に2W／Ｏのガドリニアが完全に燃え尽き、
且つ4W／Ｏのガドリニアも燃え尽けようとする
炉心未期（End of Cycle：以下EOCという）（第
７図の8GWD／STのあたり）においては、二酸
化ウランの残留分布が、コア高さ０〜５及び50〜
100％の範囲によつて、コア高さ５〜50％の範囲
では少なくなる。よつて、コア高さ０〜５％の範
囲は、核反応に寄与する中性子数が少なくても二
酸化ウランの反応度が高いので出力分布は上昇す
る。又、コア高さ50〜100％の範囲も同様に上昇
する。更にコア高さ５〜50％の範囲では二酸化ウ
ランの反応度は低下するが、十分な熱中性子φth
が存在するため極端な出力低下は生じない。従つ
てこのEOCにおいても核燃料集合体３０に対す
る軸方向の出力分布は平担である。
次に第９図を参照して上記本発明の核燃料集合
体３０の軸方向に対する出力分布を定量的に示し
て説明する。第９図ａ，ｂ，ｃは、縦軸にコア高
さをパーセントで横軸に出力分布を1.0に規制化
して夫々示している。即ち平均出力密度が1.0に
なるようにしてある。ここでａはBOCを、ｂは
MOCをｃはEOCを夫々示す。又、〇印が本発明
の一実施例による核燃料集合体の挙動を示す。
（以下ケース１と記す。）×印は従来技術のガドリ
ニアの一様分布の核燃料集合の挙動を示すもので
ある。（以下ケース２と記す。）すなわち、ケース
１はコア高さ０〜５及び50〜100％の範囲に2W／
Ｏペレツト４４ａを有する燃料棒５本と、コア高
さ５〜50％の範囲に4W／Ｏペレツト４４ｂを有
する燃料棒６本を具える核燃料集合体であり、ケ
ース２はコア高さ０〜100％の範囲に2W／Ｏペレ
ツト４４ａを有する燃料棒５本を具える核燃料集
合体である。
第９図ａのBOCの状態に示される様に本発明
の１実施例であるケース１は従来例であるケース
２に比較して、コア高さ０〜50％の範囲の出力密
度がガドリニアの量の差により押さえられ、反対
にコア高さ50〜100％の範囲の出力密度はガドリ
ニアの量の差により押し上げられている。
第９図ｂのMOCの状態では、ケース１の場
合、コア高さ50〜100％の範囲ではプルトニウム
の蓄積により出力が持ち上つてくる。これは次の
理由による。プルトニウムは主に燃料の大部分を
しめるウラン238を親として生成する。即ちウラ
ン238が炉心内に存在する中速中性子（共鳴吸収
領域中性子）を共鳴吸収することによつて生れて
くる。従つて中速中性子が沢山ある程プルトニウ
ムは生成され易いことになる。ケース１ではケー
ス２に比較してBOCからMOCにかけてコア高さ
50〜100％の範囲ボイド率が高く運転されていた
ため減速材による中性子の減速が十分に行なわれ
ず上記中速中性子の密度が多く、プルトニウムが
多く蓄積された状態となつている。
一方コア高さ０〜50％ではそれまで下部ピーク
で燃焼させていたことによりウラン235の減損が
上部より早く、又ガドリニアの濃度がケース２よ
り高いので、ガドリニア有効表面積が大きいため
いまだ反応度抑制効果が高いので出力分布が平担
化される。一方ケース２の従来技術では、コア高
さ０〜50％におけるガドリニアの有効表面積の減
少が早いので、ガドリニアの抑制効果が本発明よ
り小さい。
第９図ｃのEOCの状態では、ケース１ケース
２とも、もはやガドリニアも燃え尽きているが、
BOCからMOCにかけて下方ピークで燃焼させた
ためコア高さ０〜50％のウラン235の減損が進み
下部の出力を抑える一方で、上部では減速材の密
度が蒸気泡により低下した状態にあるためプルト
ニウムの蓄積が進み上半の出力を高める効果が働
くので全体として出力分布はMOCに比べて平担
化される。但し本発明の一実施例であるケース１
の方がケース２に比較してEOCに至るまで下方
の出力ピークを抑えているので、ウラン235の減
損が少い。よつてケース１の方がEOCに於て
は、下方の出力が少し上昇してより理想的な出力
分布となつている。
以上の状況をより数値的に示すために上記ケー
スの（最高出力）／（平均出力）の値を、ケース
２を1.0に規格化して第１表に示す。この表より
BOC、MOC、EOCともケース１の方がケース２
の値1.0より小さく平均出力に対し最高出力は低
く押えられていることがわかる。
他の実施例として、以下にケース３、ケース４
を次に示す。ケース３はコア高さ０〜４及び30〜
100％の範囲に2W／Ｏペレツト４４ａを有する燃
料棒５本と、コア高さ４〜30％の範囲に4W／Ｏ
ペレツト４４ｂを有する燃料棒５本を具える核燃
料集合体である。ケース４はコア高さ０〜４及び
30〜100％の範囲に2W／Ｏペレツト４４ａを有す
る燃料棒５本と、コア高さ４〜30％の範囲に
4W／Ｏペレツト４４ｂを有する燃料棒６本を具
える核燃料集合体である。これら他の実施例の有
効性を定量的に示すために第１表と同じ方法で
（最高出力）／（平均出力）の値を第２表に前記
ケース２との比較で示す。この表よりBOC、
MOC、EOCともケース３、ケース４の方がケー
ス２の値1.0より小さく、平均出力に対し最高出
力は低く押えられている。
The present invention particularly relates to improvements in nuclear fuel assemblies suitable for use in boiling water nuclear reactors. Since no U-235 has been burned in the new fuel loaded into the reactor core, the excess reactivity of the reactor core is large and cannot be completely suppressed by control rods alone. For this reason, control curtains made of neutron-absorbing materials are inserted between the assemblies only at the beginning of operation, or burnable poisons such as gadolinia (Gd 2 O 3 ) are mixed into the fuel itself. . By the way, the method of mixing burnable poison into the fuel itself does not require a special space in the reactor core compared to the control curtain. In addition, burnable poisons have a very large neutron absorption cross section, so they decrease faster than U-235 as combustion progresses, so once combustion progresses to a certain extent, the effect of burnable poisons disappears, and there is a sub-effect on burnup. It has the beneficial effect of not giving For this reason, nuclear fuel assemblies mixed with burnable poisons have been attracting a lot of attention in recent years as an alternative to control curtains. Gadolinia (Gd 2 O 3 ) is generally used as a burnable poison. The nuclear properties of gadolinium (Gd 2 O 3 ) are the same as those of gadolinium (Gd), and it has an unparalleled neutron absorption capacity and excellent properties as a burnable poison. ing. However, in conventional gadolinia-containing nuclear fuel assemblies, as shown in Figure 1, gadolinia is mixed at almost the same concentration (for example, 1 to 2% by weight) over the entire length, so combustion progresses as shown in Figure 2. As time progressed, a peak point P appeared prominently in the axial power distribution. This peak point P appears at approximately the lower third of the nuclear fuel assembly. This is because the vapor bubbles generated around the fuel rods displace the moderator, or coolant, located above the fuel rods, reducing thermal neutron flux. Gadolinia added at almost the same concentration along the entire length suppresses excess reactivity of the fuel at the beginning of operation and contributes to flattening the linear power density distribution in the axial direction, but the linear power density at the end of operation It does not contribute to flattening the distribution. This is because gadolinia decreases at approximately the same rate per unit time over the entire length of the fuel rod, and disappears at the end of operation. The object of the present invention has been made in view of the above-mentioned circumstances, and is to obtain a nuclear fuel assembly capable of suppressing excessive reactivity at the initial stage of operation and flattening the axial power distribution during the entire operation period. In other words, in a nuclear fuel assembly formed by bundling a plurality of fuel rods containing fuel pellets containing burnable poison and surrounding them with a channel box, the upper part of the effective fuel length of the fuel rods along the axis from the upper end to the center. The burnable poison is distributed over the effective length of the fuel, and the concentration of the burnable poison is higher in the lower region than in the upper region. The object of the present invention is to provide a nuclear fuel assembly characterized in that the concentration of the above-mentioned burnable poisons in the pellets is comprised of two types, excluding those that do not contain neutron absorbing substances.
A further object of the present invention is to provide a nuclear fuel assembly containing gadolinia as a specific example of the burnable poison. An embodiment of the present invention will be described below with reference to the drawings. FIG. 3 is a partially sectional perspective view of a nuclear fuel assembly 30 to which an embodiment of the present invention is applied. As can be seen from this figure, the nuclear fuel assembly 30 includes a plurality of fuel rods 31 arranged in a square lattice, and an upper coupling plate 3 that supports the upper and lower ends of the fuel rods 31, respectively.
2, a lower coupling plate 33, several spacers 34 located in the middle of the fuel rods 31 to regulate the spacing between the fuel rods, and a channel box 3 that covers these.
It consists of 5. As shown in FIG. 4, the fuel rod 30 includes a cladding tube 41 made of Zircaloy 2, for example, and a cladding tube 41 made of, for example, Zircaloy 2.
an upper end plug 42 and a lower end plug 43 that airtightly close the upper and lower opening ends of the cladding tube 41, a large number of fuel pellets 44 loaded into the cladding tube 41, and a space between the uppermost surface of the fuel pellet 44 and the upper end plug 42. It is composed of an internal spring 45 interposed between. The nuclear fuel assembly 30 also includes fuel rods containing gadolinia (Gd 2 O 3 ) having a concentration distribution in its axial direction. As shown in Figure 5, the concentration distribution of gadolinia in the fuel rod is 2 weight percent (W/O) in the ranges of 0 to 5 and 50 to 100% starting from the lowest end of the core height, and 2 weight percent (W/O) in the ranges of 5 to 50%. The range is 4W/O. That is, when viewed as a nuclear fuel assembly 30, from the lowest end of this nuclear fuel assembly 30
In the ~50% range, twice as much gadolinia is mixed in as in the 50-100% range from almost the bottom end. This concentration distribution of gadolinia is achieved by changing the amount of gadolinia mixed into the fuel pellets 44. That is, the fuel pellets 44 are
This is achieved by using a mixture of uranium monoxide (UO 2 ) and gadolinia (Gd 2 O 3 ) and changing the mixing ratio of Gd 2 O 3 to UO 2 . Gd 2 O 3 to UO 2
The concentration (weight percent) is, for example, 2W/O.
4W/O is appropriate. (4W/O is the concentration at which gadolinia does not remain unburned at the end of operation,
2W/O is a concentration determined by adding a difference of 1 to 2W/O from 4W/O. ) Hereinafter, pellets with a gadolinia content of 2W/O will be referred to as 2W/O pellets 44a, pellets with 4W/O will be referred to as 4W/O pellets 44b, and pellets with 0W/O will be referred to as 0W/O pellets 44o. Next, a method of obtaining the gadolinia distribution shown in FIG. 5 will be explained with reference to FIG. 6, which schematically shows the fuel rod 31. Figure 6a shows 2W/O in one fuel rod 31.
This method is achieved by loading pellets 44a and 4W/O pellets 44b together. The unmarked one in the center is a fuel rod made of 0W/O pellets made of 44o uranium dioxide without gadolinia mixed in. This 0W/O pellet 44o is used to adjust the total amount of gadolinia mixed into the nuclear fuel assembly 30. Figure 6b shows a fuel rod configured by loading only 2W/O pellets 44a and a fuel rod configured by loading only 2W/O pellets 44a.
This is a method of achieving the concentration distribution of gadolinia described above using fuel rods loaded with two types of pellets: b and 0W/O pellets. These can be achieved by variously changing the 0W/O pellets 44o2W/O pellets 44a and 4W/O pellets 44b loaded into the fuel rods.
The concentration distribution of gadolinia shown in Fig. 5 is
It does not represent the average of the fuel rods shown in the diagram;
This indicates that a fuel rod with a gadolinia concentration of 4W/O or 2W/O is located at that height. Next, the combustion behavior due to the difference in concentration of gadolinia and the combustion behavior due to the difference in the number of fuel rods mixed with gadolinia will be explained with reference to FIG. 7. In FIG. 7, the vertical axis shows the negative reactivity ΔKG due to gadolinia in percentage, and the horizontal axis shows the fuel burn-up GWD/ST. A is the behavior of gadolinia for five fuel rods in which all the pellets 44 of one fuel rod are 2W/O pellets 44a, and B is the behavior of the gadolinia for the fuel pellets 44a.
is the behavior of gadolinia for five fuel rods, all of which are 4W/O pellets 44b, C is the fuel pellet 4
Fuel rod 6 in which all 4 are 4W/O pellets 44b
It is a figure which shows the behavior of gadolinia with respect to a book, respectively. As can be seen from this figure, if the number of fuel rods mixed with gadolinia is the same but the concentration is different, the amount of gadolinia disappears at different speeds due to combustion. That is, if the number of fuel rods mixed with gadolinia is the same and the concentration is small, it will disappear sooner, and if it is larger, it will remain until later. Also, when the concentration of gadolinia is the same but the number of fuel rods mixed with gadolinia is different, the speed of disappearance due to combustion is the same, but the negative reactivity Δ
KG is different. That is, if the concentration of gadolinia is the same and the number of fuel rods mixed with gadolinia is large, the negative reactivity ΔKG becomes large, and if it is small, the negative reactivity ΔKG becomes small. These reasons are as follows. That is, since gadolinia is normally mixed uniformly into the uranium dioxide powder during production, gadolinia is uniformly distributed in the pellets before combustion. However, when this is put into the reactor core and burned, the active ingredients of gadolinia gradually disappear from the surface of the pellet. The reason for this is that gadolinia has a very large thermal neutron absorption cross section, so if thermal neutrons enter the pellet from the outside, they are captured on the surface and cannot penetrate further inside. If this surface is called the effective surface of gadolinia, as combustion progresses, this effective surface gradually recedes in a concentric circle toward the center of the pellet as gadolinia disappears. The speed of its retreat depends on the concentration of gadolinia; the thicker it is, the slower it retreats. However, once the combustion progresses sufficiently, the effective gadolinia component will disappear regardless of the initial gadolinia concentration. The wider the effective surface of gadolinia, the greater the neutron absorption effect. In other words, if the radius to the effective surface of gadolinia in the pellet is rd when the concentration of gadolinia is low and rc when it is high, then at the early core stage rd = rc = pellet radius At the middle stage of the core rd < rc At the early stage of the core rd =rc=0. It goes without saying that the greater the number of fuel rods containing gadolinia, the greater the reactivity toxicity, and in order to increase the reactivity toxicity, it is sufficient to increase the number of fuel rods containing gadolinia. Furthermore, as shown in FIG. 8, vapor bubbles (voids) are generated around the fuel rods 31 during combustion.
These voids mainly begin to occur gradually at around 6% of the core (the reactor core in which the nuclear fuel assembly is housed), and from around 50% of the height they occur in an amount that can affect the nuclear reaction. This void acts as a negative reactivity ΔKV in a boiling water reactor. Next, the action will be explained. If the gadolinia-containing nuclear fuel assembly 30 configured as described above is loaded into the reactor core and burned, the linear power density in the axial direction will be the synergistic effect of the negative reactivity ΔKG of gadolinia and the negative reactivity ΔKV of the voids. Therefore, it is flattened during the entire operation period. In other words, the early stage of the core (immediately after the start of operation),
In the Beginning of Cycle (hereinafter referred to as BOC), gadolinia suppresses the excess reactivity of the core and absorbs more thermal neutrons φ th that exist in the range of 5 to 50% of the core height. In addition, voids generated around the fuel rods 31 above the reactor core remove coolant, which is a moderator, and reduce the ability to moderate fast neutrons φ f to thermal neutrons φ th . For this reason, the core height is 50~
Thermal neutrons φ th that exist in the range of 100% are not significantly different from the thermal neutrons φ th that exist in the range of 5 to 50% of the core height. In other words, the deviation of thermal neutron flux toward the lower part of the reactor core due to void generation can be made smaller than in the past. Furthermore, the remaining gadolinia in the range of 0 to 5% of the core height only suppresses the excess reactivity of the core, but most of the neutrons generated in this range escape downward and contribute to the reaction. It becomes less. Therefore, the power distribution in the axial direction of the nuclear fuel assembly 30 in this BOC is flattened. Next, the middle of the core (hereinafter referred to as MOC) before and after the 2W/O gadolinia burns out.
At a burnup of 4 GWD/ST in Fig. 7, gadolinia remains in the core height range of 5 to 50%, and almost disappears in the core height ranges of 0 to 5 and 50 to 100%. On the contrary, uranium dioxide (UO 2 ), which undergoes nuclear fission, has a core height of 5 to 50%, a core height of 0 to 5 and a core height of 50 to 50%.
It decreases faster than those located in the 100% range. (This is due to the following reason. As shown in FIG. 9, which will be described later, the axial power distribution from the early stage to the middle stage of the core is smaller than that of the conventional system even when the present invention is applied, but still has a downward peak.The present invention (The degree of this downward peak has been relaxed compared to before.) Therefore, the nuclear reactivity of uranium dioxide is more pronounced in the core height range of 5% to 50% than in other ranges. descend. On the other hand, the negative reactivity ΔKG due to gadolinia is 0 in the range of 50 to 100%.
or a value very close to it, and the reactivity increases in this range. Moreover, the void fraction in this range decreases compared to the conventional one, and the number of thermal neutrons φ th increases, which works in the direction of increasing the output. (The above reduction in void fraction is due to the fact that the power below the core is lower than in the past.) Therefore, the power distribution in the axial direction of the nuclear fuel assembly 30 in the MOC is still flat compared to the past. keep it. Next, 2W/O gadolinia completely burns out,
In addition, at the end of the core (EOC) (around 8GWD/ST in Figure 7), where the 4W/O gadolinia is about to burn out, the residual distribution of uranium dioxide is at the core height of 0. ~5 and 50~
Depending on the range of 100%, it decreases in the range of 5 to 50% of the core height. Therefore, in the core height range of 0 to 5%, even if the number of neutrons contributing to the nuclear reaction is small, the reactivity of uranium dioxide is high, so the power distribution increases. Moreover, the range of core height from 50% to 100% also increases. Furthermore, in the core height range of 5% to 50%, the reactivity of uranium dioxide decreases, but sufficient thermal neutron φ th
exists, so no extreme drop in output occurs. Therefore, in this EOC as well, the power distribution in the axial direction to the nuclear fuel assembly 30 is flat. Next, referring to FIG. 9, the power distribution in the axial direction of the nuclear fuel assembly 30 of the present invention will be quantitatively shown and explained. 9a, b, and c each show the core height as a percentage on the vertical axis and the output distribution as regulated to 1.0 on the horizontal axis. That is, the average power density is set to 1.0. Here, a stands for BOC, and b stands for BOC.
MOC and c indicate EOC, respectively. Further, the circle mark indicates the behavior of the nuclear fuel assembly according to one embodiment of the present invention.
(Hereinafter referred to as Case 1.) The x mark indicates the behavior of a conventional nuclear fuel assembly with uniform distribution of gadolinia. (Hereinafter referred to as Case 2.) In other words, Case 1 has a core height of 2W/2 in the range of 0 to 5 and 50 to 100%.
This is a nuclear fuel assembly comprising five fuel rods having O pellets 44a and six fuel rods having 4W/O pellets 44b in the range of 5 to 50% of the core height, and case 2 has a core height of 0 to 100%. This is a nuclear fuel assembly comprising five fuel rods having 2W/O pellets 44a in the range of 2W/O. As shown in the BOC state in Figure 9a, Case 1, which is an embodiment of the present invention, has a higher power density than Gadolinia in the range of 0 to 50% of the core height, compared to Case 2 which is a conventional example. On the other hand, the power density in the range of 50% to 100% of the core height is pushed up by the difference in the amount of gadolinia. In the MOC state shown in FIG. 9b, in case 1, the output increases due to the accumulation of plutonium in the core height range of 50 to 100%. This is due to the following reason. Plutonium is mainly produced from uranium-238, which makes up the bulk of the fuel. In other words, uranium-238 is produced by resonantly absorbing medium-speed neutrons (neutrons in the resonance absorption region) that exist within the reactor core. Therefore, the more intermediate neutrons there are, the more plutonium will be produced. In case 1, the core height from BOC to MOC is higher than in case 2.
Because the reactor was operated with a high void ratio in the range of 50 to 100%, neutrons were not sufficiently moderated by the moderator, resulting in a high density of medium-speed neutrons and a large accumulation of plutonium. On the other hand, at a core height of 0 to 50%, the depletion of uranium-235 is faster than in the upper part because the combustion was performed at the lower peak, and the gadolinia concentration is higher than in case 2, so the reactivity is still suppressed because the gadolinia effective surface area is large. Since it is highly effective, the output distribution is flattened. On the other hand, in case 2 of the prior art, since the effective surface area of gadolinia decreases quickly in the core height range of 0 to 50%, the gadolinia suppressing effect is smaller than that of the present invention. In the EOC state shown in Figure 9c, in both cases 1 and 2, gadolinia has already burned out, but
Because the combustion was performed at the downward peak from BOC to MOC, the depletion of uranium-235 at the core height of 0 to 50% progressed, suppressing the output in the lower part, while in the upper part, the density of the moderator was reduced due to steam bubbles, so plutonium As the accumulation progresses, it has the effect of increasing the output in the upper half, so the output distribution as a whole is flattened compared to MOC. However, Case 1 which is an embodiment of the present invention
Compared to Case 2, the downward output peak is suppressed until EOC, so there is less depletion of uranium-235. Therefore, in case 1, the lower output increases slightly at EOC, resulting in a more ideal output distribution. In order to show the above situation more numerically, the values of (maximum output)/(average output) in the above cases are shown in Table 1, with Case 2 normalized to 1.0. From this table
For BOC, MOC, and EOC, case 1 is better than case 2.
It can be seen that the value of is smaller than 1.0, and the maximum output is kept low compared to the average output. As other examples, Case 3 and Case 4 are shown below.
is shown below. Case 3 has core heights of 0~4 and 30~
Five fuel rods with 2W/O pellets 44a in the 100% range and 4W/O in the core height range of 4 to 30%.
This is a nuclear fuel assembly comprising five fuel rods having pellets 44b. Case 4 has core heights of 0 to 4 and
Five fuel rods with 2W/O pellets 44a in the range of 30-100% and core height in the range of 4-30%.
This is a nuclear fuel assembly comprising six fuel rods having 4W/O pellets 44b. In order to quantitatively demonstrate the effectiveness of these other examples, the values of (maximum output)/(average output) are shown in Table 2 in comparison with Case 2, using the same method as in Table 1. From this table, BOC,
Both MOC and EOC are smaller in Case 3 and Case 4 than the value of 1.0 in Case 2, and the maximum output is kept low compared to the average output.
【表】【table】
【表】
以上説明のように本発明の核燃料集合体は構成
されているため、多くの種類のガドリニアを使う
ことなくして軸方向の線出力密度分布を全運転期
間中に亘つて平担化できる。又、この線出力密度
分布の平担化によつて燃料棒の最高線出力密度の
低減下が可能となり燃料棒の健全性（例えばペレ
ツト被覆管相互作用による破損の低減）を向上で
きる。[Table] Since the nuclear fuel assembly of the present invention is configured as explained above, the linear power density distribution in the axial direction can be flattened over the entire operation period without using many types of gadolinia. . Further, by flattening the linear power density distribution, it is possible to reduce the maximum linear power density of the fuel rod, thereby improving the integrity of the fuel rod (for example, reducing damage due to pellet-cladding interaction).
第１図は従来のガドリニア入り燃料のガドリニ
ア分布を示すグラフ、第２図は第１図の燃料の軸
方向出力分布を示すグラフ、第３図は本発明の核
燃料集合体の一実施例を示す斜視図、第４図は燃
料棒の概略縦断面図、第５図は本発明の核燃料集
合体の燃料棒のガドリニア分布を示す一実施例の
グラフ、第６図は本発明のガドリニア分布の得方
を示す模式図、第７図はガドリニア濃度の差異に
よる燃焼特性を示すグラフ、第８図は、燃料棒の
周りに発生するボイドの分布状態を示すグラフ、
第９図ａ〜ｃは本発明の効果を従来と比較して示
す出力分布特性図である。
３１……燃料棒、３２……上側結合板、３３…
…下側結合板、３４……スペーサ、４４……ペレ
ツト。
Fig. 1 is a graph showing the gadolinia distribution of conventional fuel containing gadolinia, Fig. 2 is a graph showing the axial power distribution of the fuel in Fig. 1, and Fig. 3 is a graph showing an embodiment of the nuclear fuel assembly of the present invention. 4 is a schematic vertical cross-sectional view of a fuel rod, FIG. 5 is a graph of an example showing the gadolinia distribution of the fuel rods of the nuclear fuel assembly of the present invention, and FIG. 6 is a graph showing the obtained gadolinia distribution of the present invention. Figure 7 is a graph showing the combustion characteristics due to differences in gadolinia concentration, Figure 8 is a graph showing the distribution of voids generated around the fuel rods,
9a to 9c are output distribution characteristic diagrams showing the effects of the present invention in comparison with the conventional one. 31...Fuel rod, 32...Upper coupling plate, 33...
...lower coupling plate, 34...spacer, 44...pellet.
Claims (1)
る燃料棒を複数本結束しチヤンネルボツクスで包
囲してなる核燃料集合体において、前記燃料棒を
軸線に沿つてその燃料有効長の上端から中央まで
の上部領域と中央から下端までの下部領域とに区
分し、前記可燃性毒物は燃料有効長に亘つて分布
し、かつその可燃性毒物の濃度は前記下部領域が
上部領域よりも高く分布され、さらに燃料ペレツ
トの上記可燃性毒物の濃度は可燃性毒物を含まな
いものを除いて二種類からなることを特徴とする
核燃料集合体。 ２ 可燃性毒物はガドリニアからなることを特徴
とする特許請求の範囲第１項記載の核燃料集合
体。[Scope of Claims] 1. In a nuclear fuel assembly formed by bundling a plurality of fuel rods containing fuel pellets mixed with a burnable poison and surrounding them with a channel box, the fuel rods are moved along their axis to extend their effective fuel length. The burnable poison is divided into an upper region from the upper end to the center and a lower region from the center to the lower end, and the burnable poison is distributed over the effective length of the fuel, and the concentration of the burnable poison is higher in the lower region than in the upper region. A nuclear fuel assembly characterized in that the concentration of the burnable poison in the fuel pellets is highly distributed, and the concentration of the burnable poison in the fuel pellets is comprised of two types except for one that does not contain the burnable poison. 2. The nuclear fuel assembly according to claim 1, wherein the burnable poison consists of gadolinia.
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|---|---|---|---|
| JP7904377A JPS5413899A (en) | 1977-07-04 | 1977-07-04 | Nuclear fuel assembly |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7904377A JPS5413899A (en) | 1977-07-04 | 1977-07-04 | Nuclear fuel assembly |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5413899A JPS5413899A (en) | 1979-02-01 |
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ID=13678872
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP7904377A Granted JPS5413899A (en) | 1977-07-04 | 1977-07-04 | Nuclear fuel assembly |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5413899A (en) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2005083842A (en) * | 2003-09-08 | 2005-03-31 | Toshihisa Shirakawa | Void rate of boiling water reactor |
Families Citing this family (2)
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|---|---|---|---|---|
| JPS5784388A (en) * | 1980-11-14 | 1982-05-26 | Nippon Atomic Ind Group Co | Fuel assembly |
| JPS59184885A (en) * | 1983-04-06 | 1984-10-20 | 株式会社日立製作所 | Fuel assembly |
Citations (1)
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|---|---|---|---|---|
| JPS5027152A (en) * | 1973-04-10 | 1975-03-20 |
-
1977
- 1977-07-04 JP JP7904377A patent/JPS5413899A/en active Granted
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| JPS5027152A (en) * | 1973-04-10 | 1975-03-20 |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2005083842A (en) * | 2003-09-08 | 2005-03-31 | Toshihisa Shirakawa | Void rate of boiling water reactor |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
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| JPS5413899A (en) | 1979-02-01 |
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