压水型原子反应堆的燃料集合体及燃料集合体的设计方法

摘要

本发明提供一种压水型原子反应堆的燃料集合体及燃料集合体的设计方法，其中将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，且多个燃料棒被集束成格子状而构成燃料集合体，并通过燃料芯块的外径增加，在燃料集合体中装载的铀的重量增加，求出区域(A)，在该区域(A)中，与铀重量增加相伴的燃烧度的降低产生的反应度的增加部分超过因燃料芯块外径的增加导致的减速材料的减少所带来的减速不足产生的反应度的降低部分，并在该反应度超出的区域(A)内设定燃料芯块的外径。

说明书

技术领域

本发明涉及压水型原子反应堆的燃料集合体及燃料集合体的设计方法，尤其涉及通过燃料芯块的粗径化实现反应性的提高。

背景技术

在压水型原子反应堆(PWR：Pressurized Water Reactor)中，将轻水作为原子反应堆冷却材料及中子减速材料使用，且贯穿反应堆芯整体后变为不沸腾的高温高压水，并将该高温高压水送往蒸汽产生器，通过热交换产生蒸汽，并将该蒸汽送往涡轮发电机进行发电。

在此种压水型原子反应堆中，在原子反应堆容器内，收容有规定数量的在多个燃料棒之间插入规定数的控制棒并排列成格子状的燃料集合体。该燃料集合体例如由形成17×17正方形排列的264根燃料棒、1根反应堆内检测仪器引导管道、和24根控制棒引导管道构成。并且，该燃料棒形成为将低浓缩二氧化铀的烧结芯块插入锆合金被覆管，并加压封入氦的密封构造。

然而，在原子反应堆中，反应堆芯寿命从燃料棒的燃烧特性进行推定，为实现高燃烧度化，提出了各种使燃烧棒的性能提高的方案。例如，在下述专利文献1中，在被覆管内重叠多个二氧化铀芯块，由上部端栓与下部端栓对内部进行密封，且通过使设置在下部端栓内的中空部与被覆管的内部连通，扩大气体空间容积，可进行高燃烧度化运转。

专利文献1：日本特开平11-142560号公报

燃料集合体的燃烧度依赖于燃料棒的性能，根据反应堆芯热输出、运转期间、最高燃烧度等决定燃料装载重量，并由该燃料装载重量决定燃料棒的根数、长度、直径(芯块的直径)，并根据铀和轻水的比率与燃料经济性的关系决定燃料棒间距。在此情况下，芯块的直径根据基于铀与轻水的比率的减速率进行设定，但总要求提高燃料经济性，并期望提高燃料的反应度。

发明内容

本发明为解决上述问题，目的在于提供一种通过利用燃料芯块的直径的最佳化使反应度提高，从而可延长反应堆芯寿命的压水型原子反应堆的燃料集合体及燃料集合体的设计方法。

为达到上述目的的第一方面的发明的压水型原子反应堆的燃料集合体，其如下这样构成，即，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，多个该燃料棒被集束成格子状而构成，其特征在于，通过所述燃料芯块的外径增加，产生在所述燃料集合体中装载的所述铀的重量的增加，求得粗径化增益区域，在该区域中，与所述铀的重量增加相伴的燃烧度的降低引起的反应度的增加量超过因为所述燃料芯块外径的增加导致的减速材料的减少所带来的减速不足而产生的反应度的降低量，在所述反应度超出的粗径化增益区域内设定所述燃料芯块的外径。

在第二方面的发明的压水型原子反应堆的燃料集合体中，所述反应度超出的粗径化增益区域是如下这样的区域，即：即使因所述燃料芯块的外径的增加而导致分批燃烧度降低，也以超过分批燃烧度的相对的降低量的方式使循环燃烧度降低。

第三方面的发明的压水型原子反应堆的燃料集合体，其如下这样构成，即，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，多个该燃料棒被集束成格子状而构成，其特征在于，在所述多个燃料棒以17×17的正方格子状、且燃料棒间距为12.6mm进行排列的情况下，所述燃料芯块的外径设定为大于8.25mm、且在8.62mm以下。

第四方面的发明的压水型原子反应堆的燃料集合体，其如下这样构成，即，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，多个该燃料棒被集束成格子状而构成，其特征在于，在所述多个燃料棒以15×15的正方格子状、且燃料棒间距为14.3mm进行排列的情况下，所述燃料芯块的外径设定为大于9.35mm、且在10.11mm以下。

第五方面的发明的压水型原子反应堆的燃料集合体，其如下这样构成，即，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，多个该燃料棒被集束成格子状而构成，其特征在于，在所述多个燃料棒以14×14的正方格子状、且燃料棒间距为14.1mm进行排列的情况下，所述燃料芯块的外径设定为大于9.35mm、且在9.64mm以下。

第六方面的发明的燃料集合体的设计方法，所述燃料集合体是压水型原子反应堆的燃料集合体，其如下这样构成，即，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，多个该燃料棒被集束成格子状而构成，所述燃料集合体的设计方法的特征在于，通过使所述燃料芯块的外径增加，使在所述燃料集合体中装载的所述铀的重量增加，求出粗径化增益区域，在该区域中，与所述铀的重量增加相伴的燃烧度的降低引起的反应度的增加量超过因为所述燃料芯块外径的增加导致的减速材料的减少所带来的减速不足而产生的反应度的降低量，在所述反应度超出的粗径化增益区域内设定所述燃料芯块的外径。

第七方面的发明的燃料集合体的设计方法中，其特征在于，所述反应度超出的粗径化增益区域是如下这样的区域，即：即使因所述燃料芯块的外径的增加而导致分批燃烧度降低，也以超过分批燃烧度的相对的降低量的方式使循环燃烧度降低。

发明效果

根据第一方面的发明的压水型原子反应堆的燃料集合体，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，且多个该燃料棒被集束成格子状而构成燃料集合体，通过燃料芯块的外径增加，产生在该燃料集合体中装载的铀的重量的增加，并求出粗径化增益区域，在该区域中，与该铀的重量增加相伴的燃烧度的降低引起的反应度的增加部分超过因为燃料芯块外径的增加导致的减速材料的减少所带来的减速不足所产生的反应度的降低部分，在该反应度超出的粗径化增益区域内设定燃料芯块的外径。如果增大燃料芯块的外径，则由于减速材料量的减少，减速发生恶化，从而反应度降低，但因为铀装载量增加，燃烧度降低，所以反应度增加，在此两者的关系中，存在因燃料芯块的外径的增加、即铀重量增加所引起的反应度的增加量超过由于减速材料的减少带来的减速不足所造成的反应度的降低量的区域，通过在该区域内设定燃料芯块的外径，从而燃料芯块的直径被最佳化，能够使反应度增加，从而延长反应堆芯寿命。

根据第二方面的发明的压水型原子反应堆的燃料集合体，因为将反应度超出的粗径化增益区域设为即使因燃料芯块的外径增加导致分批燃烧度降低，也以超过分批燃烧度的相对的降低量的方式使循环燃烧度降低的区域，所以循环燃烧度的降低量超过因燃料芯块的直径的增加导致的分批燃烧度的降低量的区域，是能够使燃料棒的替换根数减少的区域，并能够使经济性提高。

根据第三方面的发明的压水型原子反应堆的燃料集合体，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，构成将多个该燃料棒被集束成格子状而构成的燃料集合体，在多个燃料棒以17×17的正方格子状、且燃料棒间距为12.6mm进行排列的情况下，燃料芯块的外径设定为大于8.25mm、且在8.62mm以下，所以在17×17型的燃料集合体中，燃料芯块的直径被最佳化，且能够使反应度增加。

根据第四方面的发明的压水型原子反应堆的燃料集合体，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，构成将多个该燃料棒被集束成格子状而构成的燃料集合体，在多个燃料棒以15×15的正方格子状、且燃料棒间距为14.3mm进行排列的情况下，燃料芯块的外径设定为大于9.35mm、且在10.11mm以下，所以在15×15型的燃料集合体中，燃料芯块的直径被最佳化，且能够使反应度增加。

根据第五方面的发明的压水型原子反应堆的燃料集合体，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，构成将多个该燃料棒被集束成格子状而构成的燃料集合体，因为在多个燃料棒以14×14的正方格子状、且燃料棒间距为14.1mm进行排列的情况下，燃料芯块的外径设定为大于9.35mm、且在9.64mm以下，所以在14×14型的燃料集合体中，燃料芯块的直径被最佳化，且能够使反应度增加。

根据第六方面的发明的燃料集合体的设计方法，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块填充在锆合金制的覆盖管从而形成燃料棒，且多个该燃料棒被集束成格子状而构成燃料集合体，通过使燃料芯块的外径增加，使在该燃料集合体中装载的铀的重量增加，并求出粗径化增益区域，在该区域中，与该铀的重量增加相伴的燃烧度的降低引起的反应度的增加部分超过因为燃料芯块外径的增加导致的减速材料的减少所带来的减速不足所产生的反应度的降低部分，在该反应度超出的粗径化增益区域内设定燃料芯块的外径。如果增大燃料芯块的外径，则由于减速材料量的减少，减速发生恶化，从而反应度降低，但因为铀装载量增加，燃烧度降低，所以反应度增加，在此两者的关系中，存在因燃料芯块的外径的增加、即铀重量增加所引起的反应度的增加量超过由于减速材料的减少带来的减速不足所造成的反应度的降低量的区域，通过在该区域内设定燃料芯块的外径，从而燃料芯块的直径被最佳化，能够使反应度增加，从而延长反应堆芯寿命。

根据第七方面的发明的燃料集合体的设计方法，因为将反应度超出的粗径化增益区域设为：即使因燃料芯块的外径的增加而导致分批燃烧度降低，也以超过分批燃烧度的相对的降低量的方式使循环燃烧度降低的区域，所以循环燃烧度的降低部分超过燃料芯块的直径的增加导致的分批燃烧度的降低部分的区域，是能够使燃料棒的替换根数减少的区域，并能够使经济性提高。

附图说明

图1是具有本发明的实施例1所述的压水型原子反应堆的发电设备的概略结构图。

图2是表示实施例1的压水型原子反应堆的内部构造的概略结构图。

图3是表示压水型原子反应堆的反应堆芯构造的示意图。

图4是实施例1的压水型原子反应堆的燃料集合体的概略结构图。

图5是表示实施例1的压水型原子反应堆的燃料集合体中的排列结构的概略剖面图。

图6是实施例1的压水型原子反应堆的燃料集合体中的燃料棒的局部剖面图。

图7是表示实施例1的压水型原子反应堆的燃料集合体中的燃料棒的详细的主要部分剖面图。

图8是表示中子倍增率相对于17×17型燃料集合体的燃烧度的图表。

图9是表示中子倍增率相对于燃料芯块直径的图表。

图10是表示循环燃烧度及分批(batch)燃烧度相对于燃料芯块直径的降低比例的图表。

图11是表示燃料芯块直径的最佳区域的图表。

图12是表示中子倍增率相对于本发明的实施例2所述的压水型原子反应堆中的15×15型燃料集合体的燃烧度的图表。

图13是表示中子倍增率相对于燃料芯块直径的图表。

图14是表示燃料芯块直径的最佳区域的图表。

图15是表示中子倍增率相对于本发明的实施例3所述的压水型原子反应堆中的14×14型燃料集合体的燃烧度的图表。

图16是表示中子倍增率相对于燃料芯块直径的图表。

图17是表示燃料芯块直径的最佳区域的图表。

图中，

12-压水型原子反应堆；31-原子反应堆容器；39-反应堆芯；40-燃料集合体；45-控制棒驱动装置；47-控制棒(控制棒群)；49-反应堆内检测仪器引导管；51-燃料棒；55-控制棒引导管道；56-反应堆内检测仪器用引导管道；61-燃料棒；62-燃料被覆管；Dp-燃料芯块直径；Dr-燃料被覆管外径。

具体实施方式

以下参照附图，对本发明所述的压水型原子反应堆的燃料集合体及原子反应堆的适宜的实施例进行详细说明。而且，本实施例并不限定本发明。

实施例1

图1是具有本发明的实施例1所述的压水型原子反应堆的发电设备的概略结构图，图2是表示实施例1的压水型原子反应堆的内部构造的概略结构图，图3是表示压水型原子反应堆的反应堆芯构造的示意图，图4是实施例1的压水型原子反应堆的燃料集合体的概略结构图，图5是表示实施例1的压水型原子反应堆的燃料集合体中的排列结构的概略剖面图，图6是实施例1的压水型原子反应堆的燃料集合体中的燃料棒的局部剖面图，图7是表示实施例1的压水型原子反应堆的燃料集合体中的燃料棒的详细的主要部分剖面图，图8是表示相对于17×17型燃料集合体的燃烧度的中子倍增率的图表，图9是表示相对于燃料芯块直径的中子倍增率的图表，图10是表示循环燃烧度及分批燃烧度相对于燃料芯块直径的降低比例的图表，图11是表示燃料芯块直径的最佳区域的图表。

实施例1的原子反应堆是将轻水用作原子反应堆冷却材料及中子减速材料，贯穿反应堆芯整体后成为不沸腾的高温高压水，并将该高温高压水送往蒸汽产生器，通过热交换产生蒸汽，并将该蒸汽送往涡轮发电机进行发电的压水型原子反应堆(PWR：Pressurized Water Reactor)。

即，在具有该压水型原子反应堆的发电设备中，如图1所示，在原子反应堆容纳容器11内，收纳有压水型原子反应堆12及蒸汽产生器13，该压水型原子反应堆12及蒸汽产生器13经由冷却水配管14、15进行连结，并在冷却水配管14上设置加压器16，在冷却水配管15上设有冷却水泵17。在此情况下，使用轻水作为减速材料及一次冷却水，为抑制反应堆芯部的一次冷却水发生沸腾，一次冷却系统通过加压器16施加150～160大气压左右的高压。从而，在压水型原子反应堆12中，利用低浓缩铀或MOX作为燃料对作为一次冷却水的轻水进行加热，且利用加压器16将高温的轻水维持在规定的高压，在该状态下，通过冷却水配管14将所述轻水送往蒸汽产生器。在该蒸汽产生器13中，高压高温的轻水与作为二次冷却水的水之间进行热交换，被冷却的轻水通过冷却水配管15返回压水型原子反应堆12。

蒸汽产生器13经由冷却水配管20、21与设置在原子反应堆容纳容器11的外部的涡轮18及冷凝器19进行连结，在冷却水配管21上设有给水泵22。此外，在涡轮18上连接发电机23，并在冷凝器19上连接给排冷却水(例如，海水)的供给管24及配水管25。从而，在蒸汽产生器13中与高压高温的轻水进行热交换而生成的蒸汽通过冷却水配管20被送往涡轮18，并利用该蒸汽对涡轮18进行驱动，从而由发电机23进行发电。对涡轮18进行驱动的蒸汽在冷凝器19中被冷却后，通过冷却水配管21，返回到蒸汽产生器13。

此外，在压水型原子反应堆12中，如图2及图3所示，原子反应堆容器31为能够向其内部插入反应堆内构造物，由原子反应堆容器主体32与安装在其上部的原子反应堆容器盖33构成，且原子反应堆容器盖33相对于该原子反应堆容器主体32可开闭。原子反应堆容器主体32形成为上部开口、下部闭塞的圆筒形状，在内表面上固定有热屏蔽材料34，并在上部形成有给排一次冷却水(轻水)的入口喷嘴35及出口喷嘴36。

在该原子反应堆容器主体32内，通过上下的反应堆芯板37、38形成反应堆芯39，并在内部插入多个燃料集合体40。考虑燃料的更换顺序，该反应堆芯39被划分为三至四个区域(新燃料、1循环照射燃料、2循环照射燃料、3循环照射燃料)，且设计成保持90度的对称性。在本实施例中，设计成17×17型的燃料集合体40的形式，各燃料集合体的集合体间距P₁设定为215mm。此外，在上部反应堆芯板37的上部，经由支柱41固定上部反应堆芯支撑板42，在该上部反应堆芯支撑板42与上部反应堆芯37之间支撑多个控制棒群引导管43。此外，在原子反应堆容器盖33上支撑有控制棒驱动装置45，各控制棒群驱动轴46通过控制棒群引导管43内而延伸到燃料集合体40，并在下部安装有控制棒群(控制棒)47。

另一方面，在下部反应堆芯板38的下部固定下部反应堆芯支撑板48，并在该下部反应堆芯支撑板48上支撑反应堆内检测仪器引导管49。

从而，利用控制棒驱动装置45移动控制棒群47，通过将未图示的控制棒插入燃料集合体40中，由此，对在反应堆芯39内的核分裂进行控制，并利用产生的热能对填充到原子反应堆容器31内的轻水进行加热，高温的轻水从出口喷嘴36排出，并如上述地送往蒸汽产生器13。即，作为构成燃料集合体40的燃料的铀或钚通过核分裂放出中子，作为减速材料及一次冷却水的轻水使放出的高速中子的动能降低而形成热中子，易引起新的核分裂，并且带走产生的热而冷却。此外，通过将控制棒群47插入燃料集合体40，对在反应堆芯39内产生的中子数进行调整，此外，在紧急停止原子反应堆时，急速地插入反应堆芯内。

如图4及图5所示，该燃料集合体40如下构成，即：多个燃料棒51被支撑格子52集束成格子状，在上端部固定上部喷嘴53，另一方面在下端部固定下部喷嘴54。而且，图5中，因为复杂故省略燃料棒51间的格子部分，仅示意地图示了外周部。本实施例的燃料集合体40为17×17型，并由264根燃料棒51、插入控制棒47的24根控制棒引导管道55、以及插入未图示的反应堆内检测仪器用检测器的一根反应堆内检测仪器引导管道56构成，且各燃料棒51的燃料棒间距P₂设定为12.6mm。

并且，在燃料棒51中，如图6所示，燃料芯块61是对将作为核分裂性物质的铀235浓缩到5％以下的浓缩二氧化铀进行烧固，并形成芯块状。燃料被覆管62是锆合金制的，且在内部填充规定数的燃料芯块61，并通过在上部安装弹簧63进行按压，同时在内部填充有氦气的状态下，在上端部及下端部固定端栓64、65，由此形成燃料棒51。

然而，在上述的压水型原子反应堆12中，为使该原子反应堆在规定期间可以维持恒定的热输出，对反应堆芯热输出、运转期间、燃料集合体的最高燃烧度进行设定，并由此决定需要的燃料装载重量。并且，考虑输出峰值系数(peaking factor)来决定燃料棒的根数、长度，由燃料装载重量与根数决定燃料棒的直径，以能够满足可维持燃料的健全性的最大线输出密度(最大線出力密度)。然后，适当地选定燃料被覆管，考虑燃烧棒的特性(照射成长、芯块变形、芯块温度、被覆管变形、FP气体放出、被覆管腐蚀)来决定燃料被覆管的内径及外径，以使即便在运转中的异常的过度变化时，仍确保燃料的健全性。另一方面，轻水对铀的体积比(H/U比)与燃料经济性(中子倍增率)的关系为在H/U比达到某值时，中子倍增率具有极大值，而且成为凸曲线，在压水型原子反应堆中，如果以在减速材料(轻水)温度上升时中子倍增率降低的方式而处于最佳值的左侧，即如果H/U比进一步变大，则在中子倍增率增加的区域选定燃料棒间距。该技术记载于“轻水反应堆燃料的特性”第27页(财团法人原子能安全研究协会轻水反应堆燃料的特性编辑委员会第四版平成15年7月)。因此，如果一旦选定燃料棒间距，则因为在反应堆芯内的相互关系被确定，所以能够最优化的燃料棒的直径的范围被严格地限定。

一般认为，在将燃料棒的间距固定的条件下，如果增大燃料棒(燃料芯块)的直径，则H/U比降低，即减速材料减少，减速恶化，且反应度降低。然而，在将燃料集合体的寿命中的产生热量设为恒定的情况下，如果增大燃料棒(燃料芯块)的直径，则因为铀装载量增加，所以通过取出燃烧度(取り出し燃烧度)降低，存在反应度增加的区域。

在本申请人提出的燃料集合体的设计方法中，在用于使燃料经济性(中子倍增率)提高的燃料棒(燃料芯块)达到最优化时，在将从燃料集合体中取出的热量设为恒定的条件的基础上，使该燃料棒的直径或燃料芯块的直径发生变化，从而H/U比发生变化时，考虑由于燃料的重量发生变动导致的燃烧度的变化，对中子倍增率进行评价。由此，在燃料棒间距一定的条件下，如果燃料棒或燃料芯块的直径发生变化，则因为对中子倍增率进行评价的燃烧度发生变化，所以H/U比对中子倍增率的曲线发生错位。例如，如果使燃料棒及燃料芯块粗径化，则在同一取出热量下，因为燃烧度降低，所以中子倍增率变大。即，得到比使燃料棒及燃料芯块的直径发生变化前的H/U比对中子倍增率的曲线更大的值。其结果可知，在从燃料集合体取出的热量一定的条件下，相比于以往设计点将燃料棒及燃料芯块在某范围粗径化时，存在中子倍增率增加的区域。

如果详细地说明，压水型原子反应堆的反应堆芯能够基本由单一种(浓缩度)的燃料构成，根据该燃料的反应度特性能够推定与反应堆芯寿命有关的特性。为此的基本参数为“分批燃烧度”，其赋予“由该燃料构成的反应堆芯的循环末期的所有燃料集合体的平均燃烧度”，且定义为在循环末期假定的硼素浓度残量、输出水平下，能够正好维持临界的燃烧度。这是因为如果假定的反应堆芯的大小(燃料集合体的体数)发生变化，则中子的泄漏发生变化，所以受到若干影响，但基本上是“燃料特性”量，而不是个别反应堆芯的特性。如果构成反应堆芯的燃料集合体的浓缩度升高，则分批燃烧度提高，例如，如果是4.8wt％17×17型燃料，则分批燃烧度约在34GWd/t前后。并且，压水型原子反应堆的反应堆芯寿命不妨认为是在构成反应堆芯的燃料整体的平均燃烧度到达该分批燃烧度的时刻即终止，几乎没有影响。因而，一般地，由分批燃烧度高的燃料构成的反应堆芯的寿命变长。或者，通过使用分批燃烧度大的燃料，能够减少用于维持同一反应堆芯寿命的新燃料替换体个数。

如果将上述的分批燃烧度设为B(MWd/t)，替换批数(反应堆芯内的燃料集合体的区域数)设为n，可确保的循环燃烧度(反应堆芯寿命)设为θ(MWd/t)，则存在以下的关系。

B＝(n+1)/2·θ

如果将该数学式变形，则得到

n＝2B/θ-1。

在该上述数学式中，燃料的浓缩度或铀装载量、及反应堆芯的输出等级等并未直接表示。这些作为分批燃烧度B或循环燃烧度(反应堆芯寿命)θ的变化进行考虑。从上述数学式可知，即使改变燃料设计，分批燃烧度B降低，如果能够使循环燃烧度(反应堆芯寿命)θ降低到超过分批燃烧度B的相对降低量，则替换批数n仍增加。该替换批数n的增加与替换燃料体个数的减少等价，并在相同循环长度的情况下，能够实现更有利的燃料运用，能够提高经济性。

如图7所示，在燃料棒51，具有直径D_p的燃料芯块61以带有规定的间隙G的方式被填充在燃料被覆管62内，该燃料被覆管62以规定的厚度T设定为外径D_r。图8是表示中子倍增率(相对值)相对于燃料集合体的燃烧度的图表，并表示使燃料芯块61的直径D_p在8.19mm～11.00mm之间变化时的中子倍增率的变化程度。而且，因为以上述的以往的燃料集合体的设计方法设定的燃料芯块61的直径D_p为8.19mm，且4.8wt％17×17型燃料的分批燃烧度B为34200MWd/t，所以将燃料芯块61的直径D_p＝8.19mm，将集合体燃烧度B＝34200MWd/t时的中子倍增率k∞(相对值)设定为1.0。此外，即使使燃料芯块61的直径D_p变化，认为与燃料被覆管62之间的间隙G和燃料被覆管62的厚度T不发生变化。

因而，如图8的图表所示，因燃烧期间(集合体燃烧度)的增加，中子倍增率k∞(反应度)降低，此外，如果使燃料芯块的直径D_p增加，则因为减速材料的量减少，所以中子倍增率降低。分批燃烧度是提供用于将反应堆芯正好维持在临界所需要的反应度(中子倍增率)的点，即使增大芯块径，如果将评价k∞的燃烧度固定在芯块径为8.19mm时的分批燃烧度(B＝34200MWd/t)，则因为燃料芯块的粗径化，中子倍增率单调降低(图8的图表的○标记)。在此情况下，即使将芯块径粗径化，也使循环长度延长，以使燃烧度变成相同。另一方面，考虑将循环长度固定的情况下，因伴随燃料芯块的粗径化的铀重量的增加，循环燃烧度降低(图8的图表的◇标记)。即，在将燃料芯块粗径化、并在燃料棒全长上将其直径D_p从D₀变更为D₁的情况下，因为提供相同的循环长度(天数)的循环燃烧度θ₀与θ₁中以下的关系成立，所以因燃料芯块的粗径化，循环燃烧度降低。

θ₁/θ₀＝(D₀/D₁)²

而且，如上所述，根据反应堆芯热输出、运转期间、燃料集合体的最高燃烧度来决定燃料装载重量，并考虑输出峰值系数来决定燃料棒的根数、长度，并由燃料装载重量与根数来决定燃料棒的直径，并考虑燃料棒的特性来决定燃料被覆管的内径及外径，芯块的直径是根据燃料被覆管的内径及外径、以及基于铀和轻水的比率的减速率来进行设定的，该燃料芯块的直径D₀以该方法进行设定，此外，与芯块的直径D₀对应的循环燃烧度是θ₀。

此外，图9是表示中子倍增率(相对值)相对于燃料芯块的直径相对的图表。从图8的图表可知，在芯块直径D_p＝D₀＝8.19时，从中子倍增率k∞(相对值)为1.0的燃烧度(图8中的相对于芯块直径D_p＝D₀描绘的曲线，从图表左上方开始降低，与中子倍增率k∞(相对值)＝1.0的线相交的燃烧度，即与芯块直径D_p对应的分批燃烧度)开始，沿伴随芯块直径D_p的增加的循环燃烧度的降低比例，求出中子倍增率k∞(相对值)。该中子倍增率k∞(相对值)超过1.0意味着在增加芯块直径D_p时，k∞(相对值)到达1.0的燃烧度(图8的按各芯块直径描绘的曲线从图表左上方开始降低，与中子倍增率k∞(相对值)＝1.0的线相交的燃烧度，即，与各芯块直径D_p对应的分批燃烧度)高于以循环燃烧度的降低比例减少的燃烧度，分批燃烧度的降低比例仅意味着小于循环燃烧度的降低比例。

因此，可以认为，该中子倍增率(相对值)增加等价于进行燃料芯块的粗径化时的分批燃烧度B与循环燃烧度θ的比(B/θ)增加。因而，从上述数学式可知，与燃料芯块的直径的增加相对的循环燃烧度的降低比例带有逐渐变得平缓的倾向。另一方面，图10是以图8的图表为基础，表示循环燃烧度及分批燃烧度相对于芯块直径的降低比例的图表。分批燃烧度的变化，如该图10所示，可知相对于燃料芯块的直径的增加，其变化量带有逐渐增加的倾向。这是因为如果燃料芯块的直径的增加量增加，则加速了减速材料量的减少，对反应度造成的影响带有增加的倾向。如果比较两者，可知燃料芯块的粗径化的程度在如图10所示的增益界限直径以下的区域、即在粗径化增益区域内，循环燃烧度的降低比例大于分批燃烧度的降低比例，即，中子倍增率为1.0以上。

图11是表示中子倍增率(相对值)相对于燃料芯块的图表，特别是为表示燃料芯块的直径的最佳区域，将图9的图表的一部进行放大后的图表。如该图11的图表所示，燃料芯块的直径D_p在大于8.19mm、且在8.62mm以下的区域A₁₇中，分批燃烧度B与循环燃烧度θ分别降低，但其比(B/θ)增加。即，中子倍增率的相对值超过1.0，在该区域A₁₇，能够得出通过燃料芯块的粗径化能够降低替换燃料体个数的优点。

即，在压水型原子反应堆12中，燃料棒51以17×17的正方格子状、燃料集合体间距P₁为215mm、燃料棒间距P₂为12.6mm而排列的燃料集合体40中，通过将燃料芯块61的直径D_p设定为大于8.19mm、且在8.62mm以下，从而能够将该燃料芯块61的直径最佳化，相比于以往的燃料集合体使中子倍增率提高，能够提高反应度。在此情况下，将燃料芯块61的直径D_p设定在8.19＜D_p≤8.62mm，但最佳值是D_p＝8.40mm。

而且，在17×17形式的燃料集合体中，在设计上，将燃料集合体间距P₁设为215mm，将燃料棒间距P₂设为12.6mm，但需要对燃料集合体间距P₁加入±1mm左右的尺寸公差，对燃料棒间距P₂加入±0.1mm左右的尺寸公差。此外，需要将燃料芯块61与燃料被覆管62的间隙G设在0.08mm左右，并需要确保锆合金制的燃料被覆管62的厚度在0.57mm左右。此外，将燃料芯块61的直径D_p的下限值设定在大于8.19mm，但考虑到尺寸公差，期望设在8.25mm以上。

如此，根据实施例1的原子反应堆，将对铀氧化物进行烧固后的燃料芯块61填充在锆合金制的燃料被覆管62中形成燃料棒51，并对多个该燃料棒51格子状地进行集束而构成燃料集合体40，在将从燃料集合体40产生的热量设为一定的情况下，通过增加燃料芯块61的外径，装载于燃料集合体40的铀的重量增加，并求出相伴于此的燃烧度的降低导致的反应度的增加量超过因为该燃料芯块61外径的增加引起的轻水(减速材料)量的减少所导致的减速不足而产生的反应度的下降量的区域(粗径化增益区域)A₁₇，并在该中子倍增率上升的区域A₁₇内设定燃料芯块61的直径。

如果增大燃料芯块61的外径，则作为减速材料的轻水的量减少，由此导致减速恶化，从而反应度降低，但因为铀装载量增加，燃烧度降低，所以反应度增加，在此两者的关系中，存在与燃料芯块61外径的增加相伴的燃料装载量增加所引起的反应度的增加量超过由于减速材料量的减少导致的减速不足所造成的反应度的下降量的区域A₁₇，通过在该区域A₁₇内设定燃料芯块61的外径，燃料芯块61的直径被最佳化，并能够使反应度增加，从而可以延长反应堆芯寿命。

在此情况下，反应度上升的区域A₁₇是即使因燃料芯块61的外径增加导致分批燃烧度降低，也超过其相对的降低部分而使循环燃烧度降低的区域，且循环燃烧度的降低部分超过由于该燃料芯块61的直径的增加导致的分批燃烧度的降低部分的区域A₁₇是使燃料棒51的替换根数减少的区域，并能够提高经济性。

具体地，在压水型原子反应堆12中，燃料棒51以17×17的格子状、燃料集合体间距P₁为215mm、燃料棒间距P₂为12.6mm而排列的燃料集合体40中，将燃料芯块61的直径D_p设定为大于8.19mm，且在8.62mm以下。从而，能够将该燃料芯块61的直径最佳化，相比于以往的燃料集合体使中子倍增率提高，且能够提高反应度。

实施例2

图12是表示中子倍增率相对于本发明的实施例2所述的压水型原子反应堆中的15×15型燃料集合体的燃烧度的图表，图13是表示中子倍增率相对于燃料芯块直径的图表，图14是表示燃料芯块直径的最佳区域的图表。而且，具有与上述实施例中说明的相同的功能的部件标注同一标记，并省略重复的说明。

实施例2的压水型原子反应堆的燃料集合体是燃料棒以15×15的格子状、燃料集合体间距P₁为215mm、燃料棒间距P₂为14.3mm排列而成。并且，在本实施例中，与上述实施例1同样地，在将燃料芯块粗径化的特定的区域内，循环燃烧度的降低比例大于燃料集合体的分批燃烧度的降低比例，即中子倍增率提高，并在该区域内对燃料集合体进行设计。

图12是表示中子倍增率(相对值)相对于15×15形式的燃料集合体的燃烧度的图表，并表示使燃料芯块的直径D_p在9.29mm～11.29mm之间变化时的中子倍增率的变化程度。因为以上述的以往的燃料集合体的设计方法设定的燃料芯块的直径D_p为9.29mm，且4.8wt％15×15型燃料的分批燃烧度B＝33100MWd/t，所以将燃料芯块的直径D_p＝9.29mm、集合体燃烧度B为33100MWd/t时的中子倍增率k∞(相对值)设定为1.0。此外，即使使燃料芯块的直径D_p变化，认为与燃料被覆管之间的间隙G和燃料被覆管的厚度T不发生变化。

因而，如图12的图表所示，因燃烧期间(集合体燃烧度)的增加，中子倍增率k∞(反应度)降低，此外，如果使燃料芯块的直径D_p增加，则因为减速材料量减少，所以中子倍增率降低。分批燃烧度是提供用于将反应堆芯正好维持在临界所需要的反应度(中子倍增率)的点，且即使使芯块直径变粗，如果将评价k∞的燃烧度固定在芯块直径为9.29mm时的分批燃烧度(B＝33100MWd/t)，则因燃料芯块的粗径化，中子倍增率单调降低(图12的图表的○标记)。在此情况下，即使使芯块直径粗径化，也使循环长度延长，以使燃烧度相同。另一方面，在考虑将循环长度固定的情况下，因伴随燃料芯块的粗径化的铀重量的增加而导致循环燃烧度降低(图12的图表的◇标记)。即，在将燃料芯块粗径化、并在燃料棒全长上将其直径D_p从D₀变更为D₁的情况下，如上述实施例1中说明的那样，由于燃料芯块的粗径化，导致循环燃烧度降低。

此外，图13是表示中子倍增率(相对值)相对于燃料芯块的图表，可以认为，该中子倍增率(相对值)增加等价于进行燃料芯块的粗径化时的分批燃烧度B与循环燃烧度θ的比(B/θ)增加。因而如上述实施例1中的说明可知，循环燃烧度相对于燃料芯块直径的增加的降低比例带有逐渐变得平缓的倾向。另一方面可知，与上述实施例1同样，分批燃烧度的变化相对于燃料芯块的直径的增加，带有其变化量逐渐增加的倾向。这是因为如果燃料芯块的直径的增加量增加，则加速了减速材料量的减少，对反应度造成的影响带有增加的倾向。如果比较两者，可知在燃料芯块的粗径化的程度微小的区域内，循环燃烧度的降低比例大于分批燃烧度的降低比例，即，中子倍增率为1.0以上。

图14是表示中子倍增率(相对值)相对于燃料芯块的图表，特别是为表示燃料芯块的直径的最佳区域而将图13的图表进行放大后的图表。如图14的图表所示，燃料芯块的直径D_p在大于9.29mm，且在10.11mm以下的区域A₁₅中，分批燃烧度B与循环燃烧度θ分别降低，但其比(B/θ)增加。即，中子倍增率的相对值超过1.0，能够得出在该区域A₁₅内，通过燃料芯块的粗径化可降低替换燃料体个数的优点。

即，在压水型原子反应堆中，燃料棒以15×15的正方格子形、且燃料集合体间距P₁为215mm、燃料棒间距P₂为14.3mm排列的燃料集合体中，通过将燃料芯块的直径D_p设定为大于9.29mm，且在10.11mm以下，从而能够将该燃料芯块的直径最佳化，相比于以往的燃料集合体使中子倍增率提高，且能够增加反应度。在此情况下，将燃料芯块的直径D_p设定在9.29＜D_p≤10.11mm，但最佳值是D_p＝9.69mm。

而且，在15×15型的燃料集合体中，在设计上，将燃料集合体间距P₁设为215mm，将燃料棒间距P₂设为14.3mm，但需要对燃料集合体间距P₁加入±1mm左右的尺寸公差，对燃料棒间距P₂加入±0.1mm左右的尺寸公差。此外，需要将燃料芯块与燃料被覆管的间隙G设在0.09mm左右，并需要确保锆合金制的燃料被覆管的厚度在0.62mm左右。此外，将燃料芯块的直径D_p的下限值设定在大于9.29mm，但考虑到尺寸公差，期望设在9.35mm以上。

如此，根据实施例2的原子反应堆，在压水型原子反应堆中，燃料棒以15×15的格子状、且燃料集合体间距P₁为215mm、燃料棒间距P₂为14.3mm排列的燃料集合体中，在将来自燃料集合体的产生热量设为一定的情况下，通过增加燃料芯块的外径，装载于燃料集合体的铀的重量增加，与此相伴的燃烧度的降低导致的反应度的增加量超过由于该燃料芯块外径的增加引起的轻水(减速材料)量的减少所导致的减速不足而产生的反应度的不足部分的区域(粗径化增益区域)设为A₁₅，并将燃料芯块的直径D_p设定在大于9.29mm且10.11mm以下。从而能够将该燃料芯块的直径最佳化，相比于以往的燃料集合体能够使中子倍增率增加，并可以使反应度增加。

实施例3

图15是表示中子倍增率相对于本发明的实施例3所述的压水型原子反应堆中的14×14型燃料集合体的燃烧度的图表，图16是表示中子倍增率相对于燃料芯块直径的图表，图17是表示燃料芯块直径的最佳区域的图表。而且，具有与上述实施例中说明的相同的功能的部件标注同一标记，并省略重复的说明。

实施例3的压水型原子反应堆的燃料集合体是燃料棒以14×14的正方格子状、且燃料集合体间距P₁为198mm、燃料棒间距P₂为14.1mm排列而成。并且，在本实施例中，与上述实施例1同样地，在将燃料芯块粗径化的特定的区域内，循环燃烧度的降低比例大于燃料集合体的分批燃烧度的降低比例，即中子倍增率提高，在该区域对燃料集合体进行设计。

图15是表示中子倍增率(相对值)相对于14×14形式的燃料集合体的燃烧度的图表，并表示使燃料芯块的直径D_p在9.29mm～11.29mm之间变化时的中子倍增率的变化程度。因为以上述的以往的燃料集合体的设计方法设定的燃料芯块的直径D_p为9.29mm，且4.8wt％14×14型燃料的分批燃烧度B为32000MWd/t，所以将燃料芯块的直径D_p＝9.29mm、集合体燃烧度B＝32000MWd/t时的中子倍增率k∞(相对值)设定为1.0。此外，即使使燃料芯块的直径D_p变化，认为与燃料被覆管之间的间隙G和燃料被覆管的厚度T不发生变化。

因而，如图15的图表所示，因燃烧期间(集合体燃烧度)的增加，中子倍增率k∞(反应度)降低，此外，如果使燃料芯块的直径D_p增加，则因为减速材料量减少，所以中子倍增率降低。分批燃烧度是提供用于将反应堆芯正好维持在临界所需要的反应度(中子倍增率)的点，且即使使芯块直径变粗，如果将评价k∞的燃烧度固定在芯块直径为9.29mm时的分批燃烧度(B＝32000MWd/t)，则因燃料芯块的粗径化，中子倍增率单调降低(图15的图表的○标记)。在此情况下，即使使芯块直径粗径化，也使循环长度延长，以使燃烧度相同。另一方面，在考虑将循环长度固定的情况下，伴随燃料芯块的粗径化的铀重量的增加导致循环燃烧度降低(图1 5的图表的◇标记)。即，将燃料芯块粗径化，并在燃料棒全长上将其直径D_p从D₀变更为D₁的情况下，与上述实施例1同样，由于燃料芯块的粗径化导致循环燃烧度降低。

此外，图16是表示中子倍增率(相对值)相对于燃料芯块的直径的图表，可以认为，该中子倍增率(相对值)增加等价于进行燃料芯块的粗径化时的分批燃烧度B与循环燃烧度θ的比(B/θ)增加。因而与上述实施例1同样，循环燃烧度相对于燃料芯块直径的增加的降低比例带有逐渐变得平缓的倾向。另一方面可知，与上述实施例1同样，分批燃烧度的变化相对于燃料芯块的直径的增加，带有其变化量逐渐增加的倾向。这是因为如果燃料芯块的直径的增加量增加，则加速了减速材料量的减少，对反应度造成的影响带有增加的倾向。如果比较两者，可知在燃料芯块的粗径化的程度微小的区域内，循环燃烧度的降低比例大于分批燃烧度的降低比例，即，中子倍增率为1.0以上。

图17是表示中子倍增率(相对值)相对于燃料芯块的直径的图表，特别是为表示燃料芯块的直径的最佳区域而将图16的图表进行放大后的图表。如图17的图表所示，在燃料芯块的直径D_p大于9.29mm、且在9.64mm以下的区域A₁₄中，分批燃烧度B与循环燃烧度θ分别降低，但其比(B/θ)增加。即，中子倍增率的相对值超过1.0，能够得出在该区域A₁₄内通过燃料芯块的粗径化可降低替换燃料体个数的优点。

即，在压水型原子反应堆中，燃料棒以14×14的正方格子状、且燃料集合体间距P₁为198mm、燃料棒间距P₂为14.1mm排列的燃料集合体中，通过将燃料芯块的直径D_p设定为大于9.29mm、且在9.64mm以下，能够将该燃料芯块的直径最佳化，相比于以往的燃料集合体使中子倍增率提高，且能够增加反应度。在此情况下，将燃料芯块的直径D_p设定在9.29＜D_p≤9.64mm，但最佳值是D_p＝9.47mm。

而且，在14×14型的燃料集合体中，在设计上，将燃料集合体间距P₁设为198mm，将燃料棒间距P₂设为14.1mm，但需要对燃料集合体间距P₁加入±1mm左右的尺寸公差，对燃料棒间距P₂加入±0.1mm左右的尺寸公差。此外，需要将燃料芯块与燃料被覆管的间隙G设在0.09mm左右，并需要确保锆合金制的燃料被覆管的厚度在0.62mm左右。此外，将燃料芯块的直径D₁的下限值设定在大于9.29mm，但考虑到尺寸公差，期望设在9.35mm以上。

如此，根据实施例3的原子反应堆，在压水型原子反应堆中，燃料棒以14×14的正方格子状、且燃料集合体间距P₁为198mm、燃料棒间距P₂为14.1mm而排列的燃料集合体中，在将来自燃料集合体的产生热量设为一定的情况下，通过增加燃料芯块的外径，装载于燃料集合体的铀的重量增加，与此相伴的燃烧度的降低导致的反应度的增加部分超过由于该燃料芯块的外径的增加引起的轻水(减速材料)量的减少所导致的减速不足而产生的反应度的不足部分的区域(粗径化增益区域)设为A₁₄，并将燃料芯块的直径D_p设定在大于9.29mm且9.64mm以下。从而能够将该燃料芯块的直径最佳化，相比于以往的燃料集合体能够使中子倍增率增加，并使反应度增加。

工业实用性

本发明所述的压水型原子反应堆的燃料集合体及燃料集合体的设计方法通过增加燃料芯块61的外径，求得反应度提高的区域，实现燃料芯块的直径的最佳化，能够适用于任意种类的压水型原子反应堆的燃料集合体或其设计方法。