本发明涉及燃料装置，特别是沸水反应器燃料装置，并且其中水杆安置在9×9燃料杆格栅内。 沸水反应器中所用普通燃料装置包括许多呈8×8格栅形式排列的燃料杆，两根水杆排列在燃料杆之间，而通道箱将其围起来，该普通燃材装置的两根水杆相互邻近排列在连接燃料装置中两个相对侧面角的对角线中心部位上。水杆外径略大于燃料杆外径，但小于夹持燃料杆的燃料隔板格栅中的方格尺寸。以下将该燃料装置称作“8×8燃料装置”。冷却水在燃料杆2之间流入通道箱，并带走燃料杆内产生的热能。但已提出将该燃料装置改装成9×9燃料装置，其中缩小每一根燃料杆的外径并增加燃料杆的数量。该9×9燃料装置的燃料杆和水杆以9行9列形式排列，其中与冷却水接触的每一燃料杆的传热面积增加了并缩小了每一燃料杆的热负荷，因此而提高了反应器的操作自由度并可使核燃料完全燃烧。但与冷却剂的周边接触增加并同时增大了摩擦，而且在燃料杆内的热值变化时热通量响应强烈，两相流体压力损失加大并降低了稳定裕度。
现有技术中紧接在燃料装置之下设置了一孔板以提高稳定裕度，而提高稳定裕度的方法是增大该孔板的阻力。表明稳定指数的衰减比由相邻流动幅度之比来定义。如衰减比大于1，则幅度随时间增大，而流动就变得不稳定，相反如衰减比小于1，则幅度随时间减小，而流动就变得稳定。换句话说，稳定裕度随衰减比的减小而增大，因此可以认为增大孔板的阻力在提高稳定性方面是有效的。但如果孔板阻力增大，就使芯部阻力整个增大并使冷却水流量降低。这带来的问题是必须采用大容量泵以保证大流量的冷却水。这种结构的常见例子已见于JP-13487/1985和JP-52897/1982，其中孔径可以改变，因此降低了可靠性。
另一提高稳定裕度的办法是缩小燃料杆和水杆的外径，通过加大冷却水流通面积而降低两相流动压力损失，从而提高稳定裕度。但这种情况下作为核燃料的铀投料降低，因为缩小了燃料杆外径，从而使燃料装置的换料循环变得更短，结果是燃料循环费增加。加大水杆中水流通面积或加大铀投料可降低燃料循环费。换句话说，如果燃料杆变薄，燃料循环费就会增加，因为铀投料减少，而如前述燃料经济性就会降低。旨在提高9×9燃料装置中燃料经济性的发明可举出JP-159185/1986和172580/1983。但按照这些现有技术实例，不可避免会给考虑到稳定性而缩小燃料杆直径带来限制，从而使铀投料减少，因此就不可能对改善经济性抱多大希望。
JP-178387/1984中公开的技术可提高燃料经济性，但不易采用，因为操作是在非稳定范围内进行地。
上述旨在提高9×9燃料装置稳定裕度的各种方法均具有提高稳定性而又增加了燃料循环费，或者相反，降低燃料循环费而又降低了稳定性问题。
因此本发明的目的是提出可提高稳定性同时又可提高经济性的燃料装置。
上述本发明目的可这样来达到，即将燃料装置中燃料杆的横截面积总和Arod与燃料装置的横截面积ACH之比Arod/ACH定在根据燃料装置中水杆的横截面积Aw与横截面积ACH之比Aw/ACH确定的预定范围内。
更为优选的是本发明目的可这样达到，即将Arod/ACH定在满足以下三式的范围内，其中燃料装置中水杆横截面积之和设为Aw（Cm2），燃料装置横截面积设为ACH（Cm2），而包层厚度设为δ（mm）:
（Arod/ACH）≤-1.050（Aw/ACH）+0.469;
（Arod/ACH）≤（0.337δ+0.1421）（Aw/
ACH）+0.0804δ+0.302
（Arod/ACH）＞（-0.0428δ-0.0359）×
（Aw/ACH）+0.1449δ+
0.2745。
图1为稳定性参数即衰减比示意图;
图2A为表明通道稳定特性与水杆中水流通面积的关系的示意图;
图2B为表明芯部稳定特性与水杆中水流通面积的关系的示意图;
图3A为铀投料与空隙系数关系示意图;
图3B为表明其关系与水杆中水流通面积的关系的示意图;
图4为表明铀投料与水杆中水流通面积的关系和稳定性极限的线图;
图5为表明9×9燃料装置和8×8燃料装置之间燃料循环费差异的线图;
图6A为表明与包层厚度相对应的水杆中水流通面积和铀投料之间的关系的示意图;
图6B为表明与燃料杆数相对应的水杆中水流通面积和铀投料之间的关系的示意图;
图7A为表明通道稳定性中稳定性边界线和配合式之间的关系的示意图;
图7B为表明芯部稳定性中稳定性边界线和配合式之间的关系的示意图;
图8为表明水杆横截面积总和和燃料杆横截面积总和的允许范围的示意图;
图9为表明本发明优选实施方案之一的燃料装置的示意图;
图10为图9中沿X-X线的横截面图;
图11-18为本发明其它实施方案的燃料装置横截面图;和
图19为表明将用于沸水反应器的另一燃料装置的横截面图。
稳定性包括两种稳定性模式（通道稳定性和芯部稳定性）。首先，通道稳定性旨在防止冷却水流量分布中产生波动并且是燃料装置在其芯部达到最高输出的评价因素。其次，芯部稳定性旨在防止因芯部中子能量与水热波动的配合而出现的任何不稳定现象。其极限值分别用图1中定义的衰减比表示。换句话说，通道稳定性的衰减比定为0.7或更低，而芯部稳定性为0.1或更低。
我们因此而检测了9×9燃料装置的通道稳定性和芯部稳定性并在以下讨论检测结果。首先图2A表明了衰减比与水杆中水流通面积的关系。图2A和2B中所用参数为铀投料量。图2A表示出通道稳定性，而图2B表示出芯部稳定性。已发现通道稳定性的衰减比随水杆中水流通面积的加大和铀投料量的加大以及稳定裕度的降低而提高，其原因是，如果水杆中水流通面积和铀投料加大，燃料装置中的流通面积就会降低，燃料装置中压力损失就会提高，而通道稳定性降低。另一方面，已发现芯部稳定性的衰减比随铀投料加大而提高，但相反的是水杆中水流通面积加大时又会降低。这是因为正如图3A和3B所示，在铀投料和水杆中水流通面积之间空隙系数显示出相反的特性。也就是说，如铀投燃量加大，则空隙系数绝对值提高，致使中子通量随空隙比的变化增大，而芯部稳定性降低。另一方面，如水杆中水流通面积增大，则不随空隙比变化的缓冲面积比例就会随着空隙系数接近于0而不断提高，而芯部稳定性可得到改善。
其次，这两种稳定性还根据水杆中水流通面积和铀投料量进行了检测。检测结果示于图4的水杆中水流通面积-铀投料量关系图中。通道不稳定性极限区域（曲线A右侧的区域）出现在图4右上侧（水杆中水流通面积和铀投料量均大的区域），而芯部不稳定性极限区域（曲线B左边的区域）出现在图4的左上侧（水杆中水流通面积小而铀投料量大的区域）。稳定性允许范围出现在图4的中心部位並且呈曲线A和B所围成的山形。图4中燃料循环费的等值线用虚线表示，其中越靠近右上部，燃料循环费越低。因此已发现在图4所示的稳定性允许范围内燃料循环费最低的最适宜部位接近特性曲线A和B的交界点（峰）。换句话说，靠近峰顶部位（水杆中流道面积接近13Cm2）的燃料装置是最好的。顺便说明一下，这里所用燃料循环费基于下述图10所示实施方案。
除9×9燃料装置而外，燃料循环费还可通过改善8×8燃料装置中燃料的富集状况和燃烧性能的方法而降低。对该方法与图10所示实施方案的燃料循环费进行了对比分析，其结果示于图5，其中纵坐标表示从8×8燃料装置到9×9燃料装置的燃料循环费升值，横坐标为操作持续期。可以理解为操作持续期越长，9×9燃料装置就越好。但12个月的操作持续期内差别为约0.1%。换句话说，图5中燃料循环费为约0.1%的9×9燃料装置的操作特性要低于8×8燃料装置。因此可想而知9×9燃料装置的价值就会失去。
附带说一下，图4中的分析条件为燃料杆数74並且其包层厚0.72mm。但可以认为，如燃料杆数和包层厚度变化，极限区域也会移动，因为燃料装置中的流通面积变化了。因此极限区域还可通过改善燃料杆数和包层厚度来进一步加以检测。图6A表示包层厚0.5和0.8mm时的检测结果，而图6B表示出燃料杆数为72和76时的检测结果。图6A和6B中极限区域均移动了，但包层厚度改变时的移动距离大于燃料杆数改变时的移动距离。包层厚度从0.5变至0.8mm时，极限区域边界线移动了，而铀投料量可增加大约10kg。而且，当将因通道不稳定性引起的极限区域移动距离与因芯部不稳定性引起的极限区域移动距离进行比较时，则包层厚度改变时因通道不稳定性引起的极限区域移动距离增大，而燃料杆数改变时因芯部不稳定性引起的极限区域移动距离增大。这样一来，不稳定时的极限区域依据包层厚度和燃料杆数就显示出复杂的变化。因此要通过改变包层厚度和燃料杆数来检测出优化构形就变得极为麻烦。为此检测可考虑到包层厚度和燃料杆数变化的预定条件，这将在以下详述。
通道稳定性和芯部稳定性的稳定性边界数据是与以下两者关联起来进行总结的，即燃料装置中燃料杆横截面积总和（包括包层管横截面积）以及燃料装置中水杆横截面积总和（包括水杆管横截面积）。
图7A表示出通道稳定性检测结果，图7B表示出芯部稳定性检测结果。如将数据这样进行整理，则就图7A中的通道稳定性而言，稳定性边界线上的数据出现在与包层厚度和燃料杆数无关的线上，並且该线以上的区域成为极限区域，其中出现通道不稳定性。另一方面，至于图7B所示的芯部稳定性，则稳定性边界线上的数据取决于包层厚度，但几乎与燃料杆数无关，而以点线在线上表示出来。原因如下述。谈到通道稳定性，如冷却水在燃料装置中的流通面积相同，则可显示出基本上相同的衰减比，致使稳定性边界成为基本上相同的流道面积上的数据。顺便提一下，流道面积系燃料装置横截面积减去燃料杆横截面积总和以及水杆横截面积总和之后的差值。因此稳定性边界线上的数据可表示为燃料杆横截面积总和以及水杆横截面积总和的线性函数，并用点线在该线上表示出来。另一方面，芯部稳定性取决于燃料装置内的空隙系数和冷却水的流道面积。该冷却水流通面积肯定用燃料杆横截面积总和以及水杆横截面积总和表示出来，但空隙系数还随铀投料量变化。因此如包层厚度变化，则空隙系数也变化，从而使稳定性边界移动。
从图7A和7B可以清楚地看出，两种稳定性边界数据均以点线在该线上表示出来。因此可以得出能够很容易地评价稳定性边界的配合式。如采用该配合式，则稳定性的允许范围可说明如下。
通道稳定性允许范围：
（Arod/ACH）≤-1.050（Aw/ACH）+
0.469 ……（1）
和
芯部稳定性允许范围：
（Arod/ACH）≤（0.337δ+0.1421）（Aw/
ACH）+0.0804δ+0.302
……（2）
其中
Aw：燃料装置中水杆横截面积总和（Cm2）;
Arod：燃料装置中燃料杆截面积总和（Cm2）;
ACH：燃料装置中横截面积（Cm2）;和
δ：包层厚度（mm）。
而燃料装置横截面积为通道箱内横截面积。
如前述在计算8×8燃料装置（高富集状态）的燃料循环费时，该燃料循环费与标准值相比降低了约0.1%。因此如9×9燃料装置的燃料循环费超过了该8×8燃料装置的燃料循环费，则失去了使用9×9燃料装置的意义。因此要增加一个极限值即燃料费应小于8×8燃料装置的燃料循环费。如将该极限值以上述同样方式进行整理，则可得到下述关系式：
（Arod/ACH）＞（-0.0428δ-0.0359）×
（Aw/ACH）+0.1449δ
+0.2745 ……（3）
采用上述式（1）-（3）的设定条件即可确知允许范围，对于通道箱的内部宽度为132.4mm（燃料装置横截面积为174.7Cm2），并且燃料杆包层管厚度为0.72mm的情况即属此例。结果示于图8。
图8中K线表示通道稳定性极限，而在K线以上出现通道不稳定性。K线以下（包括K线）的区域为式（1）的区域。L线表示芯部稳定性极限，而L线以上出现芯部不稳定性。L线以下（包括L线）的区域为式（2）的区域。M线有关燃料循环费，而M线以上的区域为满足式（3）的区域。允许范围落入K、L和M线限定的三角形区域，即三角形区域N，可认为燃料循环费在该三角形区域N的顶部Y处达到最低，并且这里为优化区域。而且该优化区域的条件应满足上述式（1）和（2）以如下的式（4）和（5）：
0.98（0.0804δ-0.1672）/（-0.337δ+1.192）≤（Aw/ACH）
≤1.02（0.0804δ-0.1672）/（-0.337δ
+1.192） ……（4）
和0.98（-0.2422δ+0.735）/（-0.337δ+1.192）
≤（Arod/ACH）
≤1.02×（-0.2422δ+0.735）/（-0.337δ
+1.192） ……（5）
图中符号○，△和□分别表示下述图1、15和20所示实施方案，而符号●表示JP-178387/1984中图1和2所示燃料装置。在下述图1、15和20所示实施方案中，可以认为允许范围位于该三角形N内，并且燃料经济性比较高。另一方面，在以JP-178387/1984所述（燃料杆外径10.75mm，水杆直径13.7mm）进行计算时，符号●的该现有技术实例即处于该三角形N之外，因此已不能再使用了。
按照上述，如满足了式（1）-（3）的设定条件中的任一项，则可降低燃料循环费并可明显改善燃料经济性，特别是在式（4）和（5）的范围内，燃料循环费最低而同时又能满足每一项稳定性要求。
以下为参照附图说明根据检测结果所得的本发明优选实施方案。
图9和10表示出本发明实施方案之一的燃料装置，该实施方案的燃料装置7包括74根燃料杆2，上部系板4，下部系板5，燃料隔板6，水杆3以及通道箱1。
上部系板4和下部系板5夹住燃料杆2的上端部和下端部。74根燃料杆2以9行9列燃料杆排列，而相邻燃料杆之间由燃料隔板6保持间距。通道箱1为基本上成正方形横截面的管状，该管连至上部系板4以围住燃料隔板6夹持而成的燃料杆束。两根水杆3排列在燃料装置7的横截面中心，并且相邻地排列在燃料装置7即通道箱1中连接两个相对角的对角线中心部位上。通道箱1内部宽度为132.4mm（燃料装置横截面积为174.7Cm2）。两根园形截面水杆3安置在该燃料装置中心并成3行3列排列，空隙位置再排列两根燃料杆2A。而且，水杆横截面积总和Aw以及燃料杆2横截面积总和Arod应满足与燃料杆2包层管厚度关联起来的式（1）-（3）的设定条件。图8中所示值174.7Cm2和0.722mm分别作为Aw和δ。园截面水杆3外径大于燃料杆2的中心距。但水杆3的尺寸也有上限值，因为燃料杆2排列在水杆3周围。水杆3横截面积总和Aw上限值定为9.16Cm2。该实施方案相应点在图8中用符号○表示。可以认为该实施方案处于允许区域N内，并且通道和芯部稳定性以及燃料经济性均得到了改善。由于要改善每一稳定性，则必须为改善稳定性而设置设备。也可对现有沸水反应器进行一些改造。此外在现有沸水反应器中采用本发明燃料装置则可明显降低燃料循环费并提高燃料经济性，因为燃料杆可从8×8格栅增至9×9格栅。由于本实施方案中所用水杆3如上述园形，其产率和可靠性就比较高。如特地考虑该实施方案燃料装置中心部位的3×3格栅，则两根燃料杆2A可置于该部位中水杆3附近，当然水杆3的厚度要增大。因此可改善燃料装置7中的空间利用率。换句话说，由于燃料装置7中燃料杆2的数目增多，则每根燃料杆2的热负荷就降低了，从而增加了反应器的操作自由度，并且反应器的操作应足以有效地烧掉核裂变产物，由此而提高燃料经济性。
即使采用的上述式（1）-（3）中的ACH和δ值不是前述值，也可用式（1）-（3）确定相应的区域N。
图11、12和13分别表示出本发明其它实施方案的燃料装置，其中燃料杆2总数仍同图9，所示为74，而水杆8成葫芦形横截面（图11），水杆9成椭园形横截面（图12），而水杆10成双正方形横截面（图13），各水杆分别置于各燃料装置中心部位。通道箱1的尺寸，每一燃料杆的外径和包层厚度如图9所示的实施方案中的通道箱1和燃料杆2。这同样适用于下述图14-18所示实施方案。按照这些结构，水杆横截面积总和加大，上限值分别为12.01Cm2（图11），10.9Cm2（图12）和13.99Cm2（图13）。与图9所示实施方案比较起来，就可能使各个值更接近图8所示的优化点，并且燃料循环费可大为降低。图8中符号△表示图11所示实施方案的值。由于有两根额外的燃料杆2A以与图9所示实施方案同样的方式置于水杆附近，虽然水杆增厚了，但空间利用率仍可得到改善，并可降低每一燃料管的热负荷，从而可有效地提高操作自由度并可使燃料有效地进行燃烧。
图14和15表示出本发明其它实施方案，其中图14中的长方形横截面水杆11置于燃料装置中心部位，而燃料杆总数为75，图15中的十字形横截面水杆12置于燃料装置横截面中心部位，而76根燃料杆2置于其周围。在这些结构中，图14燃料装置中水杆横截面积总和为11.4Cm2，图15燃料装置中水杆横截面积总和为8.3Cm2，并且可将燃料循环费降低到与图9所示实施方案基本上相同的水平。因为这些实施方案中燃料杆总数增加，每根燃料杆的热负荷就降低并可提高反应器的操作自由度。因此应用这种自由度的增加即可有效地烧掉可裂变材料并进一步提高经济性。
图16为本发明又一实施方案的燃料装置，其中燃料杆2总数为73，4根占据两根燃料杆空间的椭园形横截面水杆13置于燃料装置中从最外层燃料杆2位置算起的第三层燃料杆正方形的边上。而且，每根水杆13的较短一侧位于上述正方形的角上。因此，该实施方案中4根水杆13横截面积总和基本上对应于8根燃料杆横截面积总和，这样就最大。在通道箱内部宽度例如为134.6mm的燃料装置中，燃料杆间距即为14.6mm。尽管水杆13的尺寸可由结构因数如保持燃料杆2之间间隙的隔板进行限制，但仍可将水杆13的较短一侧尺寸增至13.7mm，并可将其较长一侧增至28.3mm。如用这些尺寸计算燃料装置内水杆横截面积总和，则其结果为13.9Cm2。该总和如图8中用符号□所示基本上位于三角形区域N的顶部Y处。因此该实施方案还可达到另一效果，即其中大量燃料杆2面对水杆13。这些不与水杆13接触并且不与旁通区域14（送入芯部时在相邻燃料装置之间设置的间隔）接触的燃料杆2B数量为17。其余56根燃料杆2均与水杆13或与旁通区域14接触。已知在水量大的部位燃烧高富集状态燃料一般可提高燃料经济性（JP-26292/1983）。因此，由于该实施方案中与水杆13或与旁通区域14接触的燃料杆数目大，所以可安置大量高富集状态的燃料杆，从而可明显改善燃料经济性。又因为水杆13设置得相当均匀，所以燃料装置内中子通量分布和热量分布就比较均匀。结果是耐热裕度增大，并可进一步提高反应器操作的自由度。
图17和18表示出图16所示实施方案的改性实施方案，其中图17中在图16所示燃料装置中心增加了一根水杆，由参考数字15表示。不与水杆13和15以及旁通区域14接触的燃料杆2B数目降至12。因此可安置大量的高富集状态燃料杆，从而进一步提高燃料经济性。另一方面，在图18中9根园形（也可为正方形）横截面水杆置于图17所示水杆13和15的位置。9根水杆15横截面积总和最大可为13.3Cm2，这样才可接近图8所示区域N中的顶部Y。而且，该实施方案的另一效果是由于水杆为园柱形，所以其产率和可靠性都比较高。
如图6A和6B所示，通道稳定性和芯部稳定性与包层厚度的关系很大。换句话说，如包层厚度降至约0.5mm，则稳定性允许范围明显扩大，并且燃料循环费降低约1%。因此可望明显提高燃料经济性。采用防腐性和中子经济性高的金属可降低燃料管的厚度，从而使燃料循环费进一步降低，并可明显改善燃料经济性。
用图19所示的燃料装置检测式（1）-（3）的条件。1根正向具有正方形横截面的水杆16置于燃料装置中心部位9根燃料杆的横截面上。安置了72根燃料杆。这种结构可进一步增大水杆16的横截面积总和，而水杆流道面积上限为16.8Cm2。为此可通过降低水杆16的厚度而将其横截面积定在图8所示区域N的顶部Y的位置（13Cm2）。但在采用72根燃料杆的方案中，由于水杆16制得薄，所以在燃料装置中心部位距离水杆16的间隔就限定得比较大，并且有冷却旁路流过该间隔。因此从燃料杆2周围开始的冷却水流量就会大大下降，并且燃料杆2的临界输出裕度下降，从而使临界输出的极限区域成为例如图8所示并且水杆16只能薄至符号■所示的程度（图8）。结果是该实施方案超出了图8所示的区域N，并使燃料经济性低于8×8燃料装置。
在图17和18所示的实施方案中，水杆以与图18所示燃料装置相同的方式置于相应于9根燃料杆的区域内，但在图17和18所示的实施方案中，水杆在燃料装置内的分布使得燃料杆临界输出裕度不会象图19所示燃料装置那样降低，并且这些实施方案含于区域N之内。
因为本发明可提高燃料装置的稳定裕度，所以铀投料量就可逐渐加大。因此可使燃料循环费大为降低，并可达到高燃料经济性。