ジェットポンプ及び原子炉
【課題】ジェットポンプ効率をさらに向上できるジェットポンプを提供する。
【解決手段】ジェットポンプ１３は、ノズル１４、ベルマウス１５、スロート１６、デフューザ１７及びノズルホルダ１８を有する。ノズルホルダ１８に設けられたノズル１４がベルマウス１５の上方に配置される。スロート１６は、上端から下端に向って配置された、混合部の第１直管部１６Ａ，テーパ管１６Ｂ及び直管部である挿入管部１６Ｃを有する。第１直管部１６Ａがベルマウス１４の下端に接続され、デフューザ１７はスリップジョイント部１９で挿入管部１６Ｃに接続される。ベルマウス１５の内面に三角溝２０Ａを、第２直管部１６Ａの内面に三角溝２０Ｂを、挿入管部１６Ｃの内面に三角溝２０Ｃをそれぞれ形成している。直管部である挿入管部１６Ｃに三角溝２０Ｃを形成しているので、ジェットポンプ効率が向上し、振動が低減される。
【解決手段】ジェットポンプ１３は、ノズル１４、ベルマウス１５、スロート１６、デフューザ１７及びノズルホルダ１８を有する。ノズルホルダ１８に設けられたノズル１４がベルマウス１５の上方に配置される。スロート１６は、上端から下端に向って配置された、混合部の第１直管部１６Ａ，テーパ管１６Ｂ及び直管部である挿入管部１６Ｃを有する。第１直管部１６Ａがベルマウス１４の下端に接続され、デフューザ１７はスリップジョイント部１９で挿入管部１６Ｃに接続される。ベルマウス１５の内面に三角溝２０Ａを、第２直管部１６Ａの内面に三角溝２０Ｂを、挿入管部１６Ｃの内面に三角溝２０Ｃをそれぞれ形成している。直管部である挿入管部１６Ｃに三角溝２０Ｃを形成しているので、ジェットポンプ効率が向上し、振動が低減される。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ジェットポンプ及び原子炉に係り、特に、沸騰水型原子炉に適用するに好適なジェットポンプ及び原子炉に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来の沸騰水型原子炉（ＢＷＲ）は、原子炉圧力容器内にジェットポンプを設置している。ジェットポンプは、ノズル、ベルマウス、スロート及びデフューザを備える。再循環系配管は原子炉圧力容器に接続される。この再循環系配管に設けられた再循環ポンプの駆動によって昇圧された冷却水は、再循環系配管を通り、駆動水としてノズルからジェットポンプ内に噴出される。噴出された駆動水によって、ノズルの周囲に存在する冷却水が被駆動水としてベルマウス及びスロート内に流入する。スロートからデフューザに導かれてデフューザから排出された冷却水は、下部プレナムを経て炉心に供給される（例えば、特開２００５−２３３１５２号公報参照）。
【０００３】
特開平7−１１９７００号公報には、多孔ノズルを用いて旋回流を発生させるジェットポンプが記載されている。このジェットポンプは、ジェットポンプ効率の向上を目的として、デフューザ及びスロートでの圧力損失の低減を図っている。圧力損失の低減のために、デフューザ及びスロートの一方の内面に旋回流発生用のフインまたは溝を設けることが提案されている。直進する流体を旋回させるフインまたは溝の抵抗体を設けた場合には、その設置箇所で摩擦損失が生じる。このため、デフューザまたはスロートでの圧力損失が増加し、ジェットポンプ効率の低下を招く可能性がある。
【０００４】
特開平８−１３５６００号公報には、ジェットポンプ効率を向上させるため、スロートの摩擦損失を低減したジェットポンプが記載されている。このジェットポンプは、スロートの内面に、流体の流れ方向に沿って形成された複数の細い溝を周方向に並べたリブレットを形成している。特開平８−１３５６００号公報では、リブレットの定義として、その高さを流体乱流の粘性底層の厚さと等しいとしている。この流体乱流の粘性底層の厚さは、通常、０．１ｍｍ以下であり、高流速のスロート部では、粘性底層の厚さはこの値よりも小さな値となる。特開平８−１３５６００号公報には、このリブレットの高さを求める（１）式が開示されている。
【０００５】
δ1=１２３・（ｕＤ／ν）7/8・δ ……（１）
ここで、δ1は乱流の粘性底層の厚さ、ｕＤ／νはＲｅ数（−）、ｕは流体流速、Ｄは管の内径、νは粘性係数、δは管の半径である。
【０００６】
ＢＷＲのジェットポンプでは、通常、Ｒｅ数が約１×１０6及びスロートにおける最小の管半径が約８０ｍｍであり、これらを（１）式に代入すると、ブレットの高さδ1は約２×１０6ｍｍ（２ｋｍ）となる。これは管径の約１２５００倍であり、（１）式ではブレットの高さを求めることができない。
【０００７】
【特許文献１】特開２００５−２３３１５２号公報
【特許文献２】特開平7−１１９７００号公報
【特許文献３】特開平８−１３５６００号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
ジェットポンプの性能は、以下に示すようなＭ比、Ｎ比、効率によって表される。Ｍ比は、駆動水（再循環水）の流量Ｑａに対する、被駆動水（冷却水）の流量Ｑｂの比であり、（２）式で表される。
【０００９】
Ｍ比 ＝ Ｑｂ／Ｑａ ……（２）
Ｎ比は、駆動水に対する被駆動水の全水頭比であり、（３）式で表される。
【００１０】
Ｎ比 ＝ （Ｈｃ−Ｈｂ）／（Ｈａ−Ｈｃ） ……（３）
ここで、Ｈａはノズルの駆動水入口における全水頭、Ｈｂはジェットポンプの被駆動水入口における全水頭、Ｈｃはジェットポンプ出口における全水頭である。効率は、駆動水に対する被駆動水のエネルギーの比であり、Ｍ比とＮ比の積で表される。
【００１１】
効率 ＝ Ｍ比 × Ｎ比 ……（４）
ジェットポンプとしては、Ｍ比、Ｎ比及び効率がより高いことが望ましい。小さい容量の再循環ポンプを用いて、ジェットポンプから吐出される冷却水流量を効率良く増加させることができれば、再循環系をコンパクト化することができ、再循環系の設置スペースを低減できる。
【００１２】
例えば、既設の原子炉（例えば、ＢＷＲ）で出力向上を行う場合には、炉心流量を増加して炉心の冷却能力を高めることにより、原子炉出力の増大幅を拡大することができる。このように炉心流量を増加させるためには、再循環ポンプ、給水ポンプ及びジェットポンプを改良するとよい。出力向上を目的とした既設の原子炉の改造においては、再循環ポンプ及び給水ポンプなどの大型機器の改造、交換に比べて、ジェットポンプの改良のほうが期間的に有効である。ジェットポンプの性能は、駆動水と被駆動水の混合部の形状に大きく依存するため、発明者らは、スロートでの圧力損失の低減に注目した。さらに、発明者らは、ジェットポンプのベルマウスと直管部との接続近傍で発生するクラッドの付着もジェットポンプ効率を低下させる原因になることを見出した。
【００１３】
本発明の目的は、ジェットポンプ効率をさらに向上させることができるジェットポンプ及び原子炉を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１４】
上記した目的を達成する本発明の特徴は、ジェットポンプのスロートが、ベルマウスに接続されてベルマウスの開放端での内径よりも小さい内径を有する第１直管部、第１直管部の内径よりも大きな内径を有してデフューザに接続される第２直管部、及び第１直管部と第２直管部を接続し、第１直管部側の一端から第２直管部側の他端に向って内径が増大する結合管部を有することにある。
【００１５】
スロートのデフューザに接続する部分が第２直管部となっているので、ジェットポンプの効率をさらに向上させることができる。
【発明の効果】
【００１６】
本発明によれば、ジェットポンプの効率をさらに向上させることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１７】
従来のジェットポンプのスロートは、ノズルから噴出された駆動水及びノズルの周囲に存在する被駆動水の入口となるラッパ状に開いたベルマウスにつながってこの下流に位置し、駆動水及び被駆動水の混合部となる第１直管部、第１直管部の下流に位置するテーパ管、及びデフューザとの接続部である挿入管部を有する。
【００１８】
このスロートで圧力損失が発生する原因は、以下の３つが考えられる。
（ａ）ベルマウスと第１直管部の接続部近傍で縮流が生じることによって発生するリング状の減圧域により、実質的な流路断面積が狭まることである。
（ｂ）最も流路断面積が小さい第１直管部の摩擦損失及び第１直管部での渦による逆流損失があることである。
（ｃ）デフューザとの接続部である挿入管部からデフューザの上端部への冷却水の流入に起因してその接続部で急激な拡大流が生じることによる拡大流損失があることである。
【００１９】
発明者らは、まず、（ａ）及び(ｂ)の圧力損失を軽減できるジェットポンプを検討した。発明者らは、ベルマウス、及びスロートの第１直管部及び接続部のそれぞれの内面に三角形溝を形成した場合における圧力損失を確認するために、実験を行った。この実験結果を、図１１を用いて説明する。図１１は、内径５５ｍｍ（三角溝を形成した管では隣り合う三角溝の間に形成された、１８０°反対側に位置する三角突起間の距離）の管で、水を用いてレイノルズ数Ｒｅが２５００００で行った実験結果を示す。ここで、横軸は三角溝の深さを表し、縦軸は管の摩擦損失係数λを表している。摩擦損失係数は、以下の式で定義される。
【００２０】
ΔＰ＝λ・Ｌ／Ｄ・１／２・ρｕ2 ……（５）
ここで、ΔＰは摩擦損失、λは摩擦損失係数、Ｌは管の長さ、Ｄは管の内径、ρは流体密度及びｕは流速である。
【００２１】
スロートの第１直管部の内面には、図５に示すように、周方向に複数の三角溝が形成されている。向かい合った２つの面のなす角（底部の角度）が９０°及び６０°であるそれぞれの三角溝を形成した２つの第１直管部内に水をそれぞれ流した場合の実験結果、すなわち、三角溝の深さと摩擦損失係数の関係を図１１に示す。併せて、市販のアクリル管及び市販のステンレス管に対する実験結果も示した。６０°の三角溝を形成した第１直管部に対する実験データは一点しかないので、シミュレーションにより求めた結果を破線で示した。
【００２２】
底部の角度が９０°の三角溝を形成した第１直管部の摩擦損失係数が底部の角度が６０°の三角溝を形成した第１直管部のそれよりも小さくなる。底部の角度が９０°の三角溝を形成した場合には、三角溝の深さが１．０ｍｍよりも小さいと摩擦損失係数が大きくなる。底部の角度が９０°の三角溝の場合では、三角溝の深さが１．３ｍｍ以上になると、摩擦損失係数が市販のアクリル管及び市販のステンレス管の摩擦損失係数と同等まで低下する。このため、底部の角度が９０°の三角溝を形成する場合では、三角溝の深さを１．０ｍｍ以上、好ましくは、それを１．３ｍｍ以上にすることが好ましい。
【００２３】
底部の角度が６０°の三角溝を形成した場合では、摩擦損失係数は、三角溝の深さが１．５ｍｍよりも小さいと摩擦損失係数が大きくなる。底部の角度が６０°の三角溝を形成した場合では、三角溝の深さが１．９ｍｍ以上になると、摩擦損失係数が市販のアクリル管及び市販のステンレス管の摩擦損失係数と同等まで低下する。このため、底部の角度が６０°の三角溝を形成する場合では、三角溝の深さを１．５ｍｍ以上、好ましくは、市販ステンレス管と同等の摩擦損失係数となる１．９ｍｍ以上にすることが好ましい。
【００２４】
第１直管部での整流効果は、三角溝の深さが深いほど大きくなる。しかしながら、三角溝の深さを深くすると、スロートの強度が低下することになる。したがって、三角溝の深さは、整流効果及びスロートの強度を考慮して決定される。この三角溝の深さは５.０ｍｍ以下とする。これは、原子炉に用いられるジェットポンプのスロートの肉厚が約１０ｍｍであり、強度上の観点から三角溝の深さの上限をスロートの肉厚の半分の５．０ｍｍとした。
【００２５】
図１２は、図１１に示す実験結果及びシミュレーション結果を、三角溝の底部の角度と三角溝の深さの関係で表したものである。特性曲線Ｂは、摩擦損失係数が小さくなる、底部の角度が９０°の三角溝における三角溝の深さ１．０ｍｍ及び底部の角度が６０°の三角溝における三角溝の深さ１．５ｍｍに基づいて得られた曲線である。特性曲線Ａは、摩擦損失係数が最も好ましい市販のアクリル管及び市販のステンレス管の摩擦損失係数と同等になる、底部の角度が９０°の三角溝における三角溝の深さ１．３ｍｍ及び底部の角度が６０°の三角溝における三角溝の深さ１．９ｍｍに基づいて得られた曲線である。
【００２６】
この結果、三角溝の深さｈ（ｍｍ）の下限値は、特性曲線Ｂに基づいて（６）式で表される。
【００２７】
ｈ＝−１．５７６７・ｌｎθ＋８．１６２９ ……（６）
ここで、θは三角溝の底部の角度である。ｌｎθはθの自然対数である。摩擦損失係数が市販のアクリル管及び市販のステンレス管のそれと同等になる、好ましい三角溝の深さｈ（ｍｍ）の下限値は、特性曲線Ａに基づいて（７）式で表される。
【００２８】
ｈ＝−１．７２１９・ｌｎθ＋９．０２９９ ……（７）
この結果、三角溝の深さｈ（ｍｍ）が、（６）式に基づいて得られる（８）式を満足する範囲内に存在すれば、第１直管部の摩擦損失係数を小さくすることができる。
【００２９】
−１．５７６７・ｌｎθ＋８．１６２９≦ｈ≦５．０ｍｍ ……（８）
三角溝の深さｈ（ｍｍ）は、好ましくは、（７）式に基づいて得られる（９）式を満足すればよい。
【００３０】
−１．７２１９・ｌｎθ＋９．０２９９≦ｈ≦５．０ｍｍ ……（９）
隣り合う三角溝の間に形成された三角突起の頂点の位置は、従来例のスロートの第１直管部の内径と一致させる。これによって、ベルマウスと第１直管部の接続部近傍で縮流が生じることによって発生する減圧域が三角溝内に形成されるので、その接続部の流路断面積が狭くなることを回避することができる。さらに、この三角溝内にベルマウスに流入した冷却水が流れ、三角溝がその冷却水の案内を兼ねることになる。三角溝は、そのような整流機能を有する。
【００３１】
ジェットポンプにおいてベルマウスの上端よりも下流で最も流路断面積が小さくなる第１直管部の摩擦損失は、（８）式を満足する深さｈを有する三角溝を第１直管部に形成することによって小さくなる。その第１直管部で発生する渦による第１直管部の内面近傍での逆流損失は、その渦が三角溝内を流れ冷却水が三角溝で整流されることによって、第１直管部内を流れる冷却水の主流において軽減される。
【００３２】
（８）式または（９）式を満足する深さhを有する三角溝は、ベルマウスの内面に形成しても良い。
【００３３】
発明者らは、前述の（ｃ）についても検討をおこなった。スロートの、デフューザとの接続部である挿入管部から、スロート内を流れる冷却水が流出するときに発生する従来構造での拡大流損失は、冷却水がスロートのテーパ部から段差のある広い領域（デフューザ）内に流入することによって発生する。このような流路形状では、冷却水が、挿入管部の下端から直径が拡大したデフューザの内面側に向って急激に広がることによって、挿入管部の下端部の内面付近で急激な圧力変化が発生する。このため、挿入管部の下端付近に形成される止水域でランダムな渦が発生し、この渦に起因した流れの乱れによって圧力損失（拡大流損失）が大きくなる。この圧力損失を低減するために、挿入管部の下端部を内部が末広がりのテーパ管にしないで第２直管部とし、この第２直管部の内面に（８）式または（９）式を満足する深さhを有する複数の三角溝を形成する。これらの三角溝は、挿入管部の直管の内面に周方向に並べて形成される。挿入管部の下端部からデフューザに流入する冷却水の、デフューザ上端部の内面付近での乱れが抑制され、その冷却水の流れが安定化される。このため、挿入管部の下端からデフューザ上端部の流路面積拡大部において、圧力損失を低減することができる。特に、挿入管部の下端部に内径が入口から出口に向かって同じである第２直管部を形成することによって、ジェットポンプの効率が向上した。第２直管部の内径は第１直管部の内径よりも大きくなっている。この第２直管部における複数の三角溝の形成によって、ジェットポンプの振動を抑制することができる。これは、従来のジェットポンプにおけるスロートのテーパ管出口の内面がテーパ管下端まで傾斜して末広がりになっている構造のようにそのテーパ管からデフューザ内に冷却水が広角噴出されるのではなく、第２直管部によって外側への広がりが少ない真下に流れる冷却水流をデフューザの入口部で形成することができてデフューザ内への冷却水の押し込み力を増すことができること、さらに、第２直管部の内面に三角溝を形成することで第２直管部内面近傍の流れが緩やかになり、また、その流れが整流されることによって、デフューザ入口部の内面近傍の圧力変動が減少するからである。
【００３４】
（８）式または（９）式を満足する三角溝は、ベルマウスの上端からスロートの第１直管部の下端に掛けて形成することが好ましい。ベルマウスとその第１直管部の接続部近傍では、前述したように、縮流に起因して発生する減圧域が三角溝内に形成される。三角溝を形成した場合には、形成された減圧域は、リング状とはならずに周方向に存在する三角溝によって凹凸のあるものとなる。ベルマウス内に流入する冷却水に含まれているクラッドは、三角溝内の減圧域に面する三角溝の表面に付着しようとする。しかしながら、ベルマウスから連続して連なる三角溝内を流れている冷却水の流速は、三角溝内の流動抵抗が大きいため、遅くなる。この結果、三角溝内に形成される減圧域が小さくなり、三角溝の表面へのクラッドの付着が抑制される。
【００３５】
ジェットポンプでの流力振動の発生場所は、ノズルからの噴出流の圧力変動および流路断面積が最も小さく、混合部となるスロートの第１直管部である。この第１直管部の内面に、（８）式または（９）式を満足する深さｈを有する複数の三角溝を形成することによって、これらの三角溝の整流効果、及びその第１直管部での渦による圧力変動をそれらの三角溝内での吸収効果を発揮することができるので、第１直管部内を流れる冷却水の主流の流れを安定化させることができ、流力振動を低減させることができる。
【００３６】
上記した三角溝を形成することによって圧力損失を軽減することができ、その分、デフューザの吐出圧力であるジェットポンプ出口における全水頭Ｈｃを大きくすることができる。このため、Ｎ比の上昇によるジェットポンプの効率の向上が可能となる。
【００３７】
上記の検討結果を反映した本発明の実施例を以下に説明する。
【実施例１】
【００３８】
本発明の好適な一実施例である実施例１のジェットポンプを、図１から図８を用いて説明する。
【００３９】
本実施例のジェットポンプ１３が適用される沸騰水型原子炉（ＢＷＲ）の概略の構造を、まず、図１及び図２により説明する。
【００４０】
ＢＷＲは、原子炉圧力容器（原子炉容器）1を有し、原子炉圧力容器１内に炉心シュラウド３を設置している。複数の燃料集合体（図示せず）が装荷された炉心３が、炉心シュラウド３によって取り囲まれている。気水分離器４及び蒸気乾燥器５が原子炉圧力容器１内で炉心２の上方に配置される。ジェットポンプ１３が、原子炉圧力容器１と炉心シュラウド３の間に形成される環状のダウンカマ６内に配置される。原子炉圧力容器１には、再循環系配管９及び再循環ポンプ１０を有する再循環系が設けられる。再循環系ポンプ１０が設けられた再循環系配管９は、一端が原子炉圧力容器１に接続されてダウンカマ６に連絡され、他端がダウンカマ７内に配置されたライザ管１１に接続される。分岐管１２がライザ管１１の上端に接続され、分岐管１２には、二基のジェットポンプ１３のそれぞれのノズルホルダ１８が接続される。主蒸気配管７及び給水配管８が原子炉圧力容器１に接続される。１つの分岐管１２にそれぞれのノズルホルダ１８が接続される二基のジェットポンプ１３は、１本のライザ管１１の両側に配置される。
【００４１】
原子炉圧力容器１内の上部に存在する冷却水（被駆動流体）は、給水配管８から原子炉圧力容器１に供給された給水３８と混合されてダウンカマ６内を下降する。この冷却水３１は、再循環ポンプ１０の駆動によって再循環系配管９内に流入し、再循環ポンプ１０によって昇圧される。この昇圧された冷却水８を、便宜的に、駆動水（駆動流体）という。この駆動水３２は、再循環系配管９、ライザ管１１及び分岐管１２を通ってジェットポンプ１３のノズル１４からベルマウス１５内に向って噴出される。ノズル１４の周囲に存在する、ダウンカマ６内の冷却水３１は、駆動水３２の噴出によって、ベルマウス１５からスロート１６内に吸い込まれる。この冷却水３１は、駆動水３２と共にスロート１６内を下降し、デフューザ１７から吐出される。デフューザ１７から吐出された冷却水（冷却水３１及び駆動水１０を含む）を、冷却水３３と称する。冷却水３３は、下部プレナム２１を経て炉心２に供給される。冷却水３３は、炉心２を通過する際に加熱されて水及び蒸気を含む二相流となる。気水分離器４は蒸気と水を分離する。分離された蒸気は、更に、蒸気乾燥器５で湿分を除去されて主蒸気配管７に排出される。この蒸気は、蒸気タービン（図示せず）に導かれ、蒸気タービンを回転させる。蒸気タービンから排出された蒸気は、復水器（図示せず）で凝縮されて水となる。この水は、給水３８として給水配管８より原子炉圧力容器１内に供給される。気水分離器４及び蒸気乾燥器５で分離された水は、落下して冷却水３１となる。
【００４２】
ノズル１４等を有するジェットポンプ１３は、再循環ポンプ１０の動力を駆動水３２から冷却水３１に効果的に伝え、ジェットポンプ１３から吐出される冷却水３３の流量を駆動水３２の流量よりも増大させる。具体的には、駆動水３２は、炉心２に供給する冷却水３３の流量を増加するために用いられる。再循環ポンプ１０によって与えられた駆動水３２の運動エネルギーが冷却水３１に有効に作用すると、冷却水３１が駆動されて冷却水３３の流量が更に増加する。そのため、駆動水３２の運動エネルギーが増加するようにノズル１４の出口における駆動水３２の流速を増加させると共に、スロート１６で流路断面積をベルマウス１５の上端部に位置する開放端のそれよりも小さくすることにより冷却水３１の速度を増加して静圧を減圧させる。これにより、冷却水３１をスロート１６に吸い込むことができ、少ない動力で必要な炉心流量を確保することができる。
【００４３】
なお、図２には、ジェットポンプ１３の性能を評価する上で必要となる前述の（２）式及び（３）式に用いられる変数を該当する部位に併せて記した。
【００４４】
本実施例のジェットポンプ１３を、図３から図８を用いて詳細に説明する。ジェットポンプ１３は、図３に示すように、ノズル１４、ベルマウス１５、スロート１６、デフューザ１７及びノズルホルダ１８を有する。５本のノズル１４が、分岐管１２に接続されるノズルホルダ１８に取り付けられ、ノズルホルダ１８から下方に向かって伸びている。ベルマウス１５は、ノズル１４の下方に配置される。ノズルホルダ１８は、ベルマウス１５の上端部に設けられてベルマウス１５の半径方向に配置された複数の固定板１９（図２参照）によって支持される。ベルマウス１５は下端から上端に向って拡がっている。ジェットポンプ１３は、ベルマウス１５より下方にスロート１６及びデフューザ１７を配置している。スロート１６はベルマウス１４の下端に接続され、デフューザ１７はスリップジョイント部１９でスロート１６の下端部に接続される。
【００４５】
スロート１６は、上端から下端に向って混合部である第１直管部１６Ａ，テーパ管（結合管部）１６Ｂ及び挿入管部（第２直管部）１６Ｃを有する。第１直管部１６Ａは、ベルマウス１５の下端に接続され、ジェットポンプ１３のベルマウス１５の上端より下方で最も流路断面積が小さくなっている。テーパ管１６Ｂは、第１直管部１６Ａの下端に接続され、下方に向かって流路断面積が拡大している。第２直管部である挿入管部１６Ｃは、テーパ管１６Ｂの下端に接続され、デフューザ１７の上端部に設けられるスリップジョイント部１９内に挿入されてデフューザ１７に接続される（図３参照）。第１直管部１６Ａ及び挿入管部１６Ｃは、入口から出口に向って内径が実質的に同じになっている。
【００４６】
ジェットポンプ１３は、ベルマウス１５の内面に複数の三角溝２０Ａを、第２直管部１６Ａの内面に複数の三角溝２０Ｂを、挿入管部１６Ｃの内面に複数の三角溝２０Ｃをそれぞれ形成している。三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃは、該当する箇所で、周方向に等間隔で平行に配置されている。三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃは、ジェットポンプ１３の軸方向に伸びている。
【００４７】
複数の三角溝２０Ａは、ベルマウス１５の上端からその下端に掛けてスロート１６の軸方向において連続して内面に形成されている。図４はベルマウス１５を上方より見た状態を示しており、三角溝２０Ａがベルマウス１５の周方向に並んで配置されている。三角溝２０Ａはベルマウス１５の上端部に形成されている曲面にも形成されている。複数の三角溝２０Ｂが、第１直管部１６Ｂの上端からその下端に掛けてスロート１６の軸方向において連続して形成され（図３参照）、図５に示すように、第１直管部１６Ｂの周方向に配置されている。各三角溝２０Ｂは、図７に示すように、テーパ管１６Ｂの上端部の僅かな範囲でも形成されている。テーパ管１６が下方に向かって流路断面積が拡大されている関係上、各三角溝２０Ｂの深さが三角溝２０Ｂの下端に向うほど浅くなっている。複数の三角溝２０Ｃは、図８に示すように、テーパ管１６の下端部から挿入管部１６Ｃの下端に掛けてスロート１６の軸方向において連続して形成されている。各三角溝２０Ｃの上端部での溝の深さは、三角溝２０Ｃの上端に向うほど浅くなっている。
【００４８】
三角溝２０Ｂの底部の角度θ（図６参照）は９０°である。三角溝２０Ａ及び２０Ｃの底部の角度θも９０°である。三角溝２０Ａ，２０Ｂ．２０Ｃの各深さｈは、（８）式の関係を満足する１．０ｍｍである。
【００４９】
第１直管部１６Ａの内径は、ベルマウス１５の開放端での内径及び挿入管部１６Ｃの内径よりも小さくなっている。これらの内径は、隣り合う三角溝の間に形成された各三角突起２２（図６参照）の頂点を結んで形成される円の直径である。
【００５０】
分岐管１２からノズルホルダ１８内に導かれた流量Ｑａの駆動水３２は、５本のノズル１４からそれぞれ噴出流３４となって噴射される。これらの噴出流３４はベルマウス１５を経て第１直管部１６Ａ内に達する。各ノズル１４から噴出流３４が噴射されることによって、ダウンカマ６内でノズル１４の周囲に存在する冷却水３１、すなわち、被駆動水３６がノズル１４とベルマウス１５の間を通ってベルマウス１５内に流入し、第１直管部１６Ａ内に達する。噴出流３４の噴射によってベルマウス１５内に吸引される被駆動水３６の流量は、Ｑｂである。流量Ｑｂは流量Ｑａよりも多くなっている。噴射された駆動水３２、及び被駆動水３６は、第１直管部１６Ａ内で混合されてテーパ管１６Ｂ及び挿入管部１６Ｃ内を経てデフューザ１７内に導かれ、デフューザ１７の下端から下部プレナム２１内に冷却水３３として排出される。この冷却水３３は炉心２に供給される。
【００５１】
本実施例のジェットポンプ１３は、スロート１６の挿入管部１６Ｃを直管にしているので、ジェットポンプの効率を向上させることができる。このジェットポンプの効率向上を、図９を用いて説明する。
【００５２】
図９は、デフューザに挿入される、スロートの挿入管部の形状を変えて水を流した場合の実験結果を示している。図９の実線は、挿入管部が直管になっている挿入管部１６Ｃを有するジェットポンプ（第１ジェットポンプという）におけるジェットポンプ効率を示している。挿入管部１６Ｃの内面には、実施例１のように、底部の角度θが９０°である複数の三角溝２０Ｃが形成されている。なお、第１ジェットポンプは、ベルマウス及びスロートの第１直管部の内面には、三角溝を形成していない。第１ジェットポンプで直管の挿入管部１６Ｃの内面に三角溝２０Ｃを形成していないジェットポンプ（第２ジェットポンプという）を用いた実験を行ったが、図９に示す実線の結果を得た。図９の破線は、従来のジェットポンプ、すなわち、ベルマウス及びスロートの第１直管部の内面には、三角溝を形成していなく、スロートの挿入管部の内面が挿入管部の下端まで末広がりになっており、その挿入管部の内面に三角溝が形成されていない従来のジェットポンプ（第３ジェットポンプという）におけるジェットポンプ効率を示している。
【００５３】
以上の実験結果によれば、挿入管部が直管である第１及び第２ジェットポンプは、挿入管部内面に三角溝のあるなしに拘らず、第３ジェットポンプに比べてジェットポンプの効率が向上する。これは、前述したように、直管の挿入管部によって、外側への広がりが少ない真下に流れる冷却水流をデフューザの入口部で形成することができてデフューザ内への冷却水の押し込み力が増すためである。
【００５４】
第２直管部である挿入管部１６Ｃの内面に三角溝２０Ｃを形成しているので、ジェットポンプ１３の振動を抑制することができる。この振動抑制を、図１０を用いて説明する。
【００５５】
図１０は、図９に示す実験結果を得た三種類のジェットポンプ、すなわち、第１、第２及び第３ジェットポンプにおける振動を確認するための実験結果を示している。縦軸は、圧力変動の元となるノズル内の変動圧力に対するスロート出口部の変動圧力の割合を示している。つまり、縦軸はスロート内での圧力変動の減衰率を表している。図１０に示された実験結果によれば、第３ジェットポンプ（挿入管部：末広がり通路）は、スロート出口部での圧力変動が最も大きくなっている。第１ジェットポンプ（挿入管部：直管（９０°三角溝あり））及び第２ジェットポンプ（挿入管部：直管（三角溝なし））は、第３ジェットポンプよりもスロート出口部での圧力変動が小さくなっており、第１ジェットポンプにおけるスロート出口部での圧力変動が最も小さい。
本実施例は、ベルマウス１５の内面にも三角溝２０Ａを形成しているので、ジェットポンプ１３の効率をさらに向上させることができる。ベルマウス１５に三角溝２０Ａを形成することによって、減圧域がリング状とはならずに、凹凸のあるものとなる。三角溝２０Ａ内は流動抵抗が大きく流速が遅くなるため、三角溝２０Ａ内の減圧域が小さくなって流路抵抗が減少し、さらに、クラッドの付着が抑制され、性能維持が可能になる。
【００５６】
本実施例は、第１直管部１６Ａの内面にも三角溝２０Ｂを形成しているので、振動低減効果を得ることができる。
【００５７】
ベルマウス１５と第１直管部１６Ａの接続部近傍では、縮流に起因して発生する減圧域が三角溝２０Ｂ内に形成される。ベルマウス１５内に流入した冷却水に含まれているクラッドは、三角溝２０Ｂ内の減圧域に面する三角溝２０Ｂの表面に付着しようとする。しかしながら、ベルマウス１５に形成された三角溝２０Ａに連続して連なる三角溝２０Ｂ内を冷却水が流れているので、減圧域での三角溝２０Ｂの表面へのクラッドの付着が抑制される。
【００５８】
なお、第１直管部１６Ａの下流に位置するテーパ管１６Ｂの内面の、軸方向の大部分には、三角溝を形成していない。これは、テーパ管１６Ｂの上流に位置する第１直管部１６Ａの内面に形成された三角溝２０Ｂの効果により、テーパ管１６Ｂに流入する冷却水が、第１直管部１６Ａの三角溝２０Ｂの内面近傍で整流されて安定化されているからである。
【００５９】
第１直管部１６Ａとテーパ管１６Ｂの接続部では三角溝２０Ｂの深さがテーパ管１６Ｂ側の一端に向かって浅くなり、テーパ管１６Ｂと挿入管部１６Ｃの接続部では三角溝２０Ｃの深さがテーパ管１６Ｂ側の一端に向かって浅くなっている。このように、三角溝２０Ｂ，２０Ｃの深さｈを一端に向かって浅くすることによって、スロート１６での流路断面積が変化する部分における圧力損失を軽減することができる。
【００６０】
ベルマウス１５、第２直管部１６Ａ及び挿入管部１６Ｃに三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成した本実施例のジェットポンプ１３と三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃのいずれも形成していないジェットポンプのそれぞれを対象にしたＭ比とジェットポンプの効率及びスロート内の圧力変動の関係を、図１３に示す。実線で示す特性４１及び４２は直管の挿入管部１６Ｃを有し、さらに三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成した本実施例のジェットポンプ１３に対する特性である。破線で示す特性４３及び４４は内部に末広がりの通路を形成した挿入管部を有して三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成していないジェットポンプに対する特性である。特性４１及び４３はＭ比に対するジェットポンプ効率の変化を示しており、特性４２及び４４はＭ比に対するスロート内の圧力変動の変化を示している。
【００６１】
直管の挿入管部１６Ｃを有して三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成したジェットポンプ１３の最大ジェットポンプ効率は、内部に末広がりの通路を形成した挿入管部を有して三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成していないジェットポンプのそれよりも高くなる。前者の効率は後者の効率より約２％上昇した。ジェットポンプ１３の最大ジェットポンプ効率は、ベルマウス１５の内面に三角溝を形成しているので、直管の挿入管部１６Ｃによってもたらされる最大ジェットポンプ効率をさらに高めることができる。直管の挿入管部１６Ｃを有して三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成したジェットポンプ１３におけるスロート内の圧力変動は、内部に末広がりの通路を形成した挿入管部を有して三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成していないジェットポンプのそれよりも小さくなった。本実施例のジェットポンプ１３の流力振動が小さくなる。ジェットポンプ１３の流力振動は、第１直管部１６Ａの内面に形成された三角溝２０Ｂによる振動低減効果が加味されるので、直管の挿入管部１６Ｃによってもたらされる振動の低減よりもさらに低減される。
【００６２】
既設のＢＷＲにおいてジェットポンプのスロートを図３に示すスロート１６に交換することによって、既設のＢＷＲの原子炉圧力容器１内に設置されているジェットポンプをジェットポンプ１３に改造することができる。この改造により、既設のＢＷＲのジェットポンプの効率を著しく増大させることができ、既設のＢＷＲにおいて炉心２に供給する冷却水３３の流量を著しく増加できる。改造されたジェットポンプ１３を有する既設のＢＷＲは、出力増加幅の大きな出力向上を容易に実現することができる。ベルマウス及びスロートは、スロートをスリップジョイント部１９から引き抜くことによって、三角溝を内面に形成したベルマウス１５及びスロート１６と容易に交換することができる。
【００６３】
本実施例のジェットポンプ１３において、三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃのそれぞれの深さｈを（９）式の範囲に含まれる、例えば、１．５ｍｍにすることによってスロート１６の圧力損失をさらに低下させることができ、ジェットポンプ１３のさらなる効率向上に貢献する。
【実施例２】
【００６４】
本発明の他の実施例である実施例２のジェットポンプを、図１４を用いて説明する。本実施例のジェットポンプ１３Ａは、実施例１のジェットポンプ１３において第１直管部１６Ａの内面に形成された三角溝２０Ｂを実質的に取り除いた構造を有する。ジェットポンプ１３Ａの他の構成は、ジェットポンプ１３と同じである。
【００６５】
ベルマウス１５の内面に形成された各三角溝２０Ａ及び挿入管部１６Ｃの内面に形成された各三角溝２０Ｃの底部の角度は９０°であり、それらの深さｈは、（８）式の範囲を満足する１．０ｍｍである。ベルマウス１５の内面に形成された各三角溝２０Ａは、下端部において、第１直管部１６Ａ側の一端に向って深さｈが第１直管部１６Ａの内面に一致するように徐々に浅くなっている。
【００６６】
本実施例のジェットポンプ１３Ａは、第２直管部１６Ａの内面に三角溝２０Ｂを形成することによって得られる効果を除いて、実施例１のジェットポンプ１３で生じる各効果を得ることができる。
【００６７】
ベルマウス１５及び挿入管部１６Ｃに三角溝２０Ａ及び２０Ｃを形成した本実施例のジェットポンプ１３Ａと三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃのいずれも形成していないジェットポンプのそれぞれを対象にしたＭ比とジェットポンプの効率の関係を、図１５に示す。実線で示す特性４５は三角溝２０Ａ及び２０Ｃを形成したジェットポンプ１３Ａに対する特性である。破線で示す特性４６は三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成していないジェットポンプに対する特性である。ジェットポンプ１３Ａの最大ジェットポンプ効率は、三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成していないジェットポンプのそれよりも高くなる。
【００６８】
既設のＢＷＲにおいてジェットポンプのスロートを図１４に示すスロート１６に交換することによって、既設のＢＷＲの原子炉圧力容器１内に設置されているジェットポンプをジェットポンプ効率が向上したジェットポンプ１３Ａに改造することができる。
【００６９】
本実施例のジェットポンプ１３Ａにおいて、ベルマウス１５の内面に形成された三角溝２０Ａを取り除いても良い。このジェットポンプは、スロート１６の第２直管部である挿入管部１６Ｃの内面に三角溝２０Ｃを形成しており、ベルマウス１５及び第１直管部１６Ａの各内面には三角溝が形成されていない。このジェットポンプは、第２直管部である挿入管部１６Ｃの内面に三角溝２０Ｃを形成しているので、ジェットポンプの効率を向上させることができ、且つジェットポンプの振動を抑制することができる。
【図面の簡単な説明】
【００７０】
【図１】沸騰水型原子炉の構成図である。
【図２】図１に示す本発明の好適な一実施例である実施例１のジェットポンプの構成図である。
【図３】図２に示すジェットポンプの上部の拡大縦断面図である。
【図４】図３及び図１４のIV−IV矢視図である。
【図５】図３及び図１４のＶ−Ｖ断面図である。
【図６】図５のVI部の拡大図である。
【図７】図３のVII部の拡大図である。
【図８】図３のVIII部の拡大図である。
【図９】ジェットポンプのスロートの挿入管部の形状の違いによるジェットポンプ効率の変化を示す特性図である。
【図１０】ジェットポンプのスロートの挿入管部の形状の違いによるスロート出口部の変動圧力の変化を示す特性図である。
【図１１】三角溝の深さに対する摩擦損失係数の変化を示す特性図である。
【図１２】三角溝の底部の角度と三角溝の深さとの関係を示す特性図である。
【図１３】図３に示すジェットポンプのジェットポンプ効率及び圧力変動を従来のジェットポンプのこれらと対比して示した特性図である。
【図１４】本発明の他の実施例である実施例２のジェットポンプの縦断面図である。
【図１５】図１４に示すジェットポンプのジェットポンプ効率を従来のジェットポンプのこれと対比して示した特性図である。
【符号の説明】
【００７１】
１…原子炉圧力容器、２…炉心、３…炉心シュラウド、６…ダウンカマ、９…再循環系配管、１０…再循環ポンプ、１３，１３Ａ…ジェットポンプ、１４…ノズル、１５…ベルマウス、１６…スロート、１６Ａ…第１直管部、１６Ｂ…テーパ管、１６Ｃ…挿入管部、１７…デフューザ、１８…ノズルホルダ、１９…スリップジョイント部、２０Ａ，２０Ｂ，２０Ｃ…三角溝、３１…冷却水、３２…駆動水、３４…噴出流、３６…被駆動水。
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ジェットポンプ及び原子炉に係り、特に、沸騰水型原子炉に適用するに好適なジェットポンプ及び原子炉に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来の沸騰水型原子炉（ＢＷＲ）は、原子炉圧力容器内にジェットポンプを設置している。ジェットポンプは、ノズル、ベルマウス、スロート及びデフューザを備える。再循環系配管は原子炉圧力容器に接続される。この再循環系配管に設けられた再循環ポンプの駆動によって昇圧された冷却水は、再循環系配管を通り、駆動水としてノズルからジェットポンプ内に噴出される。噴出された駆動水によって、ノズルの周囲に存在する冷却水が被駆動水としてベルマウス及びスロート内に流入する。スロートからデフューザに導かれてデフューザから排出された冷却水は、下部プレナムを経て炉心に供給される（例えば、特開２００５−２３３１５２号公報参照）。
【０００３】
特開平7−１１９７００号公報には、多孔ノズルを用いて旋回流を発生させるジェットポンプが記載されている。このジェットポンプは、ジェットポンプ効率の向上を目的として、デフューザ及びスロートでの圧力損失の低減を図っている。圧力損失の低減のために、デフューザ及びスロートの一方の内面に旋回流発生用のフインまたは溝を設けることが提案されている。直進する流体を旋回させるフインまたは溝の抵抗体を設けた場合には、その設置箇所で摩擦損失が生じる。このため、デフューザまたはスロートでの圧力損失が増加し、ジェットポンプ効率の低下を招く可能性がある。
【０００４】
特開平８−１３５６００号公報には、ジェットポンプ効率を向上させるため、スロートの摩擦損失を低減したジェットポンプが記載されている。このジェットポンプは、スロートの内面に、流体の流れ方向に沿って形成された複数の細い溝を周方向に並べたリブレットを形成している。特開平８−１３５６００号公報では、リブレットの定義として、その高さを流体乱流の粘性底層の厚さと等しいとしている。この流体乱流の粘性底層の厚さは、通常、０．１ｍｍ以下であり、高流速のスロート部では、粘性底層の厚さはこの値よりも小さな値となる。特開平８−１３５６００号公報には、このリブレットの高さを求める（１）式が開示されている。
【０００５】
δ1=１２３・（ｕＤ／ν）7/8・δ ……（１）
ここで、δ1は乱流の粘性底層の厚さ、ｕＤ／νはＲｅ数（−）、ｕは流体流速、Ｄは管の内径、νは粘性係数、δは管の半径である。
【０００６】
ＢＷＲのジェットポンプでは、通常、Ｒｅ数が約１×１０6及びスロートにおける最小の管半径が約８０ｍｍであり、これらを（１）式に代入すると、ブレットの高さδ1は約２×１０6ｍｍ（２ｋｍ）となる。これは管径の約１２５００倍であり、（１）式ではブレットの高さを求めることができない。
【０００７】
【特許文献１】特開２００５−２３３１５２号公報
【特許文献２】特開平7−１１９７００号公報
【特許文献３】特開平８−１３５６００号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
ジェットポンプの性能は、以下に示すようなＭ比、Ｎ比、効率によって表される。Ｍ比は、駆動水（再循環水）の流量Ｑａに対する、被駆動水（冷却水）の流量Ｑｂの比であり、（２）式で表される。
【０００９】
Ｍ比 ＝ Ｑｂ／Ｑａ ……（２）
Ｎ比は、駆動水に対する被駆動水の全水頭比であり、（３）式で表される。
【００１０】
Ｎ比 ＝ （Ｈｃ−Ｈｂ）／（Ｈａ−Ｈｃ） ……（３）
ここで、Ｈａはノズルの駆動水入口における全水頭、Ｈｂはジェットポンプの被駆動水入口における全水頭、Ｈｃはジェットポンプ出口における全水頭である。効率は、駆動水に対する被駆動水のエネルギーの比であり、Ｍ比とＮ比の積で表される。
【００１１】
効率 ＝ Ｍ比 × Ｎ比 ……（４）
ジェットポンプとしては、Ｍ比、Ｎ比及び効率がより高いことが望ましい。小さい容量の再循環ポンプを用いて、ジェットポンプから吐出される冷却水流量を効率良く増加させることができれば、再循環系をコンパクト化することができ、再循環系の設置スペースを低減できる。
【００１２】
例えば、既設の原子炉（例えば、ＢＷＲ）で出力向上を行う場合には、炉心流量を増加して炉心の冷却能力を高めることにより、原子炉出力の増大幅を拡大することができる。このように炉心流量を増加させるためには、再循環ポンプ、給水ポンプ及びジェットポンプを改良するとよい。出力向上を目的とした既設の原子炉の改造においては、再循環ポンプ及び給水ポンプなどの大型機器の改造、交換に比べて、ジェットポンプの改良のほうが期間的に有効である。ジェットポンプの性能は、駆動水と被駆動水の混合部の形状に大きく依存するため、発明者らは、スロートでの圧力損失の低減に注目した。さらに、発明者らは、ジェットポンプのベルマウスと直管部との接続近傍で発生するクラッドの付着もジェットポンプ効率を低下させる原因になることを見出した。
【００１３】
本発明の目的は、ジェットポンプ効率をさらに向上させることができるジェットポンプ及び原子炉を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１４】
上記した目的を達成する本発明の特徴は、ジェットポンプのスロートが、ベルマウスに接続されてベルマウスの開放端での内径よりも小さい内径を有する第１直管部、第１直管部の内径よりも大きな内径を有してデフューザに接続される第２直管部、及び第１直管部と第２直管部を接続し、第１直管部側の一端から第２直管部側の他端に向って内径が増大する結合管部を有することにある。
【００１５】
スロートのデフューザに接続する部分が第２直管部となっているので、ジェットポンプの効率をさらに向上させることができる。
【発明の効果】
【００１６】
本発明によれば、ジェットポンプの効率をさらに向上させることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１７】
従来のジェットポンプのスロートは、ノズルから噴出された駆動水及びノズルの周囲に存在する被駆動水の入口となるラッパ状に開いたベルマウスにつながってこの下流に位置し、駆動水及び被駆動水の混合部となる第１直管部、第１直管部の下流に位置するテーパ管、及びデフューザとの接続部である挿入管部を有する。
【００１８】
このスロートで圧力損失が発生する原因は、以下の３つが考えられる。
（ａ）ベルマウスと第１直管部の接続部近傍で縮流が生じることによって発生するリング状の減圧域により、実質的な流路断面積が狭まることである。
（ｂ）最も流路断面積が小さい第１直管部の摩擦損失及び第１直管部での渦による逆流損失があることである。
（ｃ）デフューザとの接続部である挿入管部からデフューザの上端部への冷却水の流入に起因してその接続部で急激な拡大流が生じることによる拡大流損失があることである。
【００１９】
発明者らは、まず、（ａ）及び(ｂ)の圧力損失を軽減できるジェットポンプを検討した。発明者らは、ベルマウス、及びスロートの第１直管部及び接続部のそれぞれの内面に三角形溝を形成した場合における圧力損失を確認するために、実験を行った。この実験結果を、図１１を用いて説明する。図１１は、内径５５ｍｍ（三角溝を形成した管では隣り合う三角溝の間に形成された、１８０°反対側に位置する三角突起間の距離）の管で、水を用いてレイノルズ数Ｒｅが２５００００で行った実験結果を示す。ここで、横軸は三角溝の深さを表し、縦軸は管の摩擦損失係数λを表している。摩擦損失係数は、以下の式で定義される。
【００２０】
ΔＰ＝λ・Ｌ／Ｄ・１／２・ρｕ2 ……（５）
ここで、ΔＰは摩擦損失、λは摩擦損失係数、Ｌは管の長さ、Ｄは管の内径、ρは流体密度及びｕは流速である。
【００２１】
スロートの第１直管部の内面には、図５に示すように、周方向に複数の三角溝が形成されている。向かい合った２つの面のなす角（底部の角度）が９０°及び６０°であるそれぞれの三角溝を形成した２つの第１直管部内に水をそれぞれ流した場合の実験結果、すなわち、三角溝の深さと摩擦損失係数の関係を図１１に示す。併せて、市販のアクリル管及び市販のステンレス管に対する実験結果も示した。６０°の三角溝を形成した第１直管部に対する実験データは一点しかないので、シミュレーションにより求めた結果を破線で示した。
【００２２】
底部の角度が９０°の三角溝を形成した第１直管部の摩擦損失係数が底部の角度が６０°の三角溝を形成した第１直管部のそれよりも小さくなる。底部の角度が９０°の三角溝を形成した場合には、三角溝の深さが１．０ｍｍよりも小さいと摩擦損失係数が大きくなる。底部の角度が９０°の三角溝の場合では、三角溝の深さが１．３ｍｍ以上になると、摩擦損失係数が市販のアクリル管及び市販のステンレス管の摩擦損失係数と同等まで低下する。このため、底部の角度が９０°の三角溝を形成する場合では、三角溝の深さを１．０ｍｍ以上、好ましくは、それを１．３ｍｍ以上にすることが好ましい。
【００２３】
底部の角度が６０°の三角溝を形成した場合では、摩擦損失係数は、三角溝の深さが１．５ｍｍよりも小さいと摩擦損失係数が大きくなる。底部の角度が６０°の三角溝を形成した場合では、三角溝の深さが１．９ｍｍ以上になると、摩擦損失係数が市販のアクリル管及び市販のステンレス管の摩擦損失係数と同等まで低下する。このため、底部の角度が６０°の三角溝を形成する場合では、三角溝の深さを１．５ｍｍ以上、好ましくは、市販ステンレス管と同等の摩擦損失係数となる１．９ｍｍ以上にすることが好ましい。
【００２４】
第１直管部での整流効果は、三角溝の深さが深いほど大きくなる。しかしながら、三角溝の深さを深くすると、スロートの強度が低下することになる。したがって、三角溝の深さは、整流効果及びスロートの強度を考慮して決定される。この三角溝の深さは５.０ｍｍ以下とする。これは、原子炉に用いられるジェットポンプのスロートの肉厚が約１０ｍｍであり、強度上の観点から三角溝の深さの上限をスロートの肉厚の半分の５．０ｍｍとした。
【００２５】
図１２は、図１１に示す実験結果及びシミュレーション結果を、三角溝の底部の角度と三角溝の深さの関係で表したものである。特性曲線Ｂは、摩擦損失係数が小さくなる、底部の角度が９０°の三角溝における三角溝の深さ１．０ｍｍ及び底部の角度が６０°の三角溝における三角溝の深さ１．５ｍｍに基づいて得られた曲線である。特性曲線Ａは、摩擦損失係数が最も好ましい市販のアクリル管及び市販のステンレス管の摩擦損失係数と同等になる、底部の角度が９０°の三角溝における三角溝の深さ１．３ｍｍ及び底部の角度が６０°の三角溝における三角溝の深さ１．９ｍｍに基づいて得られた曲線である。
【００２６】
この結果、三角溝の深さｈ（ｍｍ）の下限値は、特性曲線Ｂに基づいて（６）式で表される。
【００２７】
ｈ＝−１．５７６７・ｌｎθ＋８．１６２９ ……（６）
ここで、θは三角溝の底部の角度である。ｌｎθはθの自然対数である。摩擦損失係数が市販のアクリル管及び市販のステンレス管のそれと同等になる、好ましい三角溝の深さｈ（ｍｍ）の下限値は、特性曲線Ａに基づいて（７）式で表される。
【００２８】
ｈ＝−１．７２１９・ｌｎθ＋９．０２９９ ……（７）
この結果、三角溝の深さｈ（ｍｍ）が、（６）式に基づいて得られる（８）式を満足する範囲内に存在すれば、第１直管部の摩擦損失係数を小さくすることができる。
【００２９】
−１．５７６７・ｌｎθ＋８．１６２９≦ｈ≦５．０ｍｍ ……（８）
三角溝の深さｈ（ｍｍ）は、好ましくは、（７）式に基づいて得られる（９）式を満足すればよい。
【００３０】
−１．７２１９・ｌｎθ＋９．０２９９≦ｈ≦５．０ｍｍ ……（９）
隣り合う三角溝の間に形成された三角突起の頂点の位置は、従来例のスロートの第１直管部の内径と一致させる。これによって、ベルマウスと第１直管部の接続部近傍で縮流が生じることによって発生する減圧域が三角溝内に形成されるので、その接続部の流路断面積が狭くなることを回避することができる。さらに、この三角溝内にベルマウスに流入した冷却水が流れ、三角溝がその冷却水の案内を兼ねることになる。三角溝は、そのような整流機能を有する。
【００３１】
ジェットポンプにおいてベルマウスの上端よりも下流で最も流路断面積が小さくなる第１直管部の摩擦損失は、（８）式を満足する深さｈを有する三角溝を第１直管部に形成することによって小さくなる。その第１直管部で発生する渦による第１直管部の内面近傍での逆流損失は、その渦が三角溝内を流れ冷却水が三角溝で整流されることによって、第１直管部内を流れる冷却水の主流において軽減される。
【００３２】
（８）式または（９）式を満足する深さhを有する三角溝は、ベルマウスの内面に形成しても良い。
【００３３】
発明者らは、前述の（ｃ）についても検討をおこなった。スロートの、デフューザとの接続部である挿入管部から、スロート内を流れる冷却水が流出するときに発生する従来構造での拡大流損失は、冷却水がスロートのテーパ部から段差のある広い領域（デフューザ）内に流入することによって発生する。このような流路形状では、冷却水が、挿入管部の下端から直径が拡大したデフューザの内面側に向って急激に広がることによって、挿入管部の下端部の内面付近で急激な圧力変化が発生する。このため、挿入管部の下端付近に形成される止水域でランダムな渦が発生し、この渦に起因した流れの乱れによって圧力損失（拡大流損失）が大きくなる。この圧力損失を低減するために、挿入管部の下端部を内部が末広がりのテーパ管にしないで第２直管部とし、この第２直管部の内面に（８）式または（９）式を満足する深さhを有する複数の三角溝を形成する。これらの三角溝は、挿入管部の直管の内面に周方向に並べて形成される。挿入管部の下端部からデフューザに流入する冷却水の、デフューザ上端部の内面付近での乱れが抑制され、その冷却水の流れが安定化される。このため、挿入管部の下端からデフューザ上端部の流路面積拡大部において、圧力損失を低減することができる。特に、挿入管部の下端部に内径が入口から出口に向かって同じである第２直管部を形成することによって、ジェットポンプの効率が向上した。第２直管部の内径は第１直管部の内径よりも大きくなっている。この第２直管部における複数の三角溝の形成によって、ジェットポンプの振動を抑制することができる。これは、従来のジェットポンプにおけるスロートのテーパ管出口の内面がテーパ管下端まで傾斜して末広がりになっている構造のようにそのテーパ管からデフューザ内に冷却水が広角噴出されるのではなく、第２直管部によって外側への広がりが少ない真下に流れる冷却水流をデフューザの入口部で形成することができてデフューザ内への冷却水の押し込み力を増すことができること、さらに、第２直管部の内面に三角溝を形成することで第２直管部内面近傍の流れが緩やかになり、また、その流れが整流されることによって、デフューザ入口部の内面近傍の圧力変動が減少するからである。
【００３４】
（８）式または（９）式を満足する三角溝は、ベルマウスの上端からスロートの第１直管部の下端に掛けて形成することが好ましい。ベルマウスとその第１直管部の接続部近傍では、前述したように、縮流に起因して発生する減圧域が三角溝内に形成される。三角溝を形成した場合には、形成された減圧域は、リング状とはならずに周方向に存在する三角溝によって凹凸のあるものとなる。ベルマウス内に流入する冷却水に含まれているクラッドは、三角溝内の減圧域に面する三角溝の表面に付着しようとする。しかしながら、ベルマウスから連続して連なる三角溝内を流れている冷却水の流速は、三角溝内の流動抵抗が大きいため、遅くなる。この結果、三角溝内に形成される減圧域が小さくなり、三角溝の表面へのクラッドの付着が抑制される。
【００３５】
ジェットポンプでの流力振動の発生場所は、ノズルからの噴出流の圧力変動および流路断面積が最も小さく、混合部となるスロートの第１直管部である。この第１直管部の内面に、（８）式または（９）式を満足する深さｈを有する複数の三角溝を形成することによって、これらの三角溝の整流効果、及びその第１直管部での渦による圧力変動をそれらの三角溝内での吸収効果を発揮することができるので、第１直管部内を流れる冷却水の主流の流れを安定化させることができ、流力振動を低減させることができる。
【００３６】
上記した三角溝を形成することによって圧力損失を軽減することができ、その分、デフューザの吐出圧力であるジェットポンプ出口における全水頭Ｈｃを大きくすることができる。このため、Ｎ比の上昇によるジェットポンプの効率の向上が可能となる。
【００３７】
上記の検討結果を反映した本発明の実施例を以下に説明する。
【実施例１】
【００３８】
本発明の好適な一実施例である実施例１のジェットポンプを、図１から図８を用いて説明する。
【００３９】
本実施例のジェットポンプ１３が適用される沸騰水型原子炉（ＢＷＲ）の概略の構造を、まず、図１及び図２により説明する。
【００４０】
ＢＷＲは、原子炉圧力容器（原子炉容器）1を有し、原子炉圧力容器１内に炉心シュラウド３を設置している。複数の燃料集合体（図示せず）が装荷された炉心３が、炉心シュラウド３によって取り囲まれている。気水分離器４及び蒸気乾燥器５が原子炉圧力容器１内で炉心２の上方に配置される。ジェットポンプ１３が、原子炉圧力容器１と炉心シュラウド３の間に形成される環状のダウンカマ６内に配置される。原子炉圧力容器１には、再循環系配管９及び再循環ポンプ１０を有する再循環系が設けられる。再循環系ポンプ１０が設けられた再循環系配管９は、一端が原子炉圧力容器１に接続されてダウンカマ６に連絡され、他端がダウンカマ７内に配置されたライザ管１１に接続される。分岐管１２がライザ管１１の上端に接続され、分岐管１２には、二基のジェットポンプ１３のそれぞれのノズルホルダ１８が接続される。主蒸気配管７及び給水配管８が原子炉圧力容器１に接続される。１つの分岐管１２にそれぞれのノズルホルダ１８が接続される二基のジェットポンプ１３は、１本のライザ管１１の両側に配置される。
【００４１】
原子炉圧力容器１内の上部に存在する冷却水（被駆動流体）は、給水配管８から原子炉圧力容器１に供給された給水３８と混合されてダウンカマ６内を下降する。この冷却水３１は、再循環ポンプ１０の駆動によって再循環系配管９内に流入し、再循環ポンプ１０によって昇圧される。この昇圧された冷却水８を、便宜的に、駆動水（駆動流体）という。この駆動水３２は、再循環系配管９、ライザ管１１及び分岐管１２を通ってジェットポンプ１３のノズル１４からベルマウス１５内に向って噴出される。ノズル１４の周囲に存在する、ダウンカマ６内の冷却水３１は、駆動水３２の噴出によって、ベルマウス１５からスロート１６内に吸い込まれる。この冷却水３１は、駆動水３２と共にスロート１６内を下降し、デフューザ１７から吐出される。デフューザ１７から吐出された冷却水（冷却水３１及び駆動水１０を含む）を、冷却水３３と称する。冷却水３３は、下部プレナム２１を経て炉心２に供給される。冷却水３３は、炉心２を通過する際に加熱されて水及び蒸気を含む二相流となる。気水分離器４は蒸気と水を分離する。分離された蒸気は、更に、蒸気乾燥器５で湿分を除去されて主蒸気配管７に排出される。この蒸気は、蒸気タービン（図示せず）に導かれ、蒸気タービンを回転させる。蒸気タービンから排出された蒸気は、復水器（図示せず）で凝縮されて水となる。この水は、給水３８として給水配管８より原子炉圧力容器１内に供給される。気水分離器４及び蒸気乾燥器５で分離された水は、落下して冷却水３１となる。
【００４２】
ノズル１４等を有するジェットポンプ１３は、再循環ポンプ１０の動力を駆動水３２から冷却水３１に効果的に伝え、ジェットポンプ１３から吐出される冷却水３３の流量を駆動水３２の流量よりも増大させる。具体的には、駆動水３２は、炉心２に供給する冷却水３３の流量を増加するために用いられる。再循環ポンプ１０によって与えられた駆動水３２の運動エネルギーが冷却水３１に有効に作用すると、冷却水３１が駆動されて冷却水３３の流量が更に増加する。そのため、駆動水３２の運動エネルギーが増加するようにノズル１４の出口における駆動水３２の流速を増加させると共に、スロート１６で流路断面積をベルマウス１５の上端部に位置する開放端のそれよりも小さくすることにより冷却水３１の速度を増加して静圧を減圧させる。これにより、冷却水３１をスロート１６に吸い込むことができ、少ない動力で必要な炉心流量を確保することができる。
【００４３】
なお、図２には、ジェットポンプ１３の性能を評価する上で必要となる前述の（２）式及び（３）式に用いられる変数を該当する部位に併せて記した。
【００４４】
本実施例のジェットポンプ１３を、図３から図８を用いて詳細に説明する。ジェットポンプ１３は、図３に示すように、ノズル１４、ベルマウス１５、スロート１６、デフューザ１７及びノズルホルダ１８を有する。５本のノズル１４が、分岐管１２に接続されるノズルホルダ１８に取り付けられ、ノズルホルダ１８から下方に向かって伸びている。ベルマウス１５は、ノズル１４の下方に配置される。ノズルホルダ１８は、ベルマウス１５の上端部に設けられてベルマウス１５の半径方向に配置された複数の固定板１９（図２参照）によって支持される。ベルマウス１５は下端から上端に向って拡がっている。ジェットポンプ１３は、ベルマウス１５より下方にスロート１６及びデフューザ１７を配置している。スロート１６はベルマウス１４の下端に接続され、デフューザ１７はスリップジョイント部１９でスロート１６の下端部に接続される。
【００４５】
スロート１６は、上端から下端に向って混合部である第１直管部１６Ａ，テーパ管（結合管部）１６Ｂ及び挿入管部（第２直管部）１６Ｃを有する。第１直管部１６Ａは、ベルマウス１５の下端に接続され、ジェットポンプ１３のベルマウス１５の上端より下方で最も流路断面積が小さくなっている。テーパ管１６Ｂは、第１直管部１６Ａの下端に接続され、下方に向かって流路断面積が拡大している。第２直管部である挿入管部１６Ｃは、テーパ管１６Ｂの下端に接続され、デフューザ１７の上端部に設けられるスリップジョイント部１９内に挿入されてデフューザ１７に接続される（図３参照）。第１直管部１６Ａ及び挿入管部１６Ｃは、入口から出口に向って内径が実質的に同じになっている。
【００４６】
ジェットポンプ１３は、ベルマウス１５の内面に複数の三角溝２０Ａを、第２直管部１６Ａの内面に複数の三角溝２０Ｂを、挿入管部１６Ｃの内面に複数の三角溝２０Ｃをそれぞれ形成している。三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃは、該当する箇所で、周方向に等間隔で平行に配置されている。三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃは、ジェットポンプ１３の軸方向に伸びている。
【００４７】
複数の三角溝２０Ａは、ベルマウス１５の上端からその下端に掛けてスロート１６の軸方向において連続して内面に形成されている。図４はベルマウス１５を上方より見た状態を示しており、三角溝２０Ａがベルマウス１５の周方向に並んで配置されている。三角溝２０Ａはベルマウス１５の上端部に形成されている曲面にも形成されている。複数の三角溝２０Ｂが、第１直管部１６Ｂの上端からその下端に掛けてスロート１６の軸方向において連続して形成され（図３参照）、図５に示すように、第１直管部１６Ｂの周方向に配置されている。各三角溝２０Ｂは、図７に示すように、テーパ管１６Ｂの上端部の僅かな範囲でも形成されている。テーパ管１６が下方に向かって流路断面積が拡大されている関係上、各三角溝２０Ｂの深さが三角溝２０Ｂの下端に向うほど浅くなっている。複数の三角溝２０Ｃは、図８に示すように、テーパ管１６の下端部から挿入管部１６Ｃの下端に掛けてスロート１６の軸方向において連続して形成されている。各三角溝２０Ｃの上端部での溝の深さは、三角溝２０Ｃの上端に向うほど浅くなっている。
【００４８】
三角溝２０Ｂの底部の角度θ（図６参照）は９０°である。三角溝２０Ａ及び２０Ｃの底部の角度θも９０°である。三角溝２０Ａ，２０Ｂ．２０Ｃの各深さｈは、（８）式の関係を満足する１．０ｍｍである。
【００４９】
第１直管部１６Ａの内径は、ベルマウス１５の開放端での内径及び挿入管部１６Ｃの内径よりも小さくなっている。これらの内径は、隣り合う三角溝の間に形成された各三角突起２２（図６参照）の頂点を結んで形成される円の直径である。
【００５０】
分岐管１２からノズルホルダ１８内に導かれた流量Ｑａの駆動水３２は、５本のノズル１４からそれぞれ噴出流３４となって噴射される。これらの噴出流３４はベルマウス１５を経て第１直管部１６Ａ内に達する。各ノズル１４から噴出流３４が噴射されることによって、ダウンカマ６内でノズル１４の周囲に存在する冷却水３１、すなわち、被駆動水３６がノズル１４とベルマウス１５の間を通ってベルマウス１５内に流入し、第１直管部１６Ａ内に達する。噴出流３４の噴射によってベルマウス１５内に吸引される被駆動水３６の流量は、Ｑｂである。流量Ｑｂは流量Ｑａよりも多くなっている。噴射された駆動水３２、及び被駆動水３６は、第１直管部１６Ａ内で混合されてテーパ管１６Ｂ及び挿入管部１６Ｃ内を経てデフューザ１７内に導かれ、デフューザ１７の下端から下部プレナム２１内に冷却水３３として排出される。この冷却水３３は炉心２に供給される。
【００５１】
本実施例のジェットポンプ１３は、スロート１６の挿入管部１６Ｃを直管にしているので、ジェットポンプの効率を向上させることができる。このジェットポンプの効率向上を、図９を用いて説明する。
【００５２】
図９は、デフューザに挿入される、スロートの挿入管部の形状を変えて水を流した場合の実験結果を示している。図９の実線は、挿入管部が直管になっている挿入管部１６Ｃを有するジェットポンプ（第１ジェットポンプという）におけるジェットポンプ効率を示している。挿入管部１６Ｃの内面には、実施例１のように、底部の角度θが９０°である複数の三角溝２０Ｃが形成されている。なお、第１ジェットポンプは、ベルマウス及びスロートの第１直管部の内面には、三角溝を形成していない。第１ジェットポンプで直管の挿入管部１６Ｃの内面に三角溝２０Ｃを形成していないジェットポンプ（第２ジェットポンプという）を用いた実験を行ったが、図９に示す実線の結果を得た。図９の破線は、従来のジェットポンプ、すなわち、ベルマウス及びスロートの第１直管部の内面には、三角溝を形成していなく、スロートの挿入管部の内面が挿入管部の下端まで末広がりになっており、その挿入管部の内面に三角溝が形成されていない従来のジェットポンプ（第３ジェットポンプという）におけるジェットポンプ効率を示している。
【００５３】
以上の実験結果によれば、挿入管部が直管である第１及び第２ジェットポンプは、挿入管部内面に三角溝のあるなしに拘らず、第３ジェットポンプに比べてジェットポンプの効率が向上する。これは、前述したように、直管の挿入管部によって、外側への広がりが少ない真下に流れる冷却水流をデフューザの入口部で形成することができてデフューザ内への冷却水の押し込み力が増すためである。
【００５４】
第２直管部である挿入管部１６Ｃの内面に三角溝２０Ｃを形成しているので、ジェットポンプ１３の振動を抑制することができる。この振動抑制を、図１０を用いて説明する。
【００５５】
図１０は、図９に示す実験結果を得た三種類のジェットポンプ、すなわち、第１、第２及び第３ジェットポンプにおける振動を確認するための実験結果を示している。縦軸は、圧力変動の元となるノズル内の変動圧力に対するスロート出口部の変動圧力の割合を示している。つまり、縦軸はスロート内での圧力変動の減衰率を表している。図１０に示された実験結果によれば、第３ジェットポンプ（挿入管部：末広がり通路）は、スロート出口部での圧力変動が最も大きくなっている。第１ジェットポンプ（挿入管部：直管（９０°三角溝あり））及び第２ジェットポンプ（挿入管部：直管（三角溝なし））は、第３ジェットポンプよりもスロート出口部での圧力変動が小さくなっており、第１ジェットポンプにおけるスロート出口部での圧力変動が最も小さい。
本実施例は、ベルマウス１５の内面にも三角溝２０Ａを形成しているので、ジェットポンプ１３の効率をさらに向上させることができる。ベルマウス１５に三角溝２０Ａを形成することによって、減圧域がリング状とはならずに、凹凸のあるものとなる。三角溝２０Ａ内は流動抵抗が大きく流速が遅くなるため、三角溝２０Ａ内の減圧域が小さくなって流路抵抗が減少し、さらに、クラッドの付着が抑制され、性能維持が可能になる。
【００５６】
本実施例は、第１直管部１６Ａの内面にも三角溝２０Ｂを形成しているので、振動低減効果を得ることができる。
【００５７】
ベルマウス１５と第１直管部１６Ａの接続部近傍では、縮流に起因して発生する減圧域が三角溝２０Ｂ内に形成される。ベルマウス１５内に流入した冷却水に含まれているクラッドは、三角溝２０Ｂ内の減圧域に面する三角溝２０Ｂの表面に付着しようとする。しかしながら、ベルマウス１５に形成された三角溝２０Ａに連続して連なる三角溝２０Ｂ内を冷却水が流れているので、減圧域での三角溝２０Ｂの表面へのクラッドの付着が抑制される。
【００５８】
なお、第１直管部１６Ａの下流に位置するテーパ管１６Ｂの内面の、軸方向の大部分には、三角溝を形成していない。これは、テーパ管１６Ｂの上流に位置する第１直管部１６Ａの内面に形成された三角溝２０Ｂの効果により、テーパ管１６Ｂに流入する冷却水が、第１直管部１６Ａの三角溝２０Ｂの内面近傍で整流されて安定化されているからである。
【００５９】
第１直管部１６Ａとテーパ管１６Ｂの接続部では三角溝２０Ｂの深さがテーパ管１６Ｂ側の一端に向かって浅くなり、テーパ管１６Ｂと挿入管部１６Ｃの接続部では三角溝２０Ｃの深さがテーパ管１６Ｂ側の一端に向かって浅くなっている。このように、三角溝２０Ｂ，２０Ｃの深さｈを一端に向かって浅くすることによって、スロート１６での流路断面積が変化する部分における圧力損失を軽減することができる。
【００６０】
ベルマウス１５、第２直管部１６Ａ及び挿入管部１６Ｃに三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成した本実施例のジェットポンプ１３と三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃのいずれも形成していないジェットポンプのそれぞれを対象にしたＭ比とジェットポンプの効率及びスロート内の圧力変動の関係を、図１３に示す。実線で示す特性４１及び４２は直管の挿入管部１６Ｃを有し、さらに三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成した本実施例のジェットポンプ１３に対する特性である。破線で示す特性４３及び４４は内部に末広がりの通路を形成した挿入管部を有して三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成していないジェットポンプに対する特性である。特性４１及び４３はＭ比に対するジェットポンプ効率の変化を示しており、特性４２及び４４はＭ比に対するスロート内の圧力変動の変化を示している。
【００６１】
直管の挿入管部１６Ｃを有して三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成したジェットポンプ１３の最大ジェットポンプ効率は、内部に末広がりの通路を形成した挿入管部を有して三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成していないジェットポンプのそれよりも高くなる。前者の効率は後者の効率より約２％上昇した。ジェットポンプ１３の最大ジェットポンプ効率は、ベルマウス１５の内面に三角溝を形成しているので、直管の挿入管部１６Ｃによってもたらされる最大ジェットポンプ効率をさらに高めることができる。直管の挿入管部１６Ｃを有して三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成したジェットポンプ１３におけるスロート内の圧力変動は、内部に末広がりの通路を形成した挿入管部を有して三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成していないジェットポンプのそれよりも小さくなった。本実施例のジェットポンプ１３の流力振動が小さくなる。ジェットポンプ１３の流力振動は、第１直管部１６Ａの内面に形成された三角溝２０Ｂによる振動低減効果が加味されるので、直管の挿入管部１６Ｃによってもたらされる振動の低減よりもさらに低減される。
【００６２】
既設のＢＷＲにおいてジェットポンプのスロートを図３に示すスロート１６に交換することによって、既設のＢＷＲの原子炉圧力容器１内に設置されているジェットポンプをジェットポンプ１３に改造することができる。この改造により、既設のＢＷＲのジェットポンプの効率を著しく増大させることができ、既設のＢＷＲにおいて炉心２に供給する冷却水３３の流量を著しく増加できる。改造されたジェットポンプ１３を有する既設のＢＷＲは、出力増加幅の大きな出力向上を容易に実現することができる。ベルマウス及びスロートは、スロートをスリップジョイント部１９から引き抜くことによって、三角溝を内面に形成したベルマウス１５及びスロート１６と容易に交換することができる。
【００６３】
本実施例のジェットポンプ１３において、三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃのそれぞれの深さｈを（９）式の範囲に含まれる、例えば、１．５ｍｍにすることによってスロート１６の圧力損失をさらに低下させることができ、ジェットポンプ１３のさらなる効率向上に貢献する。
【実施例２】
【００６４】
本発明の他の実施例である実施例２のジェットポンプを、図１４を用いて説明する。本実施例のジェットポンプ１３Ａは、実施例１のジェットポンプ１３において第１直管部１６Ａの内面に形成された三角溝２０Ｂを実質的に取り除いた構造を有する。ジェットポンプ１３Ａの他の構成は、ジェットポンプ１３と同じである。
【００６５】
ベルマウス１５の内面に形成された各三角溝２０Ａ及び挿入管部１６Ｃの内面に形成された各三角溝２０Ｃの底部の角度は９０°であり、それらの深さｈは、（８）式の範囲を満足する１．０ｍｍである。ベルマウス１５の内面に形成された各三角溝２０Ａは、下端部において、第１直管部１６Ａ側の一端に向って深さｈが第１直管部１６Ａの内面に一致するように徐々に浅くなっている。
【００６６】
本実施例のジェットポンプ１３Ａは、第２直管部１６Ａの内面に三角溝２０Ｂを形成することによって得られる効果を除いて、実施例１のジェットポンプ１３で生じる各効果を得ることができる。
【００６７】
ベルマウス１５及び挿入管部１６Ｃに三角溝２０Ａ及び２０Ｃを形成した本実施例のジェットポンプ１３Ａと三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃのいずれも形成していないジェットポンプのそれぞれを対象にしたＭ比とジェットポンプの効率の関係を、図１５に示す。実線で示す特性４５は三角溝２０Ａ及び２０Ｃを形成したジェットポンプ１３Ａに対する特性である。破線で示す特性４６は三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成していないジェットポンプに対する特性である。ジェットポンプ１３Ａの最大ジェットポンプ効率は、三角溝２０Ａ，２０Ｂ及び２０Ｃを形成していないジェットポンプのそれよりも高くなる。
【００６８】
既設のＢＷＲにおいてジェットポンプのスロートを図１４に示すスロート１６に交換することによって、既設のＢＷＲの原子炉圧力容器１内に設置されているジェットポンプをジェットポンプ効率が向上したジェットポンプ１３Ａに改造することができる。
【００６９】
本実施例のジェットポンプ１３Ａにおいて、ベルマウス１５の内面に形成された三角溝２０Ａを取り除いても良い。このジェットポンプは、スロート１６の第２直管部である挿入管部１６Ｃの内面に三角溝２０Ｃを形成しており、ベルマウス１５及び第１直管部１６Ａの各内面には三角溝が形成されていない。このジェットポンプは、第２直管部である挿入管部１６Ｃの内面に三角溝２０Ｃを形成しているので、ジェットポンプの効率を向上させることができ、且つジェットポンプの振動を抑制することができる。
【図面の簡単な説明】
【００７０】
【図１】沸騰水型原子炉の構成図である。
【図２】図１に示す本発明の好適な一実施例である実施例１のジェットポンプの構成図である。
【図３】図２に示すジェットポンプの上部の拡大縦断面図である。
【図４】図３及び図１４のIV−IV矢視図である。
【図５】図３及び図１４のＶ−Ｖ断面図である。
【図６】図５のVI部の拡大図である。
【図７】図３のVII部の拡大図である。
【図８】図３のVIII部の拡大図である。
【図９】ジェットポンプのスロートの挿入管部の形状の違いによるジェットポンプ効率の変化を示す特性図である。
【図１０】ジェットポンプのスロートの挿入管部の形状の違いによるスロート出口部の変動圧力の変化を示す特性図である。
【図１１】三角溝の深さに対する摩擦損失係数の変化を示す特性図である。
【図１２】三角溝の底部の角度と三角溝の深さとの関係を示す特性図である。
【図１３】図３に示すジェットポンプのジェットポンプ効率及び圧力変動を従来のジェットポンプのこれらと対比して示した特性図である。
【図１４】本発明の他の実施例である実施例２のジェットポンプの縦断面図である。
【図１５】図１４に示すジェットポンプのジェットポンプ効率を従来のジェットポンプのこれと対比して示した特性図である。
【符号の説明】
【００７１】
１…原子炉圧力容器、２…炉心、３…炉心シュラウド、６…ダウンカマ、９…再循環系配管、１０…再循環ポンプ、１３，１３Ａ…ジェットポンプ、１４…ノズル、１５…ベルマウス、１６…スロート、１６Ａ…第１直管部、１６Ｂ…テーパ管、１６Ｃ…挿入管部、１７…デフューザ、１８…ノズルホルダ、１９…スリップジョイント部、２０Ａ，２０Ｂ，２０Ｃ…三角溝、３１…冷却水、３２…駆動水、３４…噴出流、３６…被駆動水。
【特許請求の範囲】
【請求項１】
駆動流体を噴出するノズルと、前記ノズルから噴射される前記駆動流体、及び前記ノズルの周囲から吸引される被駆動流体が内部を流れるベルマウス、スロート及びデフューザとを備え、
前記スロートが、前記ベルマウスに接続されて前記ベルマウスの開放端での内径よりも小さい内径を有する第１直管部、前記第１直管部の内径よりも大きな内径を有して前記デフューザに接続される第２直管部、及び前記第１直管部と前記第２直管部を接続し、前記第１直管部側の一端から前記第２直管部側の他端に向って内径が増大する結合管部を有することを特徴とするジェットポンプ。
【請求項２】
複数の三角溝が前記第２直管部の周方向において前記第２直管部の内面に形成されている請求項１に記載のジェットポンプ。
【請求項３】
複数の三角溝が前記ベルマウスの周方向において前記ベルマウスの内面に形成されている請求項２に記載のジェットポンプ。
【請求項４】
複数の三角溝が前記第１直管部の周方向において前記第１直管部の内面に形成されている請求項３に記載のジェットポンプ。
【請求項５】
前記三角溝の底部の角度をθとするとき、前記三角溝の深さｈ（ｍｍ）が、
−１．５７６７・ｌｎθ＋８．１６２９≦ｈ≦５．０ｍｍを満足している請求項２ないし４のいずれか１項に記載のジェットポンプ。
【請求項６】
前記三角溝の深さｈ（ｍｍ）が、
−１．７２１９・ｌｎθ＋９．０２９９≦ｈ≦５．０ｍｍを満足している請求項５に記載のジェットポンプ。
【請求項７】
原子炉容器と、前記原子炉容器内に配置され、前記原子炉容器内に配置された炉心に冷却材を供給するジェットポンプとを備え、
前記ジェットポンプが、請求項１ないし６のいずれか１項に記載されたジェットポンプであることを特徴とする原子炉。
【請求項１】
駆動流体を噴出するノズルと、前記ノズルから噴射される前記駆動流体、及び前記ノズルの周囲から吸引される被駆動流体が内部を流れるベルマウス、スロート及びデフューザとを備え、
前記スロートが、前記ベルマウスに接続されて前記ベルマウスの開放端での内径よりも小さい内径を有する第１直管部、前記第１直管部の内径よりも大きな内径を有して前記デフューザに接続される第２直管部、及び前記第１直管部と前記第２直管部を接続し、前記第１直管部側の一端から前記第２直管部側の他端に向って内径が増大する結合管部を有することを特徴とするジェットポンプ。
【請求項２】
複数の三角溝が前記第２直管部の周方向において前記第２直管部の内面に形成されている請求項１に記載のジェットポンプ。
【請求項３】
複数の三角溝が前記ベルマウスの周方向において前記ベルマウスの内面に形成されている請求項２に記載のジェットポンプ。
【請求項４】
複数の三角溝が前記第１直管部の周方向において前記第１直管部の内面に形成されている請求項３に記載のジェットポンプ。
【請求項５】
前記三角溝の底部の角度をθとするとき、前記三角溝の深さｈ（ｍｍ）が、
−１．５７６７・ｌｎθ＋８．１６２９≦ｈ≦５．０ｍｍを満足している請求項２ないし４のいずれか１項に記載のジェットポンプ。
【請求項６】
前記三角溝の深さｈ（ｍｍ）が、
−１．７２１９・ｌｎθ＋９．０２９９≦ｈ≦５．０ｍｍを満足している請求項５に記載のジェットポンプ。
【請求項７】
原子炉容器と、前記原子炉容器内に配置され、前記原子炉容器内に配置された炉心に冷却材を供給するジェットポンプとを備え、
前記ジェットポンプが、請求項１ないし６のいずれか１項に記載されたジェットポンプであることを特徴とする原子炉。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【図１５】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【図１５】
【公開番号】特開２０１０−８４５６２（Ｐ２０１０−８４５６２Ａ）
【公開日】平成２２年４月１５日（２０１０．４．１５）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００８−２５２５０６（Ｐ２００８−２５２５０６）
【出願日】平成２０年９月３０日（２００８．９．３０）
【出願人】（５０７２５０４２７）日立ＧＥニュークリア・エナジー株式会社 (858)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２２年４月１５日（２０１０．４．１５）
【国際特許分類】
【出願日】平成２０年９月３０日（２００８．９．３０）
【出願人】（５０７２５０４２７）日立ＧＥニュークリア・エナジー株式会社 (858)
【Ｆターム（参考）】
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