気水分離器
【課題】気水分離器の圧力損失増加を抑制しつつ、キャリーオーバーを低減する。
【解決手段】気液二相流に旋回速度を与えるスワラ上端面の旋回羽根の鉛直面に対する出口角度に関して、旋回羽根の内側縁の出口角度が外側縁の出口角度よりも大きく構成した。
【解決手段】気液二相流に旋回速度を与えるスワラ上端面の旋回羽根の鉛直面に対する出口角度に関して、旋回羽根の内側縁の出口角度が外側縁の出口角度よりも大きく構成した。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、沸騰水型原子炉に用いられる気水分離器に関する。
【背景技術】
【０００２】
一般的な沸騰水型原子炉には、水と炉心で発生させた蒸気を分離するために、炉心上部に気水分離器が設置されている。気水分離器内にはスワラ（旋回羽根）によって水−蒸気の気液二相流に旋回速度を与え、遠心力により気液密度差を利用して水と蒸気を分離する。
【０００３】
分離した水は気水分離器下方から排水されてダウンカマに戻り、再循環ポンプにより再び炉心へ送られる。分離した蒸気は蒸気乾燥器を通してさらに湿分が取り除いた後、タービンへ送られる。炉心で発生させた蒸気から極力湿分を取り除くことにより発電効率を向上させている。
【０００４】
二相流に旋回速度を与える気水分離器は、圧力容器内の機器の中でも比較的大きな圧力損失要因となっている。気水分離器の圧力損失を低減すると、再循環ポンプ動力の低減、炉心流量を増加による出力向上、ポンプ停止時の自然循環流量増加による炉心冷却性能向上等のメリットがある。
【０００５】
圧力損失低減方法としては、スワラ出口角度（鉛直面に対するスワラ出口での旋回羽根角度）を小さくして二相流に与える旋回速度を小さくする方法がある。
【０００６】
また、特許文献１では、流速が小さくなるディフューザ下流の直管部の第一段内筒内にスワラを設置して圧力損失を低減させ、ハブ（スワラ中心軸部材）の下端に気水分離性能を向上させるための補助スワラを設置している。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特許第４４２２６９１号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
スワラ出口角度を小さくすると圧力損失は低減できるが、旋回速度も低下して遠心力が小さくなるため気水分離性能が低下する。
【０００９】
特許文献１は、気水分離性能を向上させるため補助スワラを設置しているが、補助スワラで与える旋回速度の分だけ圧力損失が増加する。
【００１０】
そこで、本発明は、圧力損失の増加を抑制しながら気水分離性能を向上させることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
本発明においては、ハブ表面で形成されるスワラ出口角度を従来よりも大きく、内筒壁表面で形成されるスワラ出口角度を従来よりも小さくする。
【発明の効果】
【００１２】
本発明によれば、気水分離器の圧力損失増加を抑制しながら気水分離性能を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１３】
【図１】実施例１のスワラを示す図。
【図２】沸騰水型原子炉の縦断面図。
【図３】気水分離器の縦断面図。
【図４】旋回羽根出口角度の径方向分布図。
【図５】旋回羽根の流れ方向と周方向の位置関係を示した図。
【図６】低圧損気水分離器の縦断面図。
【図７】気水分離器の圧力損失およびキャリーオーバーを比較した図。
【発明を実施するための形態】
【００１４】
以下、本発明の実施例について図面を用いて説明する。
【００１５】
本実施例の気水分離器の構造を説明する前に、この気水分離器が適用される沸騰水型原子炉の概略の構造について図２および図３を用いて説明する。
【００１６】
図２は、改良型沸騰水型原子炉（ＡＢＷＲ）の縦断面図である。ＡＢＷＲは、原子炉圧力容器３を有し、原子炉圧力容器３の内部に炉心シュラウド２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５は、炉心シュラウド２内に配置される。気水分離器６及び蒸気乾燥器７が原子炉圧力容器３内で、炉心５の上方に配置される。
【００１７】
また、原子炉圧力容器３と、炉心シュラウド２の間に形成される環状のダウンカマ４の下方に、炉心５に冷却水を供給するためのインターナルポンプ１０（再循環ポンプ）が配置される。インターナルポンプ１０を運転することにより、ダウンカマ４に戻された分離水Ｗ３と給水Ｗ１が混合した冷却水が炉心５へ供給される。炉心５では核分裂により発生した熱で冷却水が沸騰し、蒸気と水の二相流状態Ｗ２となる。
【００１８】
炉心５で発生した気液二相流Ｗ２は気水分離器６に流入し、気水分離器６内にあるスワラにより旋回速度が与えられる。旋回速度により二相流に遠心力が作用し、水と蒸気の密度差により水Ｗ３と蒸気Ｓが分離される。気水分離器６を通過した二相流は、蒸気乾燥器７に流入し、さらに湿分Ｗ３が取り除かれる。このようにして、湿分０．１重量パーセント以下に抑えた蒸気Ｓを、主蒸気配管８を通してタービン（図示せず）に送り発電を行っている。
【００１９】
図３を用いて気水分離器６の構造をさらに詳しく説明する。図３はＡＢＷＲに用いられている気水分離器の縦断面図である。気水分離器６は、スタンドパイプ６１から炉心５で発生した気液二相流Ｗ２を導入し、ディフューザ６２に設けられたスワラ６３において気液二相流Ｗ２に旋回速度を与え、密度差により水Ｗ３と蒸気Ｓに分離する。
【００２０】
また、気水分離器６はディフューザ６２の上部を多段二重筒構造としており、図では３段とした例を示す。このうち第１段は、上部が開放された第一段内筒６４と、その外側の第一段外筒６６による二重管構造としている。さらに、第一段外筒６６の上部は第一段環状板６７に覆われ、中央部に第一段ピックオフリング６５が形成されている。
【００２１】
これにより、スワラ６３により分離された水Ｗ３は、第一段内筒６４の内壁に沿って上昇し、第一段内筒６４と第一段外筒６６により形成された第１段排水路５０から排出される。また、分離されなかった水Ｗ３を含む蒸気は、第一段環状板６７に穿たれた孔を通り、さらに上昇する。
【００２２】
第２段も基本的には、第１段と同様に構成されており、第二段内筒６８、第二段ピックオフリング６９、第二段外筒７０、第二段環状板７１により構成されている。大３段も同様に第三段内筒７２、第三段ピックオフリング７３、第三段外筒７４、第三段環状板７５で構成されている。
【００２３】
係る気水分離器６の気水分離性能は、ディフューザ６２内に設けられたスワラ６３の形状に左右される。このスワラ６３は、ハブ８０ａと呼ばれる円柱状の構造物に、二相流に旋回速度を与えるための旋回羽根８１が複数取り付けられている。旋回羽根８１の外側縁はディフューザ６２に固定されている。
【００２４】
このため、スワラ６３自身は回転することなく、スワラ６３を通過した流体が回転するようになっている。旋回羽根８１は、スワラ６３の入口では鉛直方向と平行になっており、スワラ６３の出口に向かって鉛直方向に対する角度を増していく。スワラ出口の旋回羽根８１の鉛直方向に対する角度をスワラ出口角度と呼ぶ。スワラ出口角度が大きいほど、流体に大きな旋回速度を与えることができる。
【００２５】
次に、気水分離器６における気水分離作用について説明する。まず、気水分離器６に導入される前の状態について説明すると、炉心５からの気液二相流Ｗ２は、クオリティが約１４％である。このため、スタンドパイプ６１に流入した二相流Ｗ２は、スタンドパイプ６１の内壁面に液膜を形成し、中心部を蒸気が流れ、その蒸気中に液滴が浮遊している環状噴霧流になっている。
【００２６】
係る状態の二相流Ｗ２が、ディフューザ６２内に設けられたスワラ６３に到達し、スワラ６３により気液二相流に旋回速度が与えられる。このときの気液密度差による遠心力の違いにより、壁面の液膜内に混在していた蒸気が中心部の蒸気側へ移動するとともに、蒸気中に浮遊していた液滴が壁面へ移動し液膜に取り込まれる。
【００２７】
第１段部分においては、第一段内筒６４の壁面に形成された液膜は第一段ピックオフリング６５により、第一段内筒６４と第一段外筒６６で形成された第一段排水路５０を通って気水分離器６の外に排出される。第一段排水路５０から排出された水は、再びダウンカマ４に流入しインターナルポンプ１０により炉心５に送られる。第一段内筒６４で壁面に到達しなった蒸気中の液滴は、更に上昇して第二段環状板７１から、第２段、さらには第３段に至る。
【００２８】
第２段、第３段においては、第一段内筒６４で壁面に到達しなった蒸気中の液滴は、第二段内筒６８または第三段内筒７２で内筒壁面に到達する。そして、第二段ピックオフリング６９または第三段ピックオフリング７３から第二段排水路５１または第三段排水路５２を通って気水分離器６の外へ排出される。
【００２９】
第三段ピックオフリング７３を通過するまでに内筒壁面に到達しなった液滴はそのまま蒸気とともに気水分離器出口５５から流出する。
【００３０】
上記した気水分離器６の気水分離性能指標の一つに、キャリーオーバーがある。これは、気水分離器６から流出した流体中に含まれる液の重量率として定義される。蒸気質量流量をＷｇ（ｋｇ／ｓ）、液質量流量をＷｌ（ｋｇ／ｓ）とすると、キャリーオーバーＣＯは（１）式で表される。
【００３１】
【数１】
【００３２】
一般的に、遠心力が小さいと内筒壁に到達しないで気水分離器出口５５を通過する蒸気中の液滴が増加するためキャリーオーバーが大きくなる。
【００３３】
流体は壁に沿って流れる性質（コアンダ効果）があるため、スワラ出口角度により二相流に与えられる旋回速度が決まる。すなわち、スワラ出口角度は気水分離器６のキャリーオーバーと圧力損失に大きく影響する。例えば、圧力損失低減のためスワラ出口角度を小さくすると、遠心力が小さくなり内筒壁に到達せずに気水分離器出口５５を通過する蒸気中の液滴が増加しキャリーオーバーが増加する。
【００３４】
一方、キャリーオーバーを抑制するためにスワラ出口角度を大きくすると、遠心力が大きくなり内筒壁に到達する液滴が増加して、気水分離器出口５５を通過する液滴が減少しキャリーオーバーが小さくなるが、旋回速度を大きくした分、加速損失が増加するため圧力損失は大きくなる。すなわち、キャリーオーバーと圧力損失はトレードオフの関係にある。
【実施例１】
【００３５】
本発明の第一実施例では、図１に示すようにハブ８０ａ表面での旋回羽根８１のスワラ出口角度θｉを、第一段内筒壁表面でのスワラ出口角度θｏよりも大きくしている。
【００３６】
図４に、スワラ出口角度の径方向分布を示す。実線は本発明のスワラ出口角度を示しており、破線は従来のスワラ出口角度を示している。従来は、ハブ表面でのスワラ出口角度は内筒壁内表面でのスワラ出口角度よりも小さいが、本発明では逆にハブ表面でのスワラ出口角度θｉを内筒壁内表面でのスワラ出口角度θｏよりも大きくしていることが特徴である。
【００３７】
さらに、ハブ表面から内筒壁までのスワラ出口角度は、ハブ表面でのスワラ出口角度から内筒壁表面でのスワラ出口角度まで単調に減少するようにしている。単調に減少させることで旋回羽根形状を滑らかにし、不要な圧力損失の増加を防いでいる。図中の一点鎖線は、スワラ出口角度を径方向に平均した角度（平均角度θ）であり、本発明のスワラ出口角度は、この平均角度θに対して、ハブ側で大きく、内筒壁側で小さくなっている。現行のＡＢＷＲで使用されている気水分離器のスワラ出口角度は平均角度θに対しハブ側で小さく、内筒壁側で大きくなっており、ハブ表面から内筒壁までのスワラ出口角度は単調に増加している。
【００３８】
また図５に、ハブ表面と内筒壁面での旋回羽根角度のスワラ入口から出口までの上方への変化を示す。スワラ入口は鉛直方向と平行となるようにし、スワラ出口で所定の角度になるように滑らかな曲線で結んでいる。
【００３９】
本発明において、以上の角度関係を持たせたことによる意義について説明する。まず、キャリーオーバーを低減するには、蒸気中に含まれる液滴を遠心力で内筒壁に移動させればよい。本発明では、液滴の移動距離に着目した。中心部にある液滴は、内筒壁との距離が長いため、気水分離器６を通過する前に液滴を内筒壁へ到達させるためには、より大きな遠心力を与えればよい。一方、内筒壁に近い位置にある液滴は移動距離が短いので、比較的小さな遠心力でも内筒壁に到達することができる。
【００４０】
本実施例では、ハブ８０ａすなわち中心部側のスワラ出口角度θｉが大きく、流体に大きな旋回速度を与えているので、液滴に大きな遠心力が働き、より多くの中心部にある液滴を第一段内筒壁６４に移動させることができる。
【００４１】
しかしながら、スワラ出口角度を大きくしたことによるデメリットもある。旋回速度が増加し、その分の加速損失が増大して圧力損失は増加する。この点については、第一段内筒６４の壁近くにある液滴を分離できる程度に内筒壁側のスワラ出口角度を平均角度よりも小さくすることにより内筒壁側の圧力損失を低減し、ハブ側で増加した圧力損失分を相殺している。
【００４２】
すなわち、スワラ全体で見れば、本発明適用前のスワラと同程度の圧力損失となるが、中心部の液滴をより多く内筒壁側へ移動させることができ、気水分離器を通過する液滴量を減らすことができるのでキャリーオーバーを低減することができる。
【００４３】
また、キャリーオーバーが同じであれば本発明を適用することによりスワラ出口平均角度を小さくすることができ、圧力損失を低減することができる。本発明の適用により、これまでのキャリーオーバーと圧力損失のトレードオフの関係を解消することができる。
【実施例２】
【００４４】
図６に、第一段内筒６４内にスワラ６３を設置した気水分離器（以下、「低圧損気水分離器」と呼ぶ）を示す。スワラ６３の形状と設置場所以外は実施例１と同じ構成である。第一段内筒６４はディフューザ６２よりも流路面積が大きく、流体の速度が小さい。この流体速度の小さい場所にスワラを設置して旋回速度を与えているので、ディフューザ６２にスワラ６３を設置した現行ＡＢＷＲの気水分離器と比較して圧力損失を大きく低減することができる。
【００４５】
図７に、現行ＡＢＷＲの気水分離器と低圧損気水分離器の圧力損失とキャリーオーバーの解析による比較を示す。なお、スワラ出口羽根角度は本発明適用前の形状であり、現行ＡＢＷＲのスワラ出口角度の径方向分布と相似になるように出口角度を決定しており、ハブ表面でのスワラ出口角度よりも内筒壁表面でのスワラ出口角度が大きくなっている。発明者らによる汎用流体解析コードを用いた解析では、低圧損気水分離器の圧力損失は現行ＡＢＷＲの気水分離器と比較して３０％低減できるが、キャリーオーバーは５％増加した。
【００４６】
低圧損気水分離器に、本発明を適用した場合の解析結果を図７中に示す。本発明を適用することにより、圧力損失はほぼ本発明適用前と同等であるが、キャリーオーバーは本発明適用前と比較して１０％以上低減できている。
【００４７】
ハブ表面のスワラ出口角度θｉの平均出口角度θからの差分αから、ハブ側の圧力損失の増加を相殺できる内筒壁表面のスワラ出口角度θｏの平均出口角度θからの差分βを以下の（２）式から求めることができる。
【００４８】
【数２】
【００４９】
ここで、ｄ１：ハブ直径、ｄ２：内筒直径、ρａｖ：平均密度、ρl：水密度である。
（２）式はハブ表面で出口角度がα増加したときの旋回速度成分の加速損失増加分と内筒壁での旋回速度成分の加速損失減少分が一致すると仮定して算出している。
【００５０】
なお、環状噴霧流状態では、ハブ８０ｂの表面では液滴と蒸気が混在するため平均密度で加速損失を計算する必要がある。一方、第一段内筒６４の壁表面では液膜を形成しているため水の密度で加速損失を計算する必要がある。さらに径方向に重み付けをしている。
【００５１】
本実施例では、ハブ表面でのスワラ出口角度θｉの平均角度θに対する増分αに対し、（２）式で内筒壁表面でのスワラ出口角度θｏの平均出口角度θに対する差分βを計算して内筒表面でのスワラ出口角度を決定した。
【００５２】
このように、中心部の液滴を内筒壁に到達させるために必要な旋回速度を与えるためのハブ表面スワラ出口角度θｉを決定すると、圧力損失を増加させない内筒壁表面スワラ出口角度を（２）式により決めることができる。内筒壁表面のスワラ出口角度をθ−β以下にすると、圧力損失を本発明適用前よりもさらに小さくして、キャリーオーバーを低減することができる。
【００５３】
例として、ｄ１＝７５ｍｍ、ｄ２＝２１５ｍｍとし、沸騰水型原子炉の運転条件からρａｖ＝２０６ｋｇ／ｍ３、ρl＝７３８ｋｇ／ｍ３において、スワラの平均出口角度が４５°の低圧損気水分離器を対象として評価する。
【００５４】
α＝１５°として上記の値を（２）式へ代入すると、β＝３．１°と求まる。したがって、ハブ表面でのスワラ出口角度θｉを６０°にした場合、その部分での圧力損失増加分を吸収するためには、内筒壁表面でのスワラ出口角度θｏを４１．９°にすればよい。内筒壁表面に形成された液膜内の蒸気を分離するのに十分な旋回速度を与えることのできる角度まで内筒壁表面のスワラ出口角度は小さくすることができる。
【００５５】
内筒壁表面でのスワラ出口角度を４１．９°以下にすれば、キャリーオーバーを低減しつつ、ハブ側での圧力損失増加分以上に内筒壁側で圧力損失を低減し、気水分離器全体の圧力損失を低減することができる。
【産業上の利用可能性】
【００５６】
本発明は、沸騰水型原子炉に適用可能である。
【符号の説明】
【００５７】
２：炉心シュラウド
３：原子炉圧力容器
４：ダウンカマ
５：炉心
６：気水分離器
７：蒸気乾燥器
８：主蒸気配管
１０：インターナルポンプ
５０：第一段排水流路
５１：第二段排水流路
５２：第三段排水流路
６１：スタンドパイプ
６２：ディフューザ
６３：スワラ
６４：第一段内筒
６５：第一段ピックオフリング
６６：第一段外筒
６７：第一段環状板
６８：第二段内筒
６９：第二段ピックオフリング
７０：第二段外筒
７１：第二段環状板
７２：第三段内筒
７３：第三段ピックオフリング
７４：第三段外筒
７５：第三段環状板
８０：ハブ
８１：旋回羽根
【技術分野】
【０００１】
本発明は、沸騰水型原子炉に用いられる気水分離器に関する。
【背景技術】
【０００２】
一般的な沸騰水型原子炉には、水と炉心で発生させた蒸気を分離するために、炉心上部に気水分離器が設置されている。気水分離器内にはスワラ（旋回羽根）によって水−蒸気の気液二相流に旋回速度を与え、遠心力により気液密度差を利用して水と蒸気を分離する。
【０００３】
分離した水は気水分離器下方から排水されてダウンカマに戻り、再循環ポンプにより再び炉心へ送られる。分離した蒸気は蒸気乾燥器を通してさらに湿分が取り除いた後、タービンへ送られる。炉心で発生させた蒸気から極力湿分を取り除くことにより発電効率を向上させている。
【０００４】
二相流に旋回速度を与える気水分離器は、圧力容器内の機器の中でも比較的大きな圧力損失要因となっている。気水分離器の圧力損失を低減すると、再循環ポンプ動力の低減、炉心流量を増加による出力向上、ポンプ停止時の自然循環流量増加による炉心冷却性能向上等のメリットがある。
【０００５】
圧力損失低減方法としては、スワラ出口角度（鉛直面に対するスワラ出口での旋回羽根角度）を小さくして二相流に与える旋回速度を小さくする方法がある。
【０００６】
また、特許文献１では、流速が小さくなるディフューザ下流の直管部の第一段内筒内にスワラを設置して圧力損失を低減させ、ハブ（スワラ中心軸部材）の下端に気水分離性能を向上させるための補助スワラを設置している。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特許第４４２２６９１号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
スワラ出口角度を小さくすると圧力損失は低減できるが、旋回速度も低下して遠心力が小さくなるため気水分離性能が低下する。
【０００９】
特許文献１は、気水分離性能を向上させるため補助スワラを設置しているが、補助スワラで与える旋回速度の分だけ圧力損失が増加する。
【００１０】
そこで、本発明は、圧力損失の増加を抑制しながら気水分離性能を向上させることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
本発明においては、ハブ表面で形成されるスワラ出口角度を従来よりも大きく、内筒壁表面で形成されるスワラ出口角度を従来よりも小さくする。
【発明の効果】
【００１２】
本発明によれば、気水分離器の圧力損失増加を抑制しながら気水分離性能を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１３】
【図１】実施例１のスワラを示す図。
【図２】沸騰水型原子炉の縦断面図。
【図３】気水分離器の縦断面図。
【図４】旋回羽根出口角度の径方向分布図。
【図５】旋回羽根の流れ方向と周方向の位置関係を示した図。
【図６】低圧損気水分離器の縦断面図。
【図７】気水分離器の圧力損失およびキャリーオーバーを比較した図。
【発明を実施するための形態】
【００１４】
以下、本発明の実施例について図面を用いて説明する。
【００１５】
本実施例の気水分離器の構造を説明する前に、この気水分離器が適用される沸騰水型原子炉の概略の構造について図２および図３を用いて説明する。
【００１６】
図２は、改良型沸騰水型原子炉（ＡＢＷＲ）の縦断面図である。ＡＢＷＲは、原子炉圧力容器３を有し、原子炉圧力容器３の内部に炉心シュラウド２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５は、炉心シュラウド２内に配置される。気水分離器６及び蒸気乾燥器７が原子炉圧力容器３内で、炉心５の上方に配置される。
【００１７】
また、原子炉圧力容器３と、炉心シュラウド２の間に形成される環状のダウンカマ４の下方に、炉心５に冷却水を供給するためのインターナルポンプ１０（再循環ポンプ）が配置される。インターナルポンプ１０を運転することにより、ダウンカマ４に戻された分離水Ｗ３と給水Ｗ１が混合した冷却水が炉心５へ供給される。炉心５では核分裂により発生した熱で冷却水が沸騰し、蒸気と水の二相流状態Ｗ２となる。
【００１８】
炉心５で発生した気液二相流Ｗ２は気水分離器６に流入し、気水分離器６内にあるスワラにより旋回速度が与えられる。旋回速度により二相流に遠心力が作用し、水と蒸気の密度差により水Ｗ３と蒸気Ｓが分離される。気水分離器６を通過した二相流は、蒸気乾燥器７に流入し、さらに湿分Ｗ３が取り除かれる。このようにして、湿分０．１重量パーセント以下に抑えた蒸気Ｓを、主蒸気配管８を通してタービン（図示せず）に送り発電を行っている。
【００１９】
図３を用いて気水分離器６の構造をさらに詳しく説明する。図３はＡＢＷＲに用いられている気水分離器の縦断面図である。気水分離器６は、スタンドパイプ６１から炉心５で発生した気液二相流Ｗ２を導入し、ディフューザ６２に設けられたスワラ６３において気液二相流Ｗ２に旋回速度を与え、密度差により水Ｗ３と蒸気Ｓに分離する。
【００２０】
また、気水分離器６はディフューザ６２の上部を多段二重筒構造としており、図では３段とした例を示す。このうち第１段は、上部が開放された第一段内筒６４と、その外側の第一段外筒６６による二重管構造としている。さらに、第一段外筒６６の上部は第一段環状板６７に覆われ、中央部に第一段ピックオフリング６５が形成されている。
【００２１】
これにより、スワラ６３により分離された水Ｗ３は、第一段内筒６４の内壁に沿って上昇し、第一段内筒６４と第一段外筒６６により形成された第１段排水路５０から排出される。また、分離されなかった水Ｗ３を含む蒸気は、第一段環状板６７に穿たれた孔を通り、さらに上昇する。
【００２２】
第２段も基本的には、第１段と同様に構成されており、第二段内筒６８、第二段ピックオフリング６９、第二段外筒７０、第二段環状板７１により構成されている。大３段も同様に第三段内筒７２、第三段ピックオフリング７３、第三段外筒７４、第三段環状板７５で構成されている。
【００２３】
係る気水分離器６の気水分離性能は、ディフューザ６２内に設けられたスワラ６３の形状に左右される。このスワラ６３は、ハブ８０ａと呼ばれる円柱状の構造物に、二相流に旋回速度を与えるための旋回羽根８１が複数取り付けられている。旋回羽根８１の外側縁はディフューザ６２に固定されている。
【００２４】
このため、スワラ６３自身は回転することなく、スワラ６３を通過した流体が回転するようになっている。旋回羽根８１は、スワラ６３の入口では鉛直方向と平行になっており、スワラ６３の出口に向かって鉛直方向に対する角度を増していく。スワラ出口の旋回羽根８１の鉛直方向に対する角度をスワラ出口角度と呼ぶ。スワラ出口角度が大きいほど、流体に大きな旋回速度を与えることができる。
【００２５】
次に、気水分離器６における気水分離作用について説明する。まず、気水分離器６に導入される前の状態について説明すると、炉心５からの気液二相流Ｗ２は、クオリティが約１４％である。このため、スタンドパイプ６１に流入した二相流Ｗ２は、スタンドパイプ６１の内壁面に液膜を形成し、中心部を蒸気が流れ、その蒸気中に液滴が浮遊している環状噴霧流になっている。
【００２６】
係る状態の二相流Ｗ２が、ディフューザ６２内に設けられたスワラ６３に到達し、スワラ６３により気液二相流に旋回速度が与えられる。このときの気液密度差による遠心力の違いにより、壁面の液膜内に混在していた蒸気が中心部の蒸気側へ移動するとともに、蒸気中に浮遊していた液滴が壁面へ移動し液膜に取り込まれる。
【００２７】
第１段部分においては、第一段内筒６４の壁面に形成された液膜は第一段ピックオフリング６５により、第一段内筒６４と第一段外筒６６で形成された第一段排水路５０を通って気水分離器６の外に排出される。第一段排水路５０から排出された水は、再びダウンカマ４に流入しインターナルポンプ１０により炉心５に送られる。第一段内筒６４で壁面に到達しなった蒸気中の液滴は、更に上昇して第二段環状板７１から、第２段、さらには第３段に至る。
【００２８】
第２段、第３段においては、第一段内筒６４で壁面に到達しなった蒸気中の液滴は、第二段内筒６８または第三段内筒７２で内筒壁面に到達する。そして、第二段ピックオフリング６９または第三段ピックオフリング７３から第二段排水路５１または第三段排水路５２を通って気水分離器６の外へ排出される。
【００２９】
第三段ピックオフリング７３を通過するまでに内筒壁面に到達しなった液滴はそのまま蒸気とともに気水分離器出口５５から流出する。
【００３０】
上記した気水分離器６の気水分離性能指標の一つに、キャリーオーバーがある。これは、気水分離器６から流出した流体中に含まれる液の重量率として定義される。蒸気質量流量をＷｇ（ｋｇ／ｓ）、液質量流量をＷｌ（ｋｇ／ｓ）とすると、キャリーオーバーＣＯは（１）式で表される。
【００３１】
【数１】
【００３２】
一般的に、遠心力が小さいと内筒壁に到達しないで気水分離器出口５５を通過する蒸気中の液滴が増加するためキャリーオーバーが大きくなる。
【００３３】
流体は壁に沿って流れる性質（コアンダ効果）があるため、スワラ出口角度により二相流に与えられる旋回速度が決まる。すなわち、スワラ出口角度は気水分離器６のキャリーオーバーと圧力損失に大きく影響する。例えば、圧力損失低減のためスワラ出口角度を小さくすると、遠心力が小さくなり内筒壁に到達せずに気水分離器出口５５を通過する蒸気中の液滴が増加しキャリーオーバーが増加する。
【００３４】
一方、キャリーオーバーを抑制するためにスワラ出口角度を大きくすると、遠心力が大きくなり内筒壁に到達する液滴が増加して、気水分離器出口５５を通過する液滴が減少しキャリーオーバーが小さくなるが、旋回速度を大きくした分、加速損失が増加するため圧力損失は大きくなる。すなわち、キャリーオーバーと圧力損失はトレードオフの関係にある。
【実施例１】
【００３５】
本発明の第一実施例では、図１に示すようにハブ８０ａ表面での旋回羽根８１のスワラ出口角度θｉを、第一段内筒壁表面でのスワラ出口角度θｏよりも大きくしている。
【００３６】
図４に、スワラ出口角度の径方向分布を示す。実線は本発明のスワラ出口角度を示しており、破線は従来のスワラ出口角度を示している。従来は、ハブ表面でのスワラ出口角度は内筒壁内表面でのスワラ出口角度よりも小さいが、本発明では逆にハブ表面でのスワラ出口角度θｉを内筒壁内表面でのスワラ出口角度θｏよりも大きくしていることが特徴である。
【００３７】
さらに、ハブ表面から内筒壁までのスワラ出口角度は、ハブ表面でのスワラ出口角度から内筒壁表面でのスワラ出口角度まで単調に減少するようにしている。単調に減少させることで旋回羽根形状を滑らかにし、不要な圧力損失の増加を防いでいる。図中の一点鎖線は、スワラ出口角度を径方向に平均した角度（平均角度θ）であり、本発明のスワラ出口角度は、この平均角度θに対して、ハブ側で大きく、内筒壁側で小さくなっている。現行のＡＢＷＲで使用されている気水分離器のスワラ出口角度は平均角度θに対しハブ側で小さく、内筒壁側で大きくなっており、ハブ表面から内筒壁までのスワラ出口角度は単調に増加している。
【００３８】
また図５に、ハブ表面と内筒壁面での旋回羽根角度のスワラ入口から出口までの上方への変化を示す。スワラ入口は鉛直方向と平行となるようにし、スワラ出口で所定の角度になるように滑らかな曲線で結んでいる。
【００３９】
本発明において、以上の角度関係を持たせたことによる意義について説明する。まず、キャリーオーバーを低減するには、蒸気中に含まれる液滴を遠心力で内筒壁に移動させればよい。本発明では、液滴の移動距離に着目した。中心部にある液滴は、内筒壁との距離が長いため、気水分離器６を通過する前に液滴を内筒壁へ到達させるためには、より大きな遠心力を与えればよい。一方、内筒壁に近い位置にある液滴は移動距離が短いので、比較的小さな遠心力でも内筒壁に到達することができる。
【００４０】
本実施例では、ハブ８０ａすなわち中心部側のスワラ出口角度θｉが大きく、流体に大きな旋回速度を与えているので、液滴に大きな遠心力が働き、より多くの中心部にある液滴を第一段内筒壁６４に移動させることができる。
【００４１】
しかしながら、スワラ出口角度を大きくしたことによるデメリットもある。旋回速度が増加し、その分の加速損失が増大して圧力損失は増加する。この点については、第一段内筒６４の壁近くにある液滴を分離できる程度に内筒壁側のスワラ出口角度を平均角度よりも小さくすることにより内筒壁側の圧力損失を低減し、ハブ側で増加した圧力損失分を相殺している。
【００４２】
すなわち、スワラ全体で見れば、本発明適用前のスワラと同程度の圧力損失となるが、中心部の液滴をより多く内筒壁側へ移動させることができ、気水分離器を通過する液滴量を減らすことができるのでキャリーオーバーを低減することができる。
【００４３】
また、キャリーオーバーが同じであれば本発明を適用することによりスワラ出口平均角度を小さくすることができ、圧力損失を低減することができる。本発明の適用により、これまでのキャリーオーバーと圧力損失のトレードオフの関係を解消することができる。
【実施例２】
【００４４】
図６に、第一段内筒６４内にスワラ６３を設置した気水分離器（以下、「低圧損気水分離器」と呼ぶ）を示す。スワラ６３の形状と設置場所以外は実施例１と同じ構成である。第一段内筒６４はディフューザ６２よりも流路面積が大きく、流体の速度が小さい。この流体速度の小さい場所にスワラを設置して旋回速度を与えているので、ディフューザ６２にスワラ６３を設置した現行ＡＢＷＲの気水分離器と比較して圧力損失を大きく低減することができる。
【００４５】
図７に、現行ＡＢＷＲの気水分離器と低圧損気水分離器の圧力損失とキャリーオーバーの解析による比較を示す。なお、スワラ出口羽根角度は本発明適用前の形状であり、現行ＡＢＷＲのスワラ出口角度の径方向分布と相似になるように出口角度を決定しており、ハブ表面でのスワラ出口角度よりも内筒壁表面でのスワラ出口角度が大きくなっている。発明者らによる汎用流体解析コードを用いた解析では、低圧損気水分離器の圧力損失は現行ＡＢＷＲの気水分離器と比較して３０％低減できるが、キャリーオーバーは５％増加した。
【００４６】
低圧損気水分離器に、本発明を適用した場合の解析結果を図７中に示す。本発明を適用することにより、圧力損失はほぼ本発明適用前と同等であるが、キャリーオーバーは本発明適用前と比較して１０％以上低減できている。
【００４７】
ハブ表面のスワラ出口角度θｉの平均出口角度θからの差分αから、ハブ側の圧力損失の増加を相殺できる内筒壁表面のスワラ出口角度θｏの平均出口角度θからの差分βを以下の（２）式から求めることができる。
【００４８】
【数２】
【００４９】
ここで、ｄ１：ハブ直径、ｄ２：内筒直径、ρａｖ：平均密度、ρl：水密度である。
（２）式はハブ表面で出口角度がα増加したときの旋回速度成分の加速損失増加分と内筒壁での旋回速度成分の加速損失減少分が一致すると仮定して算出している。
【００５０】
なお、環状噴霧流状態では、ハブ８０ｂの表面では液滴と蒸気が混在するため平均密度で加速損失を計算する必要がある。一方、第一段内筒６４の壁表面では液膜を形成しているため水の密度で加速損失を計算する必要がある。さらに径方向に重み付けをしている。
【００５１】
本実施例では、ハブ表面でのスワラ出口角度θｉの平均角度θに対する増分αに対し、（２）式で内筒壁表面でのスワラ出口角度θｏの平均出口角度θに対する差分βを計算して内筒表面でのスワラ出口角度を決定した。
【００５２】
このように、中心部の液滴を内筒壁に到達させるために必要な旋回速度を与えるためのハブ表面スワラ出口角度θｉを決定すると、圧力損失を増加させない内筒壁表面スワラ出口角度を（２）式により決めることができる。内筒壁表面のスワラ出口角度をθ−β以下にすると、圧力損失を本発明適用前よりもさらに小さくして、キャリーオーバーを低減することができる。
【００５３】
例として、ｄ１＝７５ｍｍ、ｄ２＝２１５ｍｍとし、沸騰水型原子炉の運転条件からρａｖ＝２０６ｋｇ／ｍ３、ρl＝７３８ｋｇ／ｍ３において、スワラの平均出口角度が４５°の低圧損気水分離器を対象として評価する。
【００５４】
α＝１５°として上記の値を（２）式へ代入すると、β＝３．１°と求まる。したがって、ハブ表面でのスワラ出口角度θｉを６０°にした場合、その部分での圧力損失増加分を吸収するためには、内筒壁表面でのスワラ出口角度θｏを４１．９°にすればよい。内筒壁表面に形成された液膜内の蒸気を分離するのに十分な旋回速度を与えることのできる角度まで内筒壁表面のスワラ出口角度は小さくすることができる。
【００５５】
内筒壁表面でのスワラ出口角度を４１．９°以下にすれば、キャリーオーバーを低減しつつ、ハブ側での圧力損失増加分以上に内筒壁側で圧力損失を低減し、気水分離器全体の圧力損失を低減することができる。
【産業上の利用可能性】
【００５６】
本発明は、沸騰水型原子炉に適用可能である。
【符号の説明】
【００５７】
２：炉心シュラウド
３：原子炉圧力容器
４：ダウンカマ
５：炉心
６：気水分離器
７：蒸気乾燥器
８：主蒸気配管
１０：インターナルポンプ
５０：第一段排水流路
５１：第二段排水流路
５２：第三段排水流路
６１：スタンドパイプ
６２：ディフューザ
６３：スワラ
６４：第一段内筒
６５：第一段ピックオフリング
６６：第一段外筒
６７：第一段環状板
６８：第二段内筒
６９：第二段ピックオフリング
７０：第二段外筒
７１：第二段環状板
７２：第三段内筒
７３：第三段ピックオフリング
７４：第三段外筒
７５：第三段環状板
８０：ハブ
８１：旋回羽根
【特許請求の範囲】
【請求項１】
気液二相流を下方から上方に向かって導くスタンドパイプと、該スタンドパイプの上側端面に連通した壁面により流路を形成し、上側端面の流路断面積よりも上方に向けて流路断面積を拡大するディフューザと、該ディフューザの上側端面に連通した壁面により流路を形成する内筒と、該内筒を同心円状に間隔を空けて囲んで環状の流路を形成する外筒と、該外筒の上側端面の内周縁を塞ぐと共に前記内筒よりも小径の円形孔を形成した環状板と、該環状板の前記円形孔を形成している内周縁から下方に向けて円筒状に起立させて前記円形孔を内筒への流路として形成するピックオフリングと、気液二相流の流路の軸中心を通るハブ及び該ハブを中心にして放射状に取り付ける複数の旋回羽根を含み、該旋回羽根の径方向に内側縁が前記ハブに固定されており、前記流路を形成する壁面に前記旋回羽根の径方向に外側縁が固定されているスワラを備える気水分離器において、
前記旋回羽根の出口部における前記旋回羽根の上流側に面した面の接線方向と鉛直方向とで形成される出口角度について、前記旋回羽根の前記内側縁の出口角度が、前記外側縁の出口角度よりも大きいことを特徴とする気水分離器。
【請求項２】
請求項１記載の気水分離器において、
前記旋回羽根の外側縁が固定される前記流路を形成する壁面が、前記ディフューザの壁面であることを特徴とする気水分離器。
【請求項３】
請求項１記載の気水分離器において、
前記旋回羽根の外側縁が固定される前記流路を形成する壁面が、前記内筒の壁面であることを特徴とする気水分離器。
【請求項４】
請求項１から請求３のいずれかに記載の気水分離器において、
前記内側縁と前記外側縁までの間の出口角度が外側縁に向かって単調に減少していることを特徴とする気水分離器。
【請求項５】
請求項１から請求４のいずれかに記載の気水分離器において、
平均出口角度θに対し、前記内側縁の平均出口角度との差分をα、前記ハブの直径をｄ１、前記第１段内筒の内径をｄ２、二相流の平均密度ρａｖ、水の密度をρlとしたとき、
【数１】
により、前記外側縁の平均出口角度との差分βを決定し、前期外側縁の出口角度をθ−β以下にしたことを特徴とする気水分離器。
【請求項６】
請求項１から請求５のいずれかに記載の気水分離器を、
原子炉圧力容器の内部の下部側に備える炉心の上方に複数を並列に配列して備えることを特徴とする沸騰水型原子炉。
【請求項１】
気液二相流を下方から上方に向かって導くスタンドパイプと、該スタンドパイプの上側端面に連通した壁面により流路を形成し、上側端面の流路断面積よりも上方に向けて流路断面積を拡大するディフューザと、該ディフューザの上側端面に連通した壁面により流路を形成する内筒と、該内筒を同心円状に間隔を空けて囲んで環状の流路を形成する外筒と、該外筒の上側端面の内周縁を塞ぐと共に前記内筒よりも小径の円形孔を形成した環状板と、該環状板の前記円形孔を形成している内周縁から下方に向けて円筒状に起立させて前記円形孔を内筒への流路として形成するピックオフリングと、気液二相流の流路の軸中心を通るハブ及び該ハブを中心にして放射状に取り付ける複数の旋回羽根を含み、該旋回羽根の径方向に内側縁が前記ハブに固定されており、前記流路を形成する壁面に前記旋回羽根の径方向に外側縁が固定されているスワラを備える気水分離器において、
前記旋回羽根の出口部における前記旋回羽根の上流側に面した面の接線方向と鉛直方向とで形成される出口角度について、前記旋回羽根の前記内側縁の出口角度が、前記外側縁の出口角度よりも大きいことを特徴とする気水分離器。
【請求項２】
請求項１記載の気水分離器において、
前記旋回羽根の外側縁が固定される前記流路を形成する壁面が、前記ディフューザの壁面であることを特徴とする気水分離器。
【請求項３】
請求項１記載の気水分離器において、
前記旋回羽根の外側縁が固定される前記流路を形成する壁面が、前記内筒の壁面であることを特徴とする気水分離器。
【請求項４】
請求項１から請求３のいずれかに記載の気水分離器において、
前記内側縁と前記外側縁までの間の出口角度が外側縁に向かって単調に減少していることを特徴とする気水分離器。
【請求項５】
請求項１から請求４のいずれかに記載の気水分離器において、
平均出口角度θに対し、前記内側縁の平均出口角度との差分をα、前記ハブの直径をｄ１、前記第１段内筒の内径をｄ２、二相流の平均密度ρａｖ、水の密度をρlとしたとき、
【数１】
により、前記外側縁の平均出口角度との差分βを決定し、前期外側縁の出口角度をθ−β以下にしたことを特徴とする気水分離器。
【請求項６】
請求項１から請求５のいずれかに記載の気水分離器を、
原子炉圧力容器の内部の下部側に備える炉心の上方に複数を並列に配列して備えることを特徴とする沸騰水型原子炉。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【公開番号】特開２０１２−１１７８５７（Ｐ２０１２−１１７８５７Ａ）
【公開日】平成２４年６月２１日（２０１２．６．２１）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１０−２６６０６２（Ｐ２０１０−２６６０６２）
【出願日】平成２２年１１月３０日（２０１０．１１．３０）
【出願人】（５０７２５０４２７）日立ＧＥニュークリア・エナジー株式会社 (858)
【公開日】平成２４年６月２１日（２０１２．６．２１）
【国際特許分類】
【出願日】平成２２年１１月３０日（２０１０．１１．３０）
【出願人】（５０７２５０４２７）日立ＧＥニュークリア・エナジー株式会社 (858)
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