JP5148531B2 - 沸騰水型原子炉のジェットポンプ - Google Patents

Description

本発明はジェットポンプに係り、特に沸騰水型原子炉に好適なジェットポンプに関する。

従来の沸騰水型原子炉（ＢＷＲ）は、原子炉圧力容器内に複数の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、スロート及びディフューザを有し、一体に設けたノズル、ベルマウス及びスロートを、ディフューザに着脱自在に接合している。スロートはスロート直管とその下部に設けられたインレットミキサーから構成される。原子炉圧力容器に接続された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。ノズルは駆動水の速度を増加させ、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である被駆動水を吸い込み、ベルマウスからスロート内に流入させる。スロートを経てディ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（特許文献１参照）。

特許文献１には、スロート下部のインレットミキサーとディフューザとの接合部に板バネ等の弾性体を設け、接合部からの漏洩水を減少させると共に振動を抑制する構造の記載がある。特許文献２には、インレットミキサーとディフューザとの接合部にラビリンスシール機構を設け、接合部からの漏洩水を減少させると共に振動を抑制する構造の記載がある。特許文献３には、インレットミキサーとディフューザとの接合上部にシールリングを設け、接合部からの漏洩水を減少させると共に振動を抑制する構造の記載がある。

また、特許文献４には、スロートの内圧が負である部位にスリップジョイントを設け、ジエットポンプからのリークをなくし反対に吸込む構造とした記載がある。

特許文献５には、ジェットポンプのスロートの内面に軸方向に伸びる複数の細い縦溝を形成し、圧力損失を低減することの記載がある。

ここで、特許文献１〜３は、いずれも特別な構造によって接合部からの漏洩水を減少させると共に振動を抑制するものである。特許文献４は吸込み水を増やし効率上昇を図るもので、特許文献５は複雑な構造により圧力損失を低減して効率上昇を図るものである。

特開２００８−１７０２７２号公報 特公昭５９−４８３６０号公報 特開２００２−２２１５８９号公報 特開昭５８−１５７９８号公報 特開平８−１３５６００号公報

従来のジェットポンプを備えた沸騰水型原子炉（ＢＷＲ）の概略の構造を、図８を用いて以下に説明する。ＢＷＲは、原子炉圧力容器１内に炉心シュラウド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３が、炉心シュラウド２内に配置される。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３の上方に配置される。

ジェットポンプ６が、原子炉圧力容器１と炉心シュラウド２の間に形成されたダウンカマ７内に配置される。ジェットポンプ６は、ノズル１１、ベルマウス１７、スロート１８、ディフューザ１９を有する。原子炉圧力容器１には再循環系配管８及び再循環ポンプ９を有する再循環系が設けられる。再循環系配管８の一端は、原子炉圧力容器１に接続されてダウンカマ７に連絡され、他端はダウンカマ７内に配置されたライザ管１０を介してジェットポンプ６のノズル１１に接続される。主蒸気配管１２及び給水配管１３が原子炉圧力容器１に接続される。

原子炉圧力容器１内の上部に存在する被駆動流体である冷却水１４は、給水配管１３から原子炉圧力容器１に供給された給水１５と混合されてダウンカマ７内を下降する。冷却水１４は、再循環ポンプ９の駆動によって再循環系配管８内に流入し、再循環ポンプ９によって昇圧される。この昇圧された冷却水を便宜的に駆動水１６と称する。

駆動水１６は、再循環系配管８、ライザ管１０を介してジェットポンプ６に設けた多孔のノズル１１から噴出される。ノズル１１の周囲に存在する冷却水１４は、駆動水１６によって吸引され、ベルマウス１７からスロート１８内に吸い込まれる。冷却水１４は、駆動水１６と共にスロート１８内を下降し、ディフューザ１９から吐出される。ディフューザ１９から吐出される冷却水１４及び駆動水１６を含む冷却水を、冷却水２０と称する。

冷却水２０は下部プレナム２１を経て炉心３に供給され、炉心３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は蒸気と水を分離し、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１２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り、給水１５として再び給水配管１３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で分離された冷却水は、落下して再び冷却水１４となる。

ジェットポンプ６は、再循環ポンプ９の動力を駆動水１６から冷却水１４に効果的に伝え、ジェットポンプ６から吐出される冷却水２０の流量を駆動水１６の流量よりも増大させる。再循環ポンプ９によって与えられた駆動水１６の運動エネルギーが冷却水１４に有効に作用して、ベルマウス１７内に吸い込まれる冷却水１４の流量が増加し、冷却水２０の流量が更に増加する。そのため、駆動水１６の運動エネルギーが増加するようにノズル１１の出口における駆動水１６の流速を増加させると共に、スロート１８の入口部で流路面積をベルマウス１７のそれよりも小さくすることにより冷却水１４の速度を増加して静圧を減圧させる。これにより冷却水１４をスロート１８に吸い込み、少ない動力で必要な炉心流量を確保することができる。

図９は、原子炉内のジェットポンプ取付状況の詳細を示す破断斜視図である。ジェットポンプ６は、２台一組で構成され、多孔のノズル１１、ベルマウス１７、スロート直管２４とインレットミキサー２５を有するスロート１８及びディフューザ１９で構成される。駆動水１６はライザ管１０の上部で分岐管２２により二手に分けられ、それぞれが各ジェットポンプ６のノズル１１に供給される。ノズル１１は、ベルマウス１７の上部開口に対向して配置される。

ノズル１１とベルマウス１７との間には、ノズル１１の周囲に存在する冷却水１４をベルマウス１７内に導く冷却水吸引流路が形成される。ノズル１１から噴出する駆動水１６により吸引される冷却水１４は、冷却水吸引流路を通りスロート直管２４に流入する。Ｑａは駆動水１６の流量、Ｑｂは冷却水１４の流量である。冷却水吸引流路には固定板２３が設けられ、ノズル１１をベルマウス１７に固定している。ノズル１１から噴出した駆動水１６は、ベルマウス１７から下方に位置する流路断面積が最も狭いスロート直管２４を経由して、内壁が下方にテーパ面で広がったインレットミキサー２５に向かって流入する。インレットミキサー２５の下端においてスロート１８とディフューザ１９とはスリップジョイント２６で接続される。ディフューザ１９は、スリップジョイント２６を有する上端部で流路断面積が狭く、下方に向かうにしたがって流路断面積が徐々に増大するテーパ面を形成している。

ジエットポンプ６は、分岐管２２からディフューザ１９下端まで約６ｍの長さがあり熱変形が大きいため、上記スリップジョイント２６が熱膨張吸収機構として設けられており、またノズル１１側の分解メンテナンスを容易にしている。

図１０および図１１は、従来例におけるノズル１１を用いたジエットポンプの構成を示す断面図である。図１０において、多孔ノズル１１からの噴出水２７（駆動水１６の一部）はベルマウス１７内に噴出し、冷却水１４を吸引し、スロート１８を構成するスロート直管２４、インレットミキサー２５、スリップジョイント２６、ディフューザ１９を経由して炉心に供給する冷却水２０を生成する。スリップジョイント２６の構造の詳細を図１１に示す。スリップジョイント２６のインレットミキサー２５とディフューザ１９の対向面に各々ステライト層２８が設けられ、スリップジョイント２６の磨耗を軽減する。Ｌ３はスリップジョイント２６の隙間である。

従来例では、インレットミキサー２５内壁テーパ面の広がり角度θ１は約１．５°と小さいため、スリップジョイント２６部分の内径において、短い距離Ｌ１で約６°の広がり角度θ２で急激に角度を広げた構造としていた。この構造では、インレットミキサー２５端部において内径Ｄ１が小さくなり、ディフューザ上部内壁１９ａとの距離Ｌ２が大きくなるため、拡大流による冷却水２０の圧力損失が大きくなる。また、インレットミキサー２５の下端流線２９により発生する減圧域３０が広くなることによっても圧力損失が大きくなる。

さらに、減圧域３０の圧力変動が大きく漏洩水の脈動も大きくなるため、スロート１８の振動が増大しスロート１８上部が破損する可能性がある。スロート１８の振動にはスリップジョイント２６の長さも大きく関与し、スリップジョイント２６の長さが短いとスリップジョイント２６での圧力損失が小さくなり、漏洩水の水量Ｑｒが増えて振動に悪影響を及ぼす流体力が大きくなる。

ジェットポンプの性能は、一般に以下に示すようなＭ比、Ｎ比、効率によって表される。Ｍ比は、駆動水１６の流量Ｑａに対する、被駆動水（冷却水１４）の流量Ｑｂの比であり、（１）式で表される。

Ｍ比 ＝ Ｑｂ／Ｑａ ……（１）
Ｎ比は、駆動水に対する被駆動水の全水頭比であり、（２）式で表される。

Ｎ比 ＝ （Ｈｃ−Ｈｂ）／（Ｈａ−Ｈｃ） ……（２）
ここで、図９に示すように、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比の積として（３）式で表される。

効率 ＝ Ｍ比 × Ｎ比 ……（３）
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。効率の高い小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、かつ再循環系の設置スペースを低減できる。

例えば、ＢＷＲのような既設の原子炉で出力向上を行う場合には、冷却水の炉心流量を増加することにより原子炉出力の向上幅を拡大することができる。また、炉心流量の制御幅の拡大によって、炉心内のボイド率の変化幅が増大し燃料経済性を高めることができる。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が、出力向上を目的とした既設原子炉の改造では、再循環ポンプ及び給水ポンプなどの大型機器の改造や交換に比べて、小規模な改造ですむジェットポンプの改良が有効である。ジェットポンプの改良における新たな課題を以下に説明する。

第一に、既存のジェットポンプを有するＢＷＲで出力向上を行うためには、ジェットポンプの効率を増大させる必要がある。同一出力の再循環ポンプを用い且つＮ比が同じ場合、ジェットポンプの効率増大はＭ比の向上によって達成できるが、Ｍ比を増大させると最小口径スロート部分の圧力損失が大きくなりＮ比の減少をもたらす。したがって、Ｍ比及びＮ比が高い状態でジェットポンプの効率を増大させるためには、スロートの圧力損失を低減する必要がある。

第二に、出力向上を行う既存のＢＷＲに設置されているジェットポンプはスリップジョイントを採用しており、ジェットポンプ内の冷却水がスリップジョイントの隙間から外部に漏洩してジェットポンプの損失となる。さらに漏洩水に基づいて流力振動が発生し、ディフューザとスロートの接続部が磨耗する原因となっている。さらにジェットポンプの性能を向上させるとスロート及びディフューザの内圧が上昇し漏洩水も増加する。したがって、ジェットポンプの健全性を確保するためには、漏洩水を少なくして損失を低減するとともに流力振動によるディフューザとスロートの接続部での磨耗を抑える必要がある。

上記した課題は、原子炉の出力向上及び振動低減を達成するために、従来のジェットポンプを検討することによって新たに見出されたものである。

従来のジェットポンプは、その内径を単純に大きくした場合には、ディフューザの外径を全長にわたって大きくする必要があり、大掛かりな改造工事が必要となるため、スロート下端部の接合部における内径を大きくすることができない。

本発明の目的は、ジェットポンプの圧力損失と流力振動による磨耗を抑制して、大掛かりな改造を必要とせずに効率を更に増大できるジェットポンプ及びこれを用いた原子炉を提供することにある。

本発明は特に、ジェットポンプで交換可能なスロートの形状を改良すれば性能向上が可能であることを新たに見出した。

本発明は、駆動流体を噴出するノズルと、前記駆動流体及び駆動流体により吸引された被駆動流体が流入するベルマウスと、駆動流体と被駆動流体を混合するスロート直管およびインレットミキサーで構成されるスロートと、前記インレットミキサー下端で前記スロートとスリップジョイントにより接続されるディフューザとを備えたジエットポンプにおいて、スリップジョイントを形成する前記インレットミキサー下端に、内外とも垂直面を持つ円筒部を設けたことを特徴とする。

また、インレットミキサーの内壁テーパ面の広がり傾斜角度を１．６〜２．０°とすることを特徴とする。

また、インレットミキサー下端部の円筒部下方に延長部を設け、該延長部の内壁には下方に緩やかに広がるテーパ面を設け、延長部の外壁はスロート下端のスリップジョイント部外径より若干小さい垂直円筒面を設けたことを特徴とする。

さらに、沸騰水型原子炉において、原子炉容器内に設置され、前記原子炉容器内に形成される炉心に冷却材を供給する複数のジェットポンプが、上述のジェットポンプであることを特徴とする。

本発明によれば、ジェットポンプの効率を向上させるため、スロートの広がり角度を圧力損失が少ない最適な傾斜角度とし、スリップジョイントに挿入するスロート下端に垂直に延長した円筒部を設け、さらにディフューザ上端内壁に向け緩やかに内壁が拡大するテーパ面を持つ延長部を円筒部に設け、圧力損失の低減を図ることができる。また、上記円筒部に付加した延長部の外径をディフューザ上端のスリップジョイント部内径より若干小径の円筒として微小隙間を流路とする漏洩水の圧力損失を増大させ、漏洩水量を削減させるとともに、漏洩水の圧力変動に起因するスロートの振動を低減して磨耗を回避することができる。

本実施例におけるジェットポンプの断面図である。 図１におけるＤ部拡大図である。 本実施例のインレットミキサーの特性図である。 ジェットポンプの漏洩水量と圧力損失の関係を示すグラフである。 Ｍ比と効率の関係を示すグラフである。 インレットミキサー下端の減圧域での変動圧力の周波数特性図である。 スロート振動特性図である。 従来例の沸騰水型原子炉の模式図である。 図８に示すジェットポンプの破断斜視図である。 従来例によるジェットポンプの断面図である。 図１０におけるＡ部拡大図である。

本発明に係るジェットポンプの実施形態の詳細を以下に説明する。

本発明の実施例について図２を基に説明する。図１は従来例における図１０と同じく多孔のノズル１１を用いたジエットポンプの構成を示す断面図である。

ここで、ノズル１１からの噴出水２７（駆動水１６）は、同様にベルマウス１７内に噴出し、冷却水１４の一部を吸引し、スロート直管２４とインレットミキサー２５Ａからなるスロート１８Ａ、スリップジョイント２６、ディフューザ１９を経由して炉心の冷却水２０を形成する。

本実施例のジエットポンプの構造は、従来のジエットポンプで用いられているスロート１８と交換可能なスロート１８Ａについてのもので、互換性の点からベルマウス１７からディフューザ１９上端までの距離Ｌ０は従来と同じ値に固定されている。したがって他の部分で最適化を図っている。

図２に、本発明のポイントとなるスリップジョイント２６近傍の構造を示す。なお図２には、従来例によるインレットミキサー２５の下部形状を点線３１で示している。
本実施例でのインレットミキサー２５Ａの内壁テーパ面の広がり角度θ１ａは、圧力損失が最小で効率が最大となる最適傾斜角度を採用する。図３に示すように、最大効率を与える広がり角度は実験で約１．８°近傍にあることを確認した。さらに、広がり角度θ１ａは１．６〜２．０°間においては最大効率にさほど大きな差がないことから、この範囲を最適傾斜角度として採用した。これは、従来使用されているインレットミキサー２５の広がり角度約１．５°より大きな傾斜角度となる。

この最適傾斜角度を採用して、仮にインレットミキサーを従来例の様に構成したとすると、インレットミキサー２５Ａの下端外径がディフューザ１９上部の内径Ｄ０より大きくなり、互換性が維持できない。したがって、インレットミキサー２５Ａの下端部には傾斜させずに垂直な内外壁を持つ円筒部Ｃを設ける。インレットミキサー２５Ａの広がり角度を従来より大きく設定し、ディフューザ１９と接合する下端に円筒部Ｃを形成することにより、インレットミキサー２５Ａの下端内径Ｄ１ａを従来例の点線３１で示すインレットミキサー２５Ａの下端最小内径Ｄ１より大きくでき、さらに、ディフューザ上部内壁１９ａとの距離Ｌ２を小さくできるため、拡大流の発生による圧力損失を軽減できる。

さらに従来例ではステライト層２８がインレットミキサー２５の最終下端であるのに対し、本実施例では、さらに円筒部Ｃの下方に延長部としてテーパ面からなる内壁を持つスカート部３２を設けた。スカート部３２の長さＬ１は既設圧力導管３３と干渉を避けるため圧力導管３３位置より上方とし、その内壁は緩やかにテーパ面として傾斜させ、先端に半径２ｍｍ程度の丸みを与えディフューザ１９への挿入を容易にする。スカート部３２の外壁は垂直な円筒面３２ａを設け、その外径Ｄ３はインレットミキサー２５Ａに設けたステライト層２８部外径Ｄ２より直径で０．２〜０．３ｍｍ程度若干小さくし、ディフューザ上部内壁１９ａとの接触による損傷を避ける。

スカート部３２内壁の緩やかなテーパ面で拡大流損失と摩擦損失を軽減し、先端のディフューザ上部内壁１９ａとの距離Ｌ３を短くすることにより放出部の拡大損失を軽減する。さらに、先端で発生する減圧域３０を狭くして漏洩水の圧力変動を軽減する。さらに、ディフューザ上部内壁１９ａとスカート部３２のとの円筒面３２ａとの間に微小隙間３４を新たに設けることで漏洩水の圧力損失を増大させ、漏洩水流量Ｑｒを削減し漏洩削減分の水量を有効利用して効率上昇に寄与する。

図４には、ディフューザ上部内壁１９ａとスカート部３２の円筒面３２ａとの隙間３４を０．３ｍｍとし、スカート部３２の長さを従来のスリップジョイントの７倍とした場合の本実施例と従来例の漏洩流量と圧力損失の関係を示す。これから、漏洩水圧力損失が同じとした場合（１点鎖線）、漏洩水流量Ｑｒは従来例の漏洩流量ｚの約１／３となる。これから明らかなように、本実施例は従来例における漏洩水量の２／３が有効利用でき効率上昇に寄与する。

図５には、本実施例によるジェットポンプのＭ比と効率の関係を示す。これから、本実施例を採用することで、最大効率を従来例の効率Ｙ１をＹ２まで上昇させることができる。また、Ｍ比は、従来例による使用点Ｘ１をＸ２まで上昇させることができることから、出力向上時のジェットポンプ流量増加に寄与できる。

次に、本実施例におけるジェットポンプのスロート１８Ａの振動低減について説明する。スロートの振動はインレットミキサー下端の減圧域における圧力変動に起因し、漏洩水が流力振動することでスロートに振動が発生する。したがって、圧力変動が大きく、漏洩水量も多い場合が最も振動が大きくなる。

これらのことを解決するため本実施例では、前述したようにインレットミキサー２５Ａ下端の減圧域３０を小さくし、変動範囲を小さくすることで漏洩水の流力振動を小さくした。また、インレットミキサー２５Ａ下端を長くディフューザに挿入し、その挿入部分において、ディフューザ上部内壁１９ａとスカート部３２の円筒面３２ａとの隙間３４を微小隙間とすることで、漏洩水の圧力損失を増大させて流量を削減し、さらにダンパー（振動減衰）効果を持たせることで、スロート１８の振動低減を図った。

図６には、インレットミキサー２５Ａ下端の減圧域３０における変動圧力の周波数特性を示す。これから、減圧域３０ではノズルからの噴出流が持つ圧力変動成分とインレットミキサー２５Ａ出口部分で誘発される圧力変動があり、本実施例によれば、減圧域３０の縮小および漏洩水量Ｑｒの減少により、圧力変動が小さくなる。このように漏洩水に係わる圧力変動が小さくなると、図７に示すように、スロート１８の振動加速度も小さくなる。

６…ジェットポンプ、１１…ノズル、１６…駆動水、１７…ベルマウス、１８Ａ…スロート、１９…ディフューザ、２４…スロート直管、２５Ａ…インレットミキサー、２６…スリップジョイント、３２…スカート部、３２ａ…円筒面、Ｃ…円筒部

Claims (4)

1. 駆動流体を噴出するノズルと、前記駆動流体及び駆動流体により吸引された被駆動流体が流入するベルマウスと、駆動流体と被駆動流体を混合するスロート直管および内壁に下方に広がるテーパ面を持つインレットミキサーで構成されるスロートと、前記インレットミキサー下端で前記スロートとスリップジョイントにより接続されるディフューザとを備えた沸騰水型原子炉のジェットポンプにおいて、
   スリップジョイントを形成する前記インレットミキサー下端に、内外壁とも垂直面を持つ円筒部を設けたことを特徴とする沸騰水型原子炉のジェットポンプ。
2. 請求項１に記載された沸騰水型原子炉のジェットポンプにおいて、前記インレットミキサー内壁のテーパ面の広がり傾斜角度を１．６°〜２．０°とすることを特徴とする沸騰水型原子炉のジェットポンプ。
3. 請求項１又は２に記載された沸騰水型原子炉のジェットポンプにおいて、前記インレットミキサー下端部の円筒部下方に延長部を設け、該延長部の内壁には下方に緩やかに広がるテーパ面を設け、前記延長部の外壁は前記インレットミキサー下端のスリップジョイント部外径より若干小さい垂直な円筒面を設けたことを特徴とする沸騰水型原子炉のジェットポンプ。
4. 原子炉容器内に設置され、前記原子炉容器内に形成される炉心に冷却材を供給する複数のジェットポンプが、請求項１乃至３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沸騰水型原子炉。

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