(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
円筒状の第1段内筒と、前記第1段内筒の上方に配置した第1段ピックオフリングおよび第1段環状板と、前記第1段内筒の外部を取り囲むように配置した第1段外筒とで第1段気水分離部を構成し、円筒状のスタンドパイプの上端に流路面積を拡大するディフューザを接続し、このディフューザの上端に前記第1段内筒を接続し、ハブと複数の旋回羽根で構成されるスワラーにより気液混合流に遠心力を与え、前記第1段内筒の内壁に遠心力で分離された液体で液膜を形成させて前記第1段ピックオフリング、前記第1段環状板、前記第1段外筒により前記液膜を排水し、さらに前記第1段気水分離部の上方に少なくとも第２段気水分離部を接続して多段構成とし、前記第１段ピックオフリングを通過した液膜や蒸気中の液滴を分離する気水分離器において、
前記スワラーを前記ディフューザの内部に配置し、前記ハブを半球状の下端部と概略円柱状の本体部とで構成し、前記複数の旋回羽根を前記ハブの前記本体部に設置し、
前記ハブの前記本体部の直径をｄ、前記第１段内筒の直径をＤとしたとき、ｄとＤの比を0.13≦ｄ／Ｄ≦0.25の範囲に設定したことを特徴とする気水分離器。
【請求項２】
円筒状の第1段内筒と、前記第1段内筒の上方に配置した第1段ピックオフリングおよび第1段環状板と、前記第1段内筒の外部を取り囲むように配置した第1段外筒とで第1段気水分離部を構成し、円筒状のスタンドパイプの上端に流路面積を拡大するディフューザを接続し、このディフューザの上端に前記第1段内筒を接続し、ハブと複数の旋回羽根で構成されるスワラーにより気液混合流に遠心力を与え、前記第1段内筒の内壁に遠心力で分離された液体で液膜を形成させて前記第1段ピックオフリング、前記第1段環状板、前記第1段外筒により前記液膜を排水し、さらに前記第1段気水分離部の上方に少なくとも第２段気水分離部を接続して多段構成とし、前記第１段ピックオフリングを通過した液膜や蒸気中の液滴を分離する気水分離器において、
前記スワラーを前記ディフューザの内部に配置し、前記ハブを半球状の下端部と概略円柱状の本体部とで構成し、前記複数の旋回羽根を前記ハブの前記本体部に設置し、
前記旋回羽根の回転数をφ、枚数をＮとしたとき、φとＮを0.92≦φＮ0.85≦1.25の範囲に設定したことを特徴とする気水分離器。
【請求項３】
円筒状の第1段内筒と、前記第1段内筒の上方に配置した第1段ピックオフリングおよび第1段環状板と、前記第1段内筒の外部を取り囲むように配置した第1段外筒とで第1段気水分離部を構成し、円筒状のスタンドパイプの上端に流路面積を拡大するディフューザを接続し、このディフューザの上端に前記第1段内筒を接続し、ハブと複数の旋回羽根で構成されるスワラーにより気液混合流に遠心力を与え、前記第1段内筒の内壁に遠心力で分離された液体で液膜を形成させて前記第1段ピックオフリング、前記第1段環状板、前記第1段外筒により前記液膜を排水し、さらに前記第1段気水分離部の上方に少なくとも第２段気水分離部を接続して多段構成とし、前記第１段ピックオフリングを通過した液膜や蒸気中の液滴を分離する気水分離器において、
前記スワラーを前記第１段内筒の下部に配置し、前記ハブを半球状の下端部と概略円柱状の本体部とで構成し、前記複数の旋回羽根を前記ハブの前記本体部に設置し、
前記ハブの前記本体部の直径をｄ、前記第１段内筒の直径をＤとしたとき、ｄとＤの比を0.13≦ｄ／Ｄ≦0.25の範囲に設定したことを特徴とする気水分離器。
【請求項４】
円筒状の第1段内筒と、前記第1段内筒の上方に配置した第1段ピックオフリングおよび第1段環状板と、前記第1段内筒の外部を取り囲むように配置した第1段外筒とで第1段気水分離部を構成し、円筒状のスタンドパイプの上端に流路面積を拡大するディフューザを接続し、このディフューザの上端に前記第1段内筒を接続し、ハブと複数の旋回羽根で構成されるスワラーにより気液混合流に遠心力を与え、前記第1段内筒の内壁に遠心力で分離された液体で液膜を形成させて前記第1段ピックオフリング、前記第1段環状板、前記第1段外筒により前記液膜を排水し、さらに前記第1段気水分離部の上方に少なくとも第２段気水分離部を接続して多段構成とし、前記第１段ピックオフリングを通過した液膜や蒸気中の液滴を分離する気水分離器において、
前記スワラーを前記第１段内筒の下部に配置し、前記ハブを半球状の下端部と概略円柱状の本体部とで構成し、前記複数の旋回羽根を前記ハブの前記本体部に設置し、
前記旋回羽根の回転数をφ、枚数をＮとしたとき、φとＮを0.92≦φＮ0.85≦1.25の範囲に設定したことを特徴とする気水分離器。
【請求項５】
請求項１乃至４のいずれか１項記載の気水分離器において、前記ハブの上部に円錐と半球とで構成される上端部を接続したことを特徴とする気水分離器。
【請求項６】
請求項１乃至５のいずれか１項記載の気水分離器において、前記第１段内筒と前記第１段外筒との間に複数の仕切板を設け、前記仕切板の上端を前記旋回羽根の回転方向と逆方向に傾斜させたことを特徴とする気水分離器。
【請求項７】
請求項１乃至５のいずれか１項記載の気水分離器において、前記第１段ピックオフリングの内径と前記第２段気水分離部の内筒の内径を等しくしたことを特徴とする気水分離器。
【請求項８】
原子炉圧力容器の内部に複数の気水分離器を配置した沸騰水型原子炉において、
前記気水分離器が請求項１乃至７のいずれか１項記載の気水分離器であることを特徴とする沸騰水型原子炉。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、原子炉で発生した蒸気を冷却水から分離する気水分離器と、原子炉圧力容器の内部に複数の気水分離器を配置した沸騰水型原子炉に関する。
【０００２】
【従来の技術】
原子力発電プラントでは、蒸気タービンの健全性を維持するため、原子炉の加熱で発生した蒸気を冷却水から分離する気水分離器と、分離された蒸気に含まれる液滴を除去する蒸気乾燥器とで構成される気水分離システムが使用されており、蒸気に含まれる液滴量を一定値以下にして蒸気タービンに供給する。
【０００３】
ここで従来の気水分離器は一般的に特開平１０−１９７６７８号公報に示すような構成を有し、原子炉で発生した蒸気と冷却水の混合流体は気水分離器の下端に位置するスタンドパイプに流入し、次いでスタンドパイプの上端に接続されるディフューザ内部で軸中心に位置するハブとその周囲に固定設置する旋回羽根とで構成したスワラーを通過することにより遠心力が付与されて旋回流となる。
【０００４】
さらに、ディフューザと同じ径にある第１段内筒と、第１段内筒の外側に設置する第１段外筒と、それらの上方に同軸で設置される第１段ピックオフリングと第１段環状板とで構成する第１段気水分離部をディフューザの上端に接続しており、旋回流の気液混合流が第１段内筒の内部に流入する。そして第１段内筒内で比較的密度の高い冷却水が外周側に液膜となり、中心側の液滴を含む蒸気とに分離される。分離された蒸気は第１段内筒の上方に位置する第１段ピックオフリングの内側を通過し、その他の液膜の大部分は第１環状板と第１段外筒により誘導されて外部に排水される。
【０００５】
第１段ピックオフリングを通過した蒸気はまだ遠心力を有していくらかの液滴を含んでいる状態にあり、さらに第１段気水分離部と同じ構成にあって第１段ピックオフリングの上方に設置する第２段気水分離部の内部（第２段内筒の内部）に流入して遠心力により蒸気から液滴が分離され外部に排水される。
【０００６】
このように従来の気水分離器は、遠心力の付与の小さい起動時においても必要な気水分離性能が確保できるように気水分離部を多段で設置する構成となっている。また、特開平１０−１９７６７８号公報の図面にはスワラーのハブの形状を逆円錐型にしたものが示されている。
【０００７】
一方、近年においては電気料金の低減を目的として、炉心における熱出力と発電量の増加を可能にできるよう、冷却水の再循環経路中における気水分離器の圧力損失の低減が要望されている。
【０００８】
そこで気水分離器の圧力損失を低減する公知技術として、特開平４−３０１７９６号公報に記載のものがある。この公知技術は、第１段気水分離部を縮小管とピックオフリングで構成し、スワラーに相当する旋回装置を第２段気水分離部と第３段気水分離部に配置し、水平断面流路の中央の一部分にのみ旋回装置を配置することにより圧力損失を低減するものである。
【０００９】
また、加圧型原子炉の蒸気発生器における気水分離器の圧力損失を低減する公知技術として、実開平８−１３６１号公報に記載のものがある。この公知技術は、スタンドパイプと第１段内筒との間にディフーサがなく、流速が相対的に低い第１段内筒にスワラーを設置することにより圧力損失を低減するものである。
【００１０】
一方、気水分離器の気水分離性能を向上する公知技術として、特開平６−２７３５７１号公報に記載のものがある。この公知技術は、第２段内筒を第１段ピックオフリングより小さくして第２段内筒での遠心力を増加することにより気水分離性能を向上するものである。
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、上記従来技術には以下の課題が存在する。
まず従来の一般的な気水分離器では高い気水分離性能が得られる。ここで、従来は高い気水分離性能を得るために特開平１０−１９７６７８号公報の図面に示されるようにスワラーのハブ形状を逆円錐型にすることが必要であると考えられていた。つまり、スワラー中の旋回羽根のハブ側とディフューザ側の出口角度を比較した場合、ディフューザ側よりハブ側の方が羽根を周方向に展開した場合の羽根長さが短くなっているため、必然的に出口角度もハブ側が小さくなる。このように出口角度が小さくなると一般的には、流出する流体に対して与えられる遠心力も小さくなる。気水分離器の場合、遠心力が小さくなると気水分離性能が低下する。これを解消するため、ハブ形状を逆円錐型とすることで、冷却水を外周側に押し出す構成となっている。
【００１２】
しかし、このような従来技術によるハブの構成は気水分離性能を向上させる反面、通過する気液混合流の圧力を損失させる要因となり、従って上述した炉心における熱出力と発電量の増加を妨げていた。
【００１３】
また、特開平４−３０１７９６号公報の技術においては、第１段気水分離部にスワラーが設置されていないため、圧力損失を低減できるが気水分離性能が低下する。また、スワラーに相当する旋回装置を第２段気水分離部と第３段気水分離部に配置し、水平断面流路の中央の一部分にのみ旋回装置を配置することにより圧力損失を低減できるが、気水分離性能が低下する。一般に、圧力損失を低減すると気水分離性能が低下する相反事象となる。
【００１４】
また、実開平８−１３６１号公報の技術においては、加圧水型原子炉の蒸気発生器の気水分離器を対象としており、ディフューザや直径の細いスタンドパイプ（後述）を備えて構成していないことから沸騰水型原子炉および改良型沸騰水型原子炉には適用できないものにある。
【００１５】
一方、特開平６−２７３５７１号公報の技術においては、遠心力を増加することにより気水分離性能を向上することができるが、圧力損失の低減は考慮されていない。
【００１６】
従って本発明の第１の目的は、高い気水分離性能を維持しつつ圧力損失の低減を可能とする気水分離器を提供することにある。
また本発明の第２の目的は、気水分離器の圧力損失を低減するとともに高い気水分離性能を維持することにより、炉心の出力を増加して経済性を向上した沸騰水型原子炉を提供することにある。
【００１７】
【課題を解決するための手段】
（１）上記第1の目的を達成するために、本発明は、円筒状の第1段内筒と、第1段内筒の上方に配置した第1段ピックオフリングおよび第1段環状板と、第1段内筒の外部を取り囲むように配置した第1段外筒とで第1段気水分離部を構成し、円筒状のスタンドパイプの上端に流路面積を拡大するディフューザを接続し、このディフューザの上端に第1段内筒を接続し、ハブと複数の旋回羽根で構成されるスワラーにより気液混合流に遠心力を与え、第1段内筒の内壁に遠心力で分離された液体で液膜を形成させて第1段ピックオフリング、第1段環状板、第1段外筒により液膜を排水し、さらに第１段気水分離部の上方に少なくとも第2段気水分離部を接続して多段構成とし、第1段ピックオフリングを通過した液膜や蒸気中の液滴を分離する気水分離器において、スワラーをディフューザの内部に配置し、ハブを半球状の下端部と概略円柱状の本体部とで構成し、複数の旋回羽根をハブの本体部に設置し、ハブの本体部の直径をｄ、第1段内筒の直径をＤとしたとき、ｄとＤの比を0.13≦ｄ／Ｄ≦0.25の範囲に設定したものとする。
【００１８】
これにより、従来技術では半球状の下端部と逆円錐状の本体部とでハブを構成して複数の旋回羽根を逆円錐状の本体部に設置しているためハブの上部直径が大きくなり旋回羽根の出口での流路面積が小さくなるのに対し、半球状の下端部と概略円柱状の本体部とでハブを構成して複数の旋回羽根を概略円柱状の本体部に設置することにより旋回羽根の出口での流路面積を拡大することができ、従来技術と同じ周方向流速にして高い気水分離性能を維持しつつ、従来技術より低い軸方向流速にすることができるため、流速の二乗に比例する圧力損失を大幅に低減することができる。また、従来技術ではハブの本体部の直径ｄと第1段内筒の直径Ｄとの比が0.35≦ｄ／Ｄ≦0.60の範囲であるのに対し、ハブの本体部の直径ｄと第1段内筒の直径Ｄとの比を0.13≦ｄ／Ｄ≦0.25の範囲に設定することにより旋回羽根の出口での流路面積を拡大して軸方向流速を低下することができ、高い気水分離性能を維持しつつ、流速の二乗に比例する圧力損失を確実に低減することができる。
【００１９】
（２）また、上記第1の目的を達成するために、本発明は、円筒状の第1段内筒と、第1段内筒の上方に配置した第1段ピックオフリングおよび第1段環状板と、第1段内筒の外部を取り囲むように配置した第1段外筒とで第1段気水分離部を構成し、円筒状のスタンドパイプの上端に流路面積を拡大するディフューザを接続し、このディフューザの上端に第1段内筒を接続し、ハブと複数の旋回羽根で構成されるスワラーにより気液混合流に遠心力を与え、第1段内筒の内壁に遠心力で分離された液体で液膜を形成させて第1段ピックオフリング、第1段環状板、第1段外筒により液膜を排水し、さらに第１段気水分離部の上方に少なくとも第2段気水分離部を接続して多段構成とし、第1段ピックオフリングを通過した液膜や蒸気中の液滴を分離する気水分離器において、スワラーをディフューザの内部に配置し、ハブを半球状の下端部と概略円柱状の本体部とで構成し、複数の旋回羽根をハブの本体部に設置し、旋回羽根の回転数をφ、枚数をＮとしたとき、φとＮを0.92≦φＮ0.85≦1.25の範囲に設定したものとする。
【００２０】
これにより、従来技術では半球状の下端部と逆円錐状の本体部とでハブを構成して複数の旋回羽根を逆円錐状の本体部に設置しているためハブの上部直径が大きくなり旋回羽根の出口での流路面積が小さくなるのに対し、半球状の下端部と概略円柱状の本体部とでハブを構成して複数の旋回羽根を概略円柱状の本体部に設置することにより旋回羽根の出口での流路面積を拡大することができ、従来技術と同じ周方向流速にして高い気水分離性能を維持しつつ、従来技術より低い軸方向流速にすることができるため、流速の二乗に比例する圧力損失を大幅に低減することができる。また、旋回羽根の回転数φと枚数Ｎを0.92≦φＮ0.85≦1.25の範囲に設定することにより、流体を旋回羽根の変化に追従させることができ、圧力損失を低減しつつ高い気水分離性能を実現することができる。
【００２１】
（３）上記第1の目的を達成するために、本発明は、円筒状の第1段内筒と、第1段内筒の上方に配置した第1段ピックオフリングおよび第1段環状板と、第1段内筒の外部を取り囲むように配置した第1段外筒とで第1段気水分離部を構成し、円筒状のスタンドパイプの上端に流路面積を拡大するディフューザを接続し、このディフューザの上端に第1段内筒を接続し、ハブと複数の旋回羽根で構成されるスワラーにより気液混合流に遠心力を与え、第1段内筒の内壁に遠心力で分離された液体で液膜を形成させて第1段ピックオフリング、第1段環状板、第1段外筒により液膜を排水し、さらに第１段気水分離部の上方に少なくとも第２段気水分離部を接続して多段構成とし、第1段ピックオフリングを通過した液膜や蒸気中の液滴を分離する気水分離器において、スワラーを第1段内筒の下部に配置し、ハブを半球状の下端部と概略円柱状の本体部とで構成し、複数の旋回羽根をハブの本体部に設置し、ハブの本体部の直径をｄ、第1段内筒の直径をＤとしたとき、ｄとＤの比を0.13≦ｄ／Ｄ≦0.25の範囲に設定したものとする。
【００２２】
これにより、上記（１）及び（２）の気水分離器と同様に半球状の下端部と概略円柱状の本体部とでハブを構成して複数の旋回羽根を概略円柱状の本体部に設置することにより旋回羽根の出口での流路面積を拡大することができるため高い気水分離性能を維持しつつ圧力損失を大幅に低減することができ、さらに、圧力損失の大部分を占めるスワラーを流速が低い第1段内筒の下部に設置することにより流速の二乗に比例する圧力損失を一層低減することができる。また、従来技術ではハブの本体部の直径ｄと第1段内筒の直径Ｄとの比が0.35≦ｄ／Ｄ≦0.60の範囲であるのに対し、ハブの本体部の直径ｄと第1段内筒の直径Ｄとの比を0.13≦ｄ／Ｄ≦0.25の範囲に設定することにより旋回羽根の出口での流路面積を拡大して軸方向流速を低下することができ、高い気水分離性能を維持しつつ、流速の二乗に比例する圧力損失を確実に低減することができる。
【００２３】
（４）また、上記第1の目的を達成するために、本発明は、円筒状の第1段内筒と、第1段内筒の上方に配置した第1段ピックオフリングおよび第1段環状板と、第1段内筒の外部を取り囲むように配置した第1段外筒とで第1段気水分離部を構成し、円筒状のスタンドパイプの上端に流路面積を拡大するディフューザを接続し、このディフューザの上端に第1段内筒を接続し、ハブと複数の旋回羽根で構成されるスワラーにより気液混合流に遠心力を与え、第1段内筒の内壁に遠心力で分離された液体で液膜を形成させて第1段ピックオフリング、第1段環状板、第1段外筒により液膜を排水し、さらに第１段気水分離部の上方に少なくとも第２段気水分離部を接続して多段構成とし、第1段ピックオフリングを通過した液膜や蒸気中の液滴を分離する気水分離器において、スワラーを第1段内筒の下部に配置し、ハブを半球状の下端部と概略円柱状の本体部とで構成し、複数の旋回羽根をハブの本体部に設置し、旋回羽根の回転数をφ、枚数をＮとしたとき、φとＮを0.92≦φＮ0.85≦1.25の範囲に設定したものとする。
【００２４】
これにより、上記（１）及び（２）の気水分離器と同様に半球状の下端部と概略円柱状の本体部とでハブを構成して複数の旋回羽根を概略円柱状の本体部に設置することにより旋回羽根の出口での流路面積を拡大することができるため高い気水分離性能を維持しつつ圧力損失を大幅に低減することができ、さらに、圧力損失の大部分を占めるスワラーを流速が低い第1段内筒の下部に設置することにより流速の二乗に比例する圧力損失を一層低減することができる。また、旋回羽根の回転数φと枚数Ｎを0.92≦φＮ0.85≦1.25の範囲に設定することにより、流体を旋回羽根の変化に追従させることができ、圧力損失を低減しつつ高い気水分離性能を実現することができる。
【００２５】
（５）上記（１）から（４）のいずれか１つの気水分離器において、好ましくは、ハブの上部に円錐と半球とで構成される上端部を接続したものとする。
【００２６】
これにより、上記（１）から（４）のいずれか１つの気水分離器において、ハブの上部に円錐と半球とで構成される上端部を接続することによりハブ上方での後流渦の発生を防止することができ、圧力損失をなお一層低減することができる。
【００２７】
（６）上記（１）から（５）のいずれか１つの気水分離器において、好ましくは、第1段内筒と第1段外筒との間に複数の仕切板を設け、仕切板の上端を旋回羽根の回転方向と逆方向に傾斜させたものとする。
【００２８】
これにより、上記（１）から（５）のいずれか１つの気水分離器において、第1段内筒と第1段外筒との間に複数の仕切板を設けて仕切板の上端を旋回羽根の回転方向と逆方向に傾斜させることにより、第1段気水分離部での排水性能を向上し、圧力損失を低減しつつ気水分離性能を向上することができる。この気水分離性能の向上を旋回羽根の出口角度の変更などによる圧力損失の一層の低減に反映することができる。
【００２９】
（７）上記（１）から（５）のいずれか１つの気水分離器において、好ましくは、第1段ピックオフリングの内径と第２段気水分離部の内筒の内径を等しくしたものとする。
【００３０】
これにより、遠心力が半径に逆比例することから、上記（１）から（５）までのいずれか１つの気水分離器において、第1段ピックオフリングの内径と第２段内筒の内径を等しくすることにより、従来技術での直径の増大による遠心力の低下を防止して気水分離性能を向上することができる。この気水分離性能の向上を旋回羽根の出口角度の変更などによる圧力損失の一層の低減に反映することができる。
【００３１】
（８）上記第２の目的を達成するために、本発明は、原子炉圧力容器の内部に複数の気水分離器を配置した沸騰水型原子炉において、気水分離器が上記（１）から（７）までのいずれか１つの気水分離器であるものとする。
【００３２】
これにより、上記（１）から（７）までのいずれか１つの気水分離器を使用することにより高い気水分離性能を維持しつつ圧力損失を大幅に低減することができ、炉心の流量と出力を増加して経済性を向上した沸騰水型原子炉を実現することができる。
【００３３】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を図面を用いて説明する。
まず、本発明による気水分離器を用いた改良型沸騰水型原子炉の構成及び作動の概略を図１を用いて説明する。
【００３４】
原子炉圧力容器１内のシュラウド３内に炉心２が設置され、炉心２で発生した蒸気は冷却水と混合状態で上部プレナム８を経由してシュラウドヘッド４に多数設置された本発明の気水分離器１２０に流入して液滴を含む蒸気と冷却水に分離される。分離された冷却水は、給水管１０からの給水と混合してダウンカマ５を通り、インターナルポンプ６で駆動され、下部プレナム７を経由して炉心２に再循環される。一方、液滴を含む蒸気は、蒸気乾燥器５０で液滴を除去した後、主蒸気管９を経由して蒸気タービンに供給される。蒸気タービンと発電機を駆動した蒸気は、復水器で凝縮され、給水加熱器で加熱された後、給水管１０から原子炉圧力容器１に供給される。
【００３５】
次に、本発明の第１実施形態による気水分離器を図２を用いて説明する。
まず図２は本発明の第１実施形態にある気水分離器１２０の縦断面図であり、気水分離器１２０はシュラウドヘッド４に接続して上方に立設したスタンドパイプ１２１と、スタンドパイプ１２１の上端に接続されたディフューザ１２２と、ディフューザ１２２の上方に接続された第１段気水分離部１０１と第２段気水分離部１０２と第３段気水分離部１０３からなる多段構成の気水分離部と、ディフューザ内部に設置されたスワラー１２３とを備え、スワラー１２３はその軸中心に位置するハブ１２４とその周囲に設置された８枚の旋回羽根１２５とで構成されている。
【００３６】
第１段気水分離部１０１はディフューザ１２２の上端に接続された第１段内筒１２６を有し、第１段内筒１２６の外周には、その外径より大きい径にある第１段外筒１２９が同軸で設置されている。第１段外筒１２９の上端は第１段内筒１２６の上端より高い位置にあり、第１段内筒１２６の内径より小さい径の丸穴が開口した第１段環状板１２８が第１段外筒１２９の上端を密閉しており、さらに第１段環状板１２８の丸穴には同じ径の第１段ピックオフリング１２７が下方の第１段内筒１２６の内部に向けて同軸に設置されている。
【００３７】
第２段気水分離部１０２は第１段環状板１２８上に以上と同じように組み立てられた第２段内筒１３０、第２段外筒１３３、第２段環状板１３２、第２段ピックオフリング１３１を有し、第３段気水分離部１０３はさらに第２段環状板１３２上に、同じように組み立てられた第３段内筒１３５、第３段外筒１３８、第３段環状板１３７、第３段ピックオフリング１３６を有し、これらは全て同軸で設置されている。また本実施形態の気水分離器１２０においては各段気水分離部の内筒１２６、１３０、１３５同士、外筒１２９、１３３、１３８同士、環状板１２８、１３２、１３７同士、ピックオフリング１２７、１３１、１３６同士はそれぞれ同じ径にある。
【００３８】
第１段環状板１２８と第２段外筒１３３との間、及び第２段環状板１３２と第３段外筒１３８との間はそれぞれ第２段排水口１３４、第３段排水口１３９として隙間を設けており、また第１段内筒１２６と第１段外筒１２９の間に周方向等間隔で複数の仕切板１４０が設けられている。
【００３９】
次に以上のように構成した本実施形態の気水分離器１２０の作動の概略を以下に説明する。
蒸気と冷却水との混合流体が、上部プレナム８からシュラウドヘッド４に接続したスタンドパイプ１２１に流入し、ディフューザ１２２内部に設置されハブ１２４と複数の旋回羽根１２５とで構成されるスワラー１２３で遠心力を付与され、それによって第１段内筒１２６内で比較的密度の高い冷却水が外周側に液膜となり、中心側の液滴を含む蒸気と分離される。分離された液膜の８０〜９０％以上は、第１段ピックオフリング１２７と第１段環状板１２８で分離され、重力により第１段内筒１２６と第１段外筒１２９の間を流下し排水される。第１段ピックオフリング１２７を通過した液膜は、第２段内筒１３０に流入し、第２段ピックオフリング１３１と第２段環状板１３２で分離され、重力により第２段内筒１３０と第２段外筒１３３の間を流下して第２段排水口１３４から排出され、第１段外筒１２９の外面に沿って流下する。この時、排水とともに第２段排水口１３４から流出した蒸気は気水分離器１２０の外部を上昇する。蒸気に含まれる液滴は、第２段ピックオフリング１３１を通過して第３段内筒１３５に流入するが、遠心力によって第３段内筒１３５の内壁に付着し、第３段ピックオフリング１３６と第３段環状板１３７で分離され、重力により第３段内筒１３５と第３段外筒１３８の間を流下して第３段排水口１３９から排出され、第２段外筒１３３の外面に沿って流下する。この時、排水とともに第３段排水口１３９から流出した蒸気は気水分離器１２０の外部を上昇する。
【００４０】
本発明による気水分離器１２０は、従来技術による沸騰水型原子炉及び改良型沸騰水型原子炉にそのまま適用可能であり、例えば（図１を用いて）説明したように、液滴の大部分を除去された蒸気は、蒸気乾燥器５０に流入する。
【００４１】
本実施形態の気水分離器１２０におけるスワラー１２３の詳細を図３に示す。スワラー１２３は、軸中心に位置するハブ１２４とその周囲に設置する複数の旋回羽根１２５で構成され、ディフューザ１２２の内部に設置されている。図３に示す旋回羽根は８枚であるがこの枚数に限定する必要はなく、単に６枚から８枚程度にするのが望ましい。ハブ１２４は、半球状の下端部１２４ａと円柱状の本体部１２４ｂと半球状の上端部１２４ｃで構成され、複数の旋回羽根１２５は円柱状の本体部１２４ｂの外周上とディフューザ１２２の内周上の間を渡すように設置されている。ここで本体部１２４ｂは正確な円柱状になくとも、例えばわずかにテーパーのついた逆円錐状にあってもよく、また半球状の上端部１２４ｃについてはなくてもよいし、後述するように円錐と半球で構成される流線形にしてもよい。
【００４２】
図４は第１段気水分離部１０１と仕切板１４０の詳細図であり、この図において、第１段内筒１２６と第１段外筒１２９の間の環状排水路に複数の仕切板１４０が円周方向に等しい間隔で設置されており、第１段内筒１２６の内壁を旋回しながら上昇し第１段ピックオフリング１２７で分離された液膜が環状排水路を流下する際に旋回方向が逆向きになるため、旋回流が仕切板１４０に衝突する際の圧力損失を低減するよう仕切板１４０の上端は旋回羽根１２５と逆方向に傾斜させてある。図示する仕切板１４０の枚数は１例であり、４枚に限定する必要はない。
【００４３】
本実施形態の特徴は、スワラー１２３がディフューザ１２２の内部に設置されていること、ハブ１２４が少なくとも半球状の下端部１２４ａと円柱状の本体部１２４ｂとで構成されて複数の旋回羽根１２５は円柱状の本体部１２４ｂに設置されていること、仕切板１４０の上端が旋回羽根１２５と逆方向に傾斜していることである。
【００４４】
以下に従来技術と対比して本実施形態の特徴と機能について説明する。まず、従来技術による気水分離器の詳細について説明する。
まず図５は従来技術による気水分離器２０の縦断面図である。この図において、蒸気と冷却水との混合流体は、上部プレナム８からシュラウドヘッド４に接続したスタンドパイプ２１に流入し、その途中位置に形成されたディフューザ２２内にハブ２４と複数の旋回羽根２５を固定設置して構成するスワラー２３を通過することで混合流体に遠心力が付与され、それによって第１段内筒２６内で比較的密度の高い冷却水が外周側に液膜となり、中心側の液滴を含む蒸気と分離される。分離された液膜の大部分は、第１段ピックオフリング２７、第１段環状板２８及び第１段外筒２９で除去・排水される。第１段ピックオフリング２７を通過した液膜は、第２段内筒３０に流入し、さらに残る遠心力により第２段ピックオフリング３１、第２段環状板３２及び第２段外筒３３で除去・排水され、第２段排水口３４から排出され、第１段外筒２９の外壁に沿って流下する。液滴を含む蒸気は、第２段ピックオフリング３１を通過するが、遠心力により液滴を第３段内筒３５に付着させ、第３段ピックオフリング３６、第３段環状板３７及び第３段外筒３８で除去・排水され、第３段排水口３９から排出され、第２段外筒３４の外壁に沿って流下する。このようにして、気水分離器２０に流入した冷却水の約９９％以上が分離・排水される。１％弱の冷却水は、液滴として蒸気に含まれて蒸気乾燥器５０に流入する。従来技術による気水分離器２０の気水分離性能は極めて高いが、圧力損失、特にスワラー２３の圧力損失が大きい。
【００４５】
ここで従来技術による改良型沸騰水型原子炉の構成と特徴は、従来技術による気水分離器を用いる以外は、基本的に図１に示した本発明による改良型沸騰水型原子炉と同様である。気水分離器２０から流出する蒸気に含まれる液滴は蒸気乾燥器５０で除去し、図１の蒸気乾燥器スカート１１と原子炉圧力容器１との間に排水される。蒸気乾燥器５０で液滴を除去した蒸気は主蒸気管９を経由して蒸気タービンに供給される。このようにして、蒸気乾燥器５０に流入した液滴の約９９％が除去される。つまり、気水分離器２０に流入した冷却水は、気水分離器２０で約百分の１に、蒸気乾燥器５０で約１万分の１まで低減される。主蒸気管９での湿分（蒸気に含まれる液滴の質量流量の割合）の制限値0.1％以下に対し、約0.01％と極めて良好な気水分離性能が実現されている。原子炉の炉心２で発生した蒸気を蒸気タービンに供給する沸騰水型原子炉においては、冷却水（液滴）に含まれる放射性物質を低減し、蒸気タービン系統の放射線レベルを低減するためにも、良好な気水分離性能の維持は極めて重要である。現在の蒸気乾燥器５０の液滴除去性能は極めて高いが、入口での液滴量に制限があり、気水分離器２０からの液滴量が大幅に増大すると対応できなくなる。
【００４６】
一方、電気料金の低減が強く求められており、燃料費が安く建設費が高い原子力発電プラントにおいては建設単価（建設費÷発電量）の大幅な低減が求められている。建設単価を低減する最も有効な手段は、炉心２の熱出力と発電量を増加することである。この場合、炉心２を冷却するために冷却水流量を増加する必要があり、熱出力増加により炉心２での蒸気発生量も増加する。従って、炉心２、上部プレナム８、気水分離器２０、ダウンカマ５、インターナルポンプ６、下部プレナム７の冷却水再循環経路の圧力損失が増加するため、再循環経路の全圧力損失の約２０％を占める気水分離器２０の圧力損失の低減が重要となる。炉心２の圧力損失が最も大きいが、炉心の圧力損失を低減すると冷却性能が低下するため、気水分離器２０の圧力損失を低減して炉心２の冷却水流量を増加し、冷却性能を向上して熱出力と発電量を増加する方が経済的に有利になる。
【００４７】
以上の従来技術における課題を以下で具体的に説明する。
まず改良型沸騰水型原子炉において、万一、再循環ポンプ（もしくはインターナルポンプ６）が停止しても、炉心２、上部プレナム８、気水分離器２０、ダウンカマ５、インターナルポンプ６、下部プレナム７を経由する冷却水の自然循環により炉心２の冷却が維持される。また、給水管１０から原子炉圧力容器１への給水が停止した場合には、補助給水系により冷却水が供給されるが、補助給水系が運転されるまで原子炉圧力容器１内の冷却水により炉心２の冷却が維持される。さらに、配管の破断などによる冷却材喪失事故を想定した場合でも、安全系による給水が開始されるまで原子炉圧力容器１内の冷却水により炉心２の冷却が維持される。すなわち、冷却水の自然循環と原子炉圧力容器１内の冷却水とが沸騰水型原子炉及び改良型沸騰水型原子炉の高い安全性を維持している。
【００４８】
原子炉圧力容器１内に必要な冷却水量を確保するために、図５に示した気水分離器２０のスタンドパイプ２１の径を細くし、ディフューザ２２によって流路面積を拡大している。スタンドパイプ２１の外部は蒸気を含まない冷却水のみに浸水している状態にあるが、スタンドパイプ２１の内部容積の約７０％が蒸気であり、冷却水の容積は約３０％しかない。従って、スタンドパイプ２１の径を太くすると事故時に原子炉圧力容器１内に貯留する冷却水量の減少が早くなり安全性が低下するか、もしくは同じ冷却水量を維持するには原子炉圧力容器１自体を大きくする必要があり経済性が悪化することになる。つまり、気水分離器２０のスタンドパイプ２１の径が細くディフューザ２２で流路面積を拡大することは、沸騰水型原子炉及び改良型沸騰水型原子炉の高い安全性と経済性を維持するための必須要件である。
【００４９】
一方、図６に示すように、気水分離器２０のスタンドパイプ２１とディフューザ２２のような（ａ）拡大管の他に、（ｂ）直管や（ｃ）縮小管の構成が考えられ、実開平８−１３６１号公報では（ｂ）直管、特開平４−３０１７９６号公報では（ｃ）縮小管が使用されている。気体容積比が約７０％と大きい場合には、図７に示すように、液体が壁面に集まり直管では壁面側で液体流量が大きくなることが知られている。また、蒸気より密度が大きい冷却水は流れ方向が変化しにくいため、縮小管では壁面側で液体流量が一層大きくなり、拡大管では壁面側で液体流量が低下する。図５に示した遠心分離型の気水分離器では、遠心力により密度と運動量が大きい冷却水を壁面側に集めて分離することから、縮小管が最も有利であり、拡大管が不利であることは明らかである。ディフューザ２２の上方に（ｂ）直管を延長しても図７の直管の流量分布にするにはその延長部分が直径の約５倍以上の長さが必要であり、第１段内筒２６と気水分離器２０の高さが高くなってしまい、ひいては原子炉圧力容器１の高さが高くなり経済性が悪化する。また、ディフューザ２２を設置する構成自体は気水分離器２０中の圧力損失の低減を目的としているものでもあるため、ディフューザ２２の上方に（ｃ）縮小管を接続すると、その圧力損失低減効果が減少してディフューザ２２を設置する意味がなくなる。そこで、従来技術による気水分離器２０では、以下のような工夫がなされている。
【００５０】
従来技術によるスワラー２３の部分詳細図を図８に示す。ハブ２４は半球状の下端部２４ａと逆円錐状の本体部２４ｂとで構成され、ハブ２４上端の直径が大きく、ディフューザ２２の傾斜角θｄよりハブ２４の傾斜角θｈの方が大きくなるよう形成することで、中央に集まりやすい冷却水を外周側に押し出す構成となっている。また、旋回羽根２５の形状の変化を図９に示す。横軸はハブ２４側の縁とデフューザ２２側の縁を展開した周方向位置を示し、縦軸は高さ方向位置を示す。まず図中の実線Ｃ1ｉ、Ｃ1ｏで示す従来技術の旋回羽根２５の形状について、ディフューザ２２より直径が小さいハブ２４側では展開した周方向位置が小さくなるため、旋回羽根２５の出口角度θ1iは外周側θ1oより小さくなることは明らかである。そこで、ハブ２４上端の直径を大きくして、ハブ２４側の出口角度θ1iと外周側の角度θ1oとの差を小さくし、冷却水が集まるハブ２４側においても十分な周方向流速と遠心力を付与できるようにしている。また、内筒２６、３０、３５、ピックオフリング２７、３１、３６、外筒２９、３３、３８を３段構成にすることで、気液混合流の運動エネルギーが比較的低い（付与できる遠心力が小さい）原子炉の起動時から、運動エネルギーの高い原子炉の通常運転までの広い流体条件範囲において、常に高い気水分離性能を維持できるようにしている。
【００５１】
従来技術による気水分離器２０の気水分離性能を図１０に示す。横軸は気水分離器２０の入口に流入する蒸気流量の相対値であり、縦軸は気水分離器２０出口、即ち蒸気乾燥器５０入口での蒸気に含まれる液滴流量の相対値である。そして図中の曲線ＬSは従来技術の蒸気乾燥器５０に対して流入できる蒸気流量と液滴流量の制限関係を示す曲線であり、曲線Ｌ1は上記説明した通常の構成にある従来技術の気水分離器２０において流入する蒸気流量と流出される液滴流量の関係からその気水分離性能を示す曲線である。
【００５２】
この図において、曲線ＬSが示すように蒸気流量が増加すると蒸気乾燥器５０に流入できる液滴流量の制限値が低くなり、この値を超えて蒸気乾燥器５０に液滴流量が流入すると蒸気乾燥器５０出口での液滴流量の要求値と蒸気タービンの健全性の維持が困難になる。
【００５３】
従来技術の気水分離器２０では、このような蒸気乾燥器５０の制限値に対しさらに安全率を掛けて余裕を持たせた上で最も効率良く運転できるよう設定した点を設計条件（図中の座標（１．０、１）の白点ＰC）とし、この条件に対応する流入蒸気流量と流出液滴流量を基準値として満たすよう設計されるものとなっている。
【００５４】
しかし、従来技術の気水分離器２０の気水分離性能は極めて高く、実際の運転条件が設計条件に対して大きく余裕がある（図中で曲線Ｌ1上にある黒点ＰOの運転条件が白点ＰCの設計条件よりも大きく下方に離れている）ため、基準の運転条件における蒸気流量（図中横軸の１．０）よりもその１．２倍まで増加させた蒸気流量での運転が可能であり、即ち炉心２の熱出力を増加させることができる。
【００５５】
一方、現在のニーズは気水分離器２０の圧力損失の低減である。気水分離性能は設計条件に対して大きく余裕があることから、気水分離器２０の圧力損失を低減させるためにスワラー２３を長くし、図９中の破線Ｃ2ｉ、Ｃ2ｏで示すように旋回羽根２５の出口角度θ2ｉ、θ2ｏとして減少し、周方向流速と遠心力を低下して圧力損失を低減させるよう構成する方法が考えられる。
【００５６】
しかしこの場合、図１０に示す気水分離性能は、同じく破線Ｌ2で示すように設計条件に近づく（図中では曲線Ｌ1が全体的に上方に移って設計条件と重なっている）ことになる。この場合、全蒸気流量範囲において液滴流量が増加することになり、この場合に設計条件と一致している運転条件から少しでも蒸気流量を増加すると蒸気乾燥器５０の制限を容易に越えることになるため、炉心２の出力増加には使用できないことになる。従って、上記原子力発電プラントの建設単価低減を目的として、気水分離器２０の圧力損失を低減させ、且つ炉心２の出力を増加させたい場合には、高い気水分離性能の維持、即ち気水分離器２０出口の液滴流量を低く維持させたまま、なお且つ圧力損失を低減させるといった相反する２つの要求を両立させるよう気水分離器２０を構成する必要がある。
【００５７】
本実施形態の気水分離器１２０は以上の課題を解決するものである。
まず始めに上部プレナム８内における気液混合蒸気には殆ど速度がなく、その保有するエネルギーはほとんどが高圧の圧力エネルギーとして蓄えられている。そして細管にあるスタンドパイプ２１に流入した時点で蒸気は気液混合流として加速され、さらにスワラー２３を通過して速度エネルギーが増加することにより、その分だけ圧力エネルギーが損失するものとなる。つまり従来技術による圧力損失の大部分は、スタンドパイプ２１とスワラー２３での加速損失であり、加速損失ΔPaは次式で表せる。
ΔPa = 0.5ρm [Ｖ2-Ｖin2] ≒ 0.5ρmＶ2               （式１）
ρmは流体の密度、Ｖはスワラー２３出口の平均流速、Ｖinは上部プレナム８内の流速であり、ＶinはＶと比較して十分小さく無視できる。
【００５８】
図１１は従来技術によるスワラー２３（ａ１、ａ２）と本発明によるスワラー１２３（ｂ１、ｂ２）を比較して説明する図である。この図において、スワラー２３、１２３出口の平均流速Ｖは、軸方向流速ＶZと周方向流速Ｖθとを直交成分として構成され、次式の関係が成立する。
Ｖ2＝ＶZ2＋Ｖθ2                                    （式２）
（式１）と（式２）より、次式が成立する。
ΔPa ≒ 0.5ρm (ＶZ2＋Ｖθ2)                      （式３）
加速損失ΔPaは、ディフューザ２２、１２２によって徐々に流路面積を拡大すれば圧力損失が小さくなり、その大部分を回復できる（つまり速度エネルギーを圧力エネルギーに再変換できる）ことは公知である。
【００５９】
従って、気水分離器の圧力損失の大部分を占めるスワラー出口での加速損失ΔPaを低減する方法として、以下の方法がある。
低減策１：ハブに流線形の上端部を設けて加速損失の一部を回復する。
低減策２：旋回羽根の出口角度θを小さくして周方向流速Ｖθを小さくする。
低減策３：ハブの直径を小さくして軸方向流速ＶZを小さくする。
上記の圧力損失の低減策にはいずれも以下の課題があり、従来技術には採用されていない。
【００６０】
低減策１：ハブ上端での後流渦の発生を防止して加速損失の一部を回復するには、図８において、逆円錐状にあるハブ２４の上部に同じ径の円筒状部品と円錐状部品と半球状部品で構成される流線形の上端部を接続し、円錐状部品の狭まり角度を小さくする必要がある。このように構成した場合、ハブの重量が３倍以上になる。従来技術によるハブ２４は軽量化するために中空構造にしてある。これは、図１に示すような改良型沸騰水型原子炉において、燃料交換時にはシュラウドヘッド４と気水分離器２０を取外し、燃料交換後に再設置を行う必要があるところ、上記ハブを含んだ気水分離器２０全体の重量が増加すると、シュラウドヘッド４が変形してしまい再設置が困難になるためである。従って、低減策１の実現には軽量化が必須条件になる。
【００６１】
低減策２：図９で説明したように、旋回羽根の出口角度θを小さくして周方向流速Ｖθを小さくすると、気水分離性能が大幅に低下する。
【００６２】
低減策３：図９で説明したように、ハブの直径を小さくすると、幾何的にはハブ側の出口角度θ1ｉが必然的に小さくなり、図７の拡大管に示したようにディフューザを持ち中心部に冷却水が集まりやすい気水分離器ではハブ側（中心部付近）での周方向流速と気水分離性能が低下する。従って、ハブ側での周方向流速と気水分離性能の確保が不可欠になる。
【００６３】
本発明では、気水分離性能を維持しつつ圧力損失を低減することを目的としていることから、低減策２は採用せず、低減策３を主案として低減策１を補助的に使用する方針としている。
【００６４】
ここで、図１１に示す流速ベクトル図を、ある旋回羽根の半径方向において平均的な値にある断面上のものとして、ハブ１２４の直径を小さくすることにより、周方向流速Ｖθを維持しつつ、軸方向流速をＶZ1＜ＶZ0として流速Ｖ1＜Ｖ0とし、圧力損失を低減できるよう旋回羽根を形成することは理論上明らかに可能である。しかし、このように圧力損失の低減を目的とした旋回羽根の構成を、従来技術にあるような半球状の下端部２４ａと逆円錐状の本体部２４ｂとで構成したハブ２４に適用しようとすると、ハブ２４下部の直径が過小であるため、厚みのある旋回羽根２５を物理的に設置できなくなるといったことの他、運動量の大きい冷却水は上方に直進しやすいため逆円錐状の本体部２４ｂに沿う流れと上方に直進する流れが合流することにより流体の流れが旋回羽根２５に追従するのを阻害する。従って、ハブの直径を小さくする場合には、本発明のように半球状の下端部１２４ａと円柱状の本体部１２４ｂでハブを構成し、旋回羽根１２５を本体部１２４ｂに設置することが必須条件になる。
【００６５】
図３に示したハブ１２４の直径ｄと第１段内筒１２６の直径Ｄとの比が圧力損失に及ぼす影響を図１２に示す。ハブ１２４に流線形の上端部を設けて加速損失の一部を回復する低減策１の効果（曲線ＬU）とハブの直径ｄを小さくして軸方向流速ＶZを小さくする低減策３の効果（曲線Ｌd）を分離して示している。図１２から明らかなように、ハブの直径ｄが小さくなるほど低減策１の効果が減少し、低減策３の効果が増大する。これは、ハブの直径ｄを小さくすると、ハブの上方に後流渦が発生しても渦が小さくなり圧力損失が小さくなるためである。ｄ／Ｄを0.25以下にすると、ハブの上方に発生する後流渦による圧力損失が無視できるようになり、流線形の上端部を設ける必要が無くなるため、ハブを中空にしなくても従来技術以下の重量にすることができる。従って、本発明においては、直径の比ｄ／Ｄを0.25以下にする。
ｄ／Ｄ≦0.25                              （式４）
一方、ハブの直径ｄを小さくし過ぎると、旋回羽根を設置できなくなる他、図９で説明したようにハブ側の出口角度θ1iと周方向流速が小さくなり、気水分離性能を維持できなくなる。ここで図１３はハブ側の周方向流速を示す説明図であり、従来技術に基づいて気水分離性能を維持するために必要な周方向流速を評価すると図中の破線ＬMに示すようになる。ハブ側の出口角度θ1iはハブの直径ｄに比例し、周方向流速は出口角度θ1ｉにほぼ比例するため、気水分離に必要な周方向流速を得るには直径の比ｄ／Ｄを0.33以上にする必要があり、（式４）との共通範囲がなくなる。従って、従来技術では、気水分離性能を維持するために直径の比ｄ／Ｄを大きくしていた。
【００６６】
そこで従来までは、気液混合流の流れが非常に複雑であるためにスワラー２３内部の流動の様子を解析することが非常に困難であったところ、近年の計算機の著しい発達により大規模な三次元解析が可能となり、詳細な流動状態を評価した結果、従来予想されていたより逆円錐状の本体部２４ｂ（図１１ａ２参照）により流体を外周方向に押し出す効果が小さいこと、出口角度が小さいハブ側では流動抵抗が小さいため流速が大きくなること、及び旋回羽根２５の内部での流体混合が大きいことから、図１３に実線ＬEで示すように実際にはハブ側でも大きな周方向流速が得られることが明らかになった。
【００６７】
この結果から、最低限必要とされる気水分離性能を得るための周方向流速の値を１．０として同図中の縦軸に取り、本発明では実線ＬEがこの１．０から上方にある範囲に対応するとして、つまり少なくとも必要最低限の気水分離性能が得られる範囲として、直径の比ｄ／Ｄを０．１３以上にする。
ｄ／Ｄ≧0.13                              （式５）
（式４）と（式５）より、本発明においては、ハブ１２４の直径ｄと第１段内筒１２６の直径Ｄの比ｄ／Ｄを以下の範囲にする。
0.13≦ｄ／Ｄ≦0.25                             （式６）
図１４に旋回羽根１２５の回転数φを、図１５に旋回羽根１２５の回転指標と周方向流速Ｖθとの関係を示す。図１４には旋回羽根を２枚のみ示してあるが、流体が旋回羽根１２５に沿って流出するようにするには一定以上の回転数φ（即ち、各旋回羽根の設置旋回角度）が必要であり、これは旋回羽根１２５の枚数Ｎにも依存する。流体を回転流出させるこれらの因子を１つの数値指標としてもとめたものを回転指標（φＮ0.85）とし、図１５はこういった旋回羽根１２５の回転指標を横軸にとったものである。縦軸は周方向流速の断面平均値Ｖθを示し、Ｖθ＝１は半径方向における断面平均量から計算した値である。実際には複雑な流速分布になるため、流速分布を積分平均した値は断面平均量から計算した値Ｖθ＝１とは異なり、回転数（即ち回転指標）が小さいと流体が旋回羽根１２５に追従せず１未満となり、適正な範囲では流体混合の効果により１以上となり、大きい範囲では壁面摩擦の影響により壁面で流速が低下するため１以下に低下する。十分な周方向流速を実現して気水分離性能を維持するには実際の周方向流速は期待値（Ｖθ＝１）以上とする必要があるが、回転指標を大きくすると旋回羽根１２５の物量が増加するため周方向流速の極大点（図中の曲線ＬRの極大点）が上限となる。従って、本発明においては、回転指標φＮ0.85を以下の範囲とする。
0.92≦φＮ0.85≦1.25                                （式７）
上述したように、気水分離性能には、ハブ１２４の直径ｄと本体部１２４ｂの形状及び上端部１２４ｃの形状、旋回羽根１２５の枚数Ｎと回転数φ、旋回羽根１２５の出口角度θ（平均値）とハブ側の出口角度θ1iなど多くの影響因子があり、これらの組合せを実験的に最適化することは極めて困難である。従来では気液混合流の三次元現象を詳細に解析することは計算機容量と数値安定性の観点から容易ではなかったが、近年これが可能となって詳細な挙動を評価できたことにより、合理的で適正な気水分離器の構造と仕様の範囲を特定できたものである。
【００６８】
図１６は直径の比ｄ／Ｄが０．２５で、回転指標が０．９５程度にある本実施形態の気水分離器１２０の気水分離性能を実線Ｌ3で示したものである。破線Ｌ1で示す従来技術の気水分離器より、広い蒸気流量の範囲でより少ない液滴流量を実現できることが明らかに分かる。従って、本発明によれば、このように気水分離性能を維持・向上しつつ、図１２に示すように圧力損失を大幅に低減可能とした気水分離器として構成されるものとなる。
【００６９】
次に、図４に示した仕切板１４０の効果について説明する。第１段ピックオフリング１２７により分離された液膜は、第１段環状板の誘導により仕切板１４０の上方まできた時点でもまだ大きな周方向流速を有しており、仕切板１４０がない場合には摩擦損失により周方向流速が徐々に低下するため周方向流速を有効に利用できないが、仕切板１４０を設けた場合には仕切板１４０により周方向流速が下方の排水方向に偏向されるため排水が促進される。しかし、このような効果も仕切板１４０の上端に傾斜がない場合には、流れが仕切板１４０に衝突することでエネルギーを損失するためあまり期待できないところ、仕切板１４０の上端を傾斜させて形成することで損失を最小限にして排水を促進でき、気水分離性能を向上させることができる。気水分離性能の向上分を旋回羽根１２５の出口角度θの減少に反映すれば、気水分離性能を維持して一層の圧力損失の低減が可能になる。
【００７０】
本発明による気水分離器１２０は沸騰水型原子炉及び改良型沸騰水型原子炉（図１参照）にそのまま適用でき、炉心2の出力を増加して経済性を向上することができる。運転中の原子炉においても、シュラウドヘッド４と気水分離器２０を一体で交換すれば、炉心２の出力を増加して経済性を向上することができる。
【００７１】
次に、図１７及び図１８を用いて本発明による第２実施形態の気水分離器を説明する。図１７は第２実施形態の気水分離器２２０の縦断面図、図１８はスワラー部２２３の詳細図である。第１実施形態と第２実施形態の主な相違点としては、第１実施形態においてスワラー１２３をデイフューザ１２２内部に設けているのに対し、第２実施形態においてはスワラー２２３を第1段内筒２２６の下部に設けている点があり、その他にもハブ２２４の上部に円錐と半球とで流線形に構成された上端部２２４ｃを設けている点、及び第1段ピックオフリング２２７の直径と第2段内筒２３０の直径を等しくしている点がある。
【００７２】
本実施形態の特徴は、ハブ２２４と複数の旋回羽根２２５で構成されるスワラー２２３を第1段内筒２２６の下部に設けていること、ハブ２２４に円錐と半球とで構成される流線形の上端部２２４ｃを設けていること、旋回羽根２２５の出口角度θを小さくしていること、及び第1段ピックオフリング２２７の直径と第2段内筒２３０の直径を等しくしていることである。
【００７３】
ハブ２２４の直径ｄと第１段内筒２２６の直径Ｄの比は第1実施形態と同様に0.13≦ｄ／Ｄ≦0.25の範囲であり、旋回羽根２２５の回転数φと枚数Ｎの関数である回転指標は第1実施形態と同様に0.92≦φＮ0.85≦1.25の範囲にしている。従って、第1実施形態と同等の効果を得ることができ、気水分離性能を維持しつつ圧力損失を大幅に低減することができる。ハブ２２４の直径ｄを小さくしているため、ハブ２２４の上端部２２４ｃを流線形とした効果は小さいが、図１２に示したように圧力損失を数％低減することができる。
【００７４】
また前述したように、加速損失ΔPaはディフューザ２２２によって徐々に流路面積を拡大すれば圧力損失が小さくなりその大部分を回復できることは公知であり、そのためディフューザ２２２通過後の流速が低い第１段内筒２２６の下部に圧力損失の大部分を占めるスワラー２２３を設置することで、流速の二乗に比例する圧力損失を一層低減することができる。
【００７５】
また遠心力は半径に逆比例することから、図５の従来技術や図２に示す第1実施形態のように第2段内筒１３０の直径を第1段ピックオフリング１２７の直径より大きくすると遠心力が低下して第2段気水分離部での気水分離性能が相対的に低下する。本実施形態においては、第2段内筒２３０の直径を第1段ピックオフリング２２７の直径と等しくすることにより遠心力の低下を防止し、第2段気水分離部での気水分離性能を向上している。したがって、旋回羽根２２５の出口角度θを小さくして第1段気水分離部での気水分離性能を低下しても第3段気水分離部までの気水分離性能を維持することができ、出口角度θの減少により圧力損失の一層の低減を実現することができる。第３段内筒２３５の直径を第２段ピックオフリング２３１の直径と等しくすることにより遠心力の低下を防止して第３段気水分離部での気水分離性能を向上することができるが、図１７から容易に推定できるように第3段ピックオフリング２３６の直径が過小となり、圧力損失が増加する。また、図５の従来技術や図２の第1実施形態と比較して、第2段内筒２３０と第2段外筒２３３及び第３段内筒２３５と第３段外筒２３８が小さくなり、気水分離器２２０の全体の重量を軽量化することができる。
【００７６】
【発明の効果】
本発明によれば、沸騰水型原子炉に配置する気水分離器において、従来技術では半球状の下端部と逆円錐状の本体部とでハブを構成して複数の旋回羽根を逆円錐状の本体部に設置しているためハブの上部直径が大きくなり旋回羽根の出口での流路面積が小さくなるのに対し、半球状の下端部と円柱状の本体部とでハブを構成して複数の旋回羽根を円柱状の本体部に設置することにより旋回羽根の出口での流路面積を拡大することができ、従来技術と同じ周方向流速にして高い気水分離性能を維持しつつ、従来技術より低い軸方向流速にすることができるため、流速の二乗に比例する圧力損失を大幅に低減することができる。
【００７７】
また本発明によれば、沸騰水型原子炉に配置する気水分離器において、同様に半球状の下端部と円柱状の本体部とでハブを構成して複数の旋回羽根を円柱状の本体部に設置することにより旋回羽根の出口での流路面積を拡大することができるため高い気水分離性能を維持しつつ圧力損失を大幅に低減することができ、さらに、圧力損失の大部分を占めるスワラーを流速が低い第１段内筒の下部に設置することにより流速の二乗に比例する圧力損失を一層低減することができる。
【００７８】
また本発明によれば、気水分離器を配置する沸騰水型原子炉において、上記いづれかの気水分離器を使用することにより高い気水分離性能を維持しつつ圧力損失を大幅に低減することができ、炉心の流量と出力を増加して経済性を向上した沸騰水型原子炉を実現することができる。また、運転中の原子炉の気水分離器を交換することにより炉心の出力を増加して経済性を向上することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】改良型沸騰水型原子炉の縦断面図である。
【図２】本発明の第1実施形態による気水分離器の縦断面図である。
【図３】本発明の第１実施形態によるスワラー部の上面図（図３ａ）と詳細縦断面図（図３ｂ）である。
【図４】本発明の第１実施形態による第1段気水分離部の横断面図（図４ａ）と縦断面図（図４ｂ、図４ｃ）である。
【図５】従来技術による気水分離器の縦断面である。
【図６】気水分離器の基本タイプを示す説明図である。
【図７】各基本タイプにおける液体流量の分布を示す説明図である。
【図８】従来技術によるスワラー部の詳細縦断面図である。
【図９】スワラー部の旋回羽根を周方向に展開した説明図である。
【図１０】従来技術による気水分離器の気水分離性能の説明図である。
【図１１】従来技術（図１１ａ１、ａ２）と本発明の第1実施形態（図１１ｂ１、ｂ２）によるスワラー部の比較説明図である。
【図１２】ハブの直径と圧力損失の関係を示す説明図である。
【図１３】ハブの直径とハブ側の周方向流速の関係を示す説明図である。
【図１４】本発明の第１実施形態による旋回羽根の回転数を示す説明図である。
【図１５】旋回羽根の回転指標と周方向流速の平均値の関係を示す説明図である。
【図１６】本発明の第1実施形態による気水分離器の気水分離性能を示す説明図である。
【図１７】本発明の第２実施形態による気水分離器の縦断面図である。
【図１８】本発明の第２実施形態によるスワラー部の詳細縦断面図である。
【符号の説明】
１  原子炉圧力容器
２  炉心
３  シュラウド
４  シュラウドヘッド
５  ダウンカマ
６  インターナルポンプ
７  下部プレナム
８  上部プレナム
９  主蒸気管
１０  給水管
１１  スカート
２０、１２０、２２０  気水分離器
２１、１２１、２２１  スタンドパイプ
２２、１２２、２２２  ディフューザ
２３、１２３、２２３  スワラー
２４、１２４、２２４  ハブ
２４ａ、１２４ａ、２２４ａ  ハブ下端部
２４ｂ、１２４ｂ、２２４ｂ  ハブ本体部
１２４ｃ  ハブ上端部（半球状）
２２４ｃ  ハブ上端部（流線形）
２５、１２５、２２５  旋回羽根
２６、１２６、２２６  第１段内筒
２７、１２７、２２７  第１段ピックオフリング
２８、１２８、２２８  第１段環状板
２９、１２９、２２９  第１段外筒
３０、１３０、２３０  第２段内筒
３１、１３１、２３１  第２段ピックオフリング
３２、１３２、２３２  第２段環状板
３３、１３３、２３３  第２段外筒
３４、１３４、２３４  第２段排水口
３５、１３５、２３５  第３段内筒
３６、１３６、２３６  第３段ピックオフリング
３７、１３７、２３７  第３段環状板
３８、１３８、２３８  第３段外筒
３９、１３９、２３９  第３段排水口
５０  蒸気乾燥器
１０１  第１段気水分離部
１０２  第２段気水分離部
１０３  第３段気水分離部
１４０  仕切板
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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