JPS60183595A - 沸騰水型原子力発電プラントの運転方法 - Google Patents
沸騰水型原子力発電プラントの運転方法Info
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- JPS60183595A JPS60183595A JP59039296A JP3929684A JPS60183595A JP S60183595 A JPS60183595 A JP S60183595A JP 59039296 A JP59039296 A JP 59039296A JP 3929684 A JP3929684 A JP 3929684A JP S60183595 A JPS60183595 A JP S60183595A
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- reactor
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- G21—NUCLEAR PHYSICS; NUCLEAR ENGINEERING
- G21C—NUCLEAR REACTORS
- G21C19/00—Arrangements for treating, for handling, or for facilitating the handling of, fuel or other materials which are used within the reactor, e.g. within its pressure vessel
- G21C19/28—Arrangements for introducing fluent material into the reactor core; Arrangements for removing fluent material from the reactor core
- G21C19/30—Arrangements for introducing fluent material into the reactor core; Arrangements for removing fluent material from the reactor core with continuous purification of circulating fluent material, e.g. by extraction of fission products deterioration or corrosion products, impurities, e.g. by cold traps
- G21C19/307—Arrangements for introducing fluent material into the reactor core; Arrangements for removing fluent material from the reactor core with continuous purification of circulating fluent material, e.g. by extraction of fission products deterioration or corrosion products, impurities, e.g. by cold traps specially adapted for liquids
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- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C23—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; CHEMICAL SURFACE TREATMENT; DIFFUSION TREATMENT OF METALLIC MATERIAL; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL
- C23F—NON-MECHANICAL REMOVAL OF METALLIC MATERIAL FROM SURFACE; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL; MULTI-STEP PROCESSES FOR SURFACE TREATMENT OF METALLIC MATERIAL INVOLVING AT LEAST ONE PROCESS PROVIDED FOR IN CLASS C23 AND AT LEAST ONE PROCESS COVERED BY SUBCLASS C21D OR C22F OR CLASS C25
- C23F15/00—Other methods of preventing corrosion or incrustation
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- G—PHYSICS
- G21—NUCLEAR PHYSICS; NUCLEAR ENGINEERING
- G21C—NUCLEAR REACTORS
- G21C19/00—Arrangements for treating, for handling, or for facilitating the handling of, fuel or other materials which are used within the reactor, e.g. within its pressure vessel
- G21C19/28—Arrangements for introducing fluent material into the reactor core; Arrangements for removing fluent material from the reactor core
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の利用分野〕
本発明は沸騰水型原子力発電プラント（以下ＢＷＲと略
記する）の−次系線量率上昇抑制に効果的な運転方法に
係り、特に、炉水を常に中性ないし弱アルカリ側に制御
することによって、燃料棒に付着したコバルト−６０の
溶出を抑制することによって炉水中のコバルト−６０濃
度、さらには−次系線量率を抑制を可能ならしむるに好
適な炉水水質を考慮した運転方法に関する。
記する）の−次系線量率上昇抑制に効果的な運転方法に
係り、特に、炉水を常に中性ないし弱アルカリ側に制御
することによって、燃料棒に付着したコバルト−６０の
溶出を抑制することによって炉水中のコバルト−６０濃
度、さらには−次系線量率を抑制を可能ならしむるに好
適な炉水水質を考慮した運転方法に関する。
ＢＷＲは基本的には直接サイクルを採用するの第１図は
ＢＷＲ−次冷却系主要機器と冷却系フローを示したもの
で、炉心で発生した熱を除去するため、原子炉圧力容器
７内の冷却水（以下炉水と称す）は再循環ポンプ２によ
って強制循環され、原子炉１で発生した蒸気は炉心上部
に設けられたセパレータおよびドライヤで湿分を除去し
たのちタービン３へ送られる。この蒸気の一部はクーピ
ン抽気としてとり出され、高圧および低圧ヒータ４の熱
源として使用されるが、他の大部分の蒸気は復水器５で
凝縮され水に戻る。復水は復水器内でほぼ完全に脱気さ
れ、この際、炉心での水の放射線分解により発生した酸
素及び水素もほぼ完全に除去される。
ＢＷＲ−次冷却系主要機器と冷却系フローを示したもの
で、炉心で発生した熱を除去するため、原子炉圧力容器
７内の冷却水（以下炉水と称す）は再循環ポンプ２によ
って強制循環され、原子炉１で発生した蒸気は炉心上部
に設けられたセパレータおよびドライヤで湿分を除去し
たのちタービン３へ送られる。この蒸気の一部はクーピ
ン抽気としてとり出され、高圧および低圧ヒータ４の熱
源として使用されるが、他の大部分の蒸気は復水器５で
凝縮され水に戻る。復水は復水器内でほぼ完全に脱気さ
れ、この際、炉心での水の放射線分解により発生した酸
素及び水素もほぼ完全に除去される。
復水は一般に多段の低圧および高圧ヒータで２００Ｃ近
くまで加熱され、再び原子炉に供給されるが、原子炉で
の放射性腐食生成物の生成を抑制するため、復水中の主
として金属不純物を除去し、高純度に維持することを目
的に、復水器と低圧ヒータの間に脱塩器などのイオン交
換樹脂漉過装置６ｆ：設け、復水全量をこの脱塩器で処
理する。
くまで加熱され、再び原子炉に供給されるが、原子炉で
の放射性腐食生成物の生成を抑制するため、復水中の主
として金属不純物を除去し、高純度に維持することを目
的に、復水器と低圧ヒータの間に脱塩器などのイオン交
換樹脂漉過装置６ｆ：設け、復水全量をこの脱塩器で処
理する。
ところで、−次系構造材の腐食によって生成する金属不
純物の発生量低減のため主要構造材には不銹鋼の使用が
原［ＩＪとなっている。また、炭素鋼製の原子炉圧力容
器７にはステンレス鋼の内面肉盛がなされ、炭素鋼が直
接炉水と接するのを防止している。かかる相料上の配慮
に加えて、炉水の一部を炉水浄化装置８によって浄化し
、炉水中に生成する極くわずかの金属不純物を積極的に
除去している。
純物の発生量低減のため主要構造材には不銹鋼の使用が
原［ＩＪとなっている。また、炭素鋼製の原子炉圧力容
器７にはステンレス鋼の内面肉盛がなされ、炭素鋼が直
接炉水と接するのを防止している。かかる相料上の配慮
に加えて、炉水の一部を炉水浄化装置８によって浄化し
、炉水中に生成する極くわずかの金属不純物を積極的に
除去している。
しかし、このような材料上および水質管理上の措置にも
かかわらず、炉水中での極くわずかな金属不純物の存在
は避けられず、特にコバルトは主として燃料棒表面にお
いて放射化され、コバルト−６０となりこれが炉水中の
放射能、さらには−次系・ｑ造材上に蓄積して一次系線
量率の原因となっている。
かかわらず、炉水中での極くわずかな金属不純物の存在
は避けられず、特にコバルトは主として燃料棒表面にお
いて放射化され、コバルト−６０となりこれが炉水中の
放射能、さらには−次系・ｑ造材上に蓄積して一次系線
量率の原因となっている。
軽水炉のもう一つのタイプである加圧水型原子力発電プ
ラント（以下ＰＷＲ，と略記する）では、炉水中に薬液
を注入し、炉水中の溶存酸素濃度ならびにｌ）Ｈを９以
上に調整することによって、構造材の腐食抑制対策を行
っている。
ラント（以下ＰＷＲ，と略記する）では、炉水中に薬液
を注入し、炉水中の溶存酸素濃度ならびにｌ）Ｈを９以
上に調整することによって、構造材の腐食抑制対策を行
っている。
第２図はＰＷＲ，−次系および二次系主要機器と冷却系
フローを示したもので、炉心で発生した熱は二次系との
接点である蒸気発生器９で二次系に伝達することにより
除去する。−次系は完全に閉ループを形成するため、先
に示した薬液注入においても系外への薬液の流出はなく
、薬液の消耗は少ない。しかし、−次系内でのトリチウ
ム生成を抑制するため、［）Ｈ調整のため高価な高濃度
の’ＬｉＯＨを使用するため、この減少を抑制するため
一次系浄化系の容器をＢＷＲの１７１０以下に抑制する
。この結果、生成した金属不純物の除去効果は小さく、
金属不純物の生成抑制と除去効果の抑制とがあいまって
、総合的にけＰＷＲ−次系での放射性腐食生成物濃度は
ＢＷＲ，に比べて高くなっている。
フローを示したもので、炉心で発生した熱は二次系との
接点である蒸気発生器９で二次系に伝達することにより
除去する。−次系は完全に閉ループを形成するため、先
に示した薬液注入においても系外への薬液の流出はなく
、薬液の消耗は少ない。しかし、−次系内でのトリチウ
ム生成を抑制するため、［）Ｈ調整のため高価な高濃度
の’ＬｉＯＨを使用するため、この減少を抑制するため
一次系浄化系の容器をＢＷＲの１７１０以下に抑制する
。この結果、生成した金属不純物の除去効果は小さく、
金属不純物の生成抑制と除去効果の抑制とがあいまって
、総合的にけＰＷＲ−次系での放射性腐食生成物濃度は
ＢＷＲ，に比べて高くなっている。
ＢＷＦＬにおいて、Ｐ’ＷＲと同様に薬液を注入して一
次系構造材の腐食抑制をはかろうとすると主としてター
ビン系において三つの問題を生ずる。
次系構造材の腐食抑制をはかろうとすると主としてター
ビン系において三つの問題を生ずる。
すなわち、注入した薬液の一部が蒸気に同伴し、この結
果この損失量を補うために大量の薬液添加が必要となシ
、注入設備の大規模化と大量の薬液準備が必要となる。
果この損失量を補うために大量の薬液添加が必要となシ
、注入設備の大規模化と大量の薬液準備が必要となる。
また、蒸気に同伴した薬液によるタービンブレードなど
機器へのアタックが新たな損傷を生ぜしめる。さらに、
２４Ｎａなどアルカリ金属の放射化物がタービン系の枚
射能汚染の卸、因となる。
機器へのアタックが新たな損傷を生ぜしめる。さらに、
２４Ｎａなどアルカリ金属の放射化物がタービン系の枚
射能汚染の卸、因となる。
このため、先に示したようにＢＷＲでは炉水を薬品無添
加で、中性純水として管理しているが、例えばイオン交
換樹脂の如く、有機不純物が混入した場合には、ｐＨが
酸性側にずれ、構造材にとって好ましくない環境となる
。
加で、中性純水として管理しているが、例えばイオン交
換樹脂の如く、有機不純物が混入した場合には、ｐＨが
酸性側にずれ、構造材にとって好ましくない環境となる
。
ところで、本発明者らは種々の研究によって、次のよう
な全く新しい知見を得だ。即ち、炉水のｐＨが酸性側に
シフトすると、燃料棒表面に付着した放射性腐食生成物
の炉水への溶解度が増大し、その結果炉水中の放射性腐
食生成物濃度が上昇しこれが一次系機器、あるいは配管
に蓄積して原子炉停止時の線量率上昇の原因となってい
ることを発見した。
な全く新しい知見を得だ。即ち、炉水のｐＨが酸性側に
シフトすると、燃料棒表面に付着した放射性腐食生成物
の炉水への溶解度が増大し、その結果炉水中の放射性腐
食生成物濃度が上昇しこれが一次系機器、あるいは配管
に蓄積して原子炉停止時の線量率上昇の原因となってい
ることを発見した。
本発明の目的は、ＢＷＲにおいて、タービン系への放射
化の影響なしに、−次系情造材の腐食抑制と線量率上昇
の抑制を可能とするＢＷＲの運転方法を提供することに
ある。
化の影響なしに、−次系情造材の腐食抑制と線量率上昇
の抑制を可能とするＢＷＲの運転方法を提供することに
ある。
本発明者らは、構造材の防食ではなく、線量率上昇抑制
を目的として、コバルトフェライトからのコバルト溶出
速度のｐ Ｈ依存性について研究を行い、前述の新しい
知見を得、これに基づいて本方法を見出すことに成功し
たものである。
を目的として、コバルトフェライトからのコバルト溶出
速度のｐ Ｈ依存性について研究を行い、前述の新しい
知見を得、これに基づいて本方法を見出すことに成功し
たものである。
本発明の沸騰水型原子力発電プラント運転方法は１，１
■子炉、該原子炉で発生し７た蒸気により駆動されるタ
ービン発電機、復水器、イオン交換樹脂による漉過装置
及び給水加熱器を主たる構成要素として順次含む循環系
統を有する沸騰水型原子力発電プラントを運転するに当
り、原子炉冷却水中のｐＨが７．０−８．５の範囲とな
るように、アルカリを注入し、燃料棒に付着した放射性
腐食生成物の該炉水への溶出を抑制しながら定格運転す
ることを特徴とする。主成分であるＦ ６２ ＋ 、
Ｎ ｉ、 ２ ”。
■子炉、該原子炉で発生し７た蒸気により駆動されるタ
ービン発電機、復水器、イオン交換樹脂による漉過装置
及び給水加熱器を主たる構成要素として順次含む循環系
統を有する沸騰水型原子力発電プラントを運転するに当
り、原子炉冷却水中のｐＨが７．０−８．５の範囲とな
るように、アルカリを注入し、燃料棒に付着した放射性
腐食生成物の該炉水への溶出を抑制しながら定格運転す
ることを特徴とする。主成分であるＦ ６２ ＋ 、
Ｎ ｉ、 ２ ”。
Ｃｏ２＋など２価の金属イオンとの親和力の差によって
、ＮａＯＨが放出される実験事実に基づく、連続アルカ
リ添加法を提案するものである。
、ＮａＯＨが放出される実験事実に基づく、連続アルカ
リ添加法を提案するものである。
以下、本発明の一実施例を第３図により説明する。給水
系１１を通して原子炉圧力容器７へ持ちこまれた腐食生
成物は原子炉１の燃料棒表面に付着し、ここで放射化さ
れ、コバルト−６０など放射性腐食生成物に変換し、こ
の放射性腐食生成物の一部が再び炉水中に溶出して、炉
水中を移動し、再循環ポンプ２などのような原子炉格納
容器１２内の再循環系１３の機器や配管に付着蓄積して
線量率上昇の原因となる。
系１１を通して原子炉圧力容器７へ持ちこまれた腐食生
成物は原子炉１の燃料棒表面に付着し、ここで放射化さ
れ、コバルト−６０など放射性腐食生成物に変換し、こ
の放射性腐食生成物の一部が再び炉水中に溶出して、炉
水中を移動し、再循環ポンプ２などのような原子炉格納
容器１２内の再循環系１３の機器や配管に付着蓄積して
線量率上昇の原因となる。
燃料棒表面での腐食生成物は酸化鉄を主成分とするいわ
ゆるクラッドで、化学形態としてばα−Ｆｅ２０！すな
わちヘマタイトが主である１、ニッケル、コバルトなど
の微量成分はへマタイトに吸着され、ニッケルフェライ
ト、コバルトフェライトを形成している。第４図は平均
１μｍのコバルトフェライトからのコバルトの溶出速度
（μｇ／ｇ −ｈ ）のｐＨ依存性を示したものである
。ｐＨが低下すると、すなわち、酸性側になると、コバ
ルト溶出速度は急激に増大することが判る。第５図は第
４図に示したコバルトフェライトからのコバルト溶出速
度のｐＨ依存性に基づいて計算した炉水中のコバルト−
６０濃度である。先に示したようにコバルト−６０の主
発生源は燃料棒表面で有り、コバルト溶出量の著しい変
動にもかかわらず溶出速度そのものは燃料棒上に保有さ
れるコバルト−６０の総量を変えるには小さくその結果
コバルト−６０総量はほぼ一定に保持されるため、炉水
中のコバルト−６０の濃度は燃料棒からのコバルト−６
０の溶出量すなわち、コバルトフェライトかう＋７）コ
バルト溶出量に比例する。
ゆるクラッドで、化学形態としてばα−Ｆｅ２０！すな
わちヘマタイトが主である１、ニッケル、コバルトなど
の微量成分はへマタイトに吸着され、ニッケルフェライ
ト、コバルトフェライトを形成している。第４図は平均
１μｍのコバルトフェライトからのコバルトの溶出速度
（μｇ／ｇ −ｈ ）のｐＨ依存性を示したものである
。ｐＨが低下すると、すなわち、酸性側になると、コバ
ルト溶出速度は急激に増大することが判る。第５図は第
４図に示したコバルトフェライトからのコバルト溶出速
度のｐＨ依存性に基づいて計算した炉水中のコバルト−
６０濃度である。先に示したようにコバルト−６０の主
発生源は燃料棒表面で有り、コバルト溶出量の著しい変
動にもかかわらず溶出速度そのものは燃料棒上に保有さ
れるコバルト−６０の総量を変えるには小さくその結果
コバルト−６０総量はほぼ一定に保持されるため、炉水
中のコバルト−６０の濃度は燃料棒からのコバルト−６
０の溶出量すなわち、コバルトフェライトかう＋７）コ
バルト溶出量に比例する。
第５図に示すように、炉水のｐＨが中性から酸性側にず
れると、すなわちｐ Ｈ７よりも小さくなると炉水中の
コバルト−６０濃度は急激に増大するが、逆にｐＨがア
ルカリ側にずれると、すなわちｐＨ７以上になるとコバ
ルト−６０濃度は著しく減少する。
れると、すなわちｐ Ｈ７よりも小さくなると炉水中の
コバルト−６０濃度は急激に増大するが、逆にｐＨがア
ルカリ側にずれると、すなわちｐＨ７以上になるとコバ
ルト−６０濃度は著しく減少する。
第３図において、アルカリ薬液注入系１４より炉水中に
ＮａＯＨなどの不揮発性のアルカリを注入することによ
って、炉水中のｐＨを調整する。この場合、炉水中のｐ
Ｈは注入されたアルカリの注大量によって決まるが、注
入されたアルカリは一部が炉浄化系８で除去され、一部
が主蒸気系１５かもタービン３へ蒸気に同伴されて炉水
から除去され、さらに一部が一次系の機器配管に吸着さ
れて除去される。
ＮａＯＨなどの不揮発性のアルカリを注入することによ
って、炉水中のｐＨを調整する。この場合、炉水中のｐ
Ｈは注入されたアルカリの注大量によって決まるが、注
入されたアルカリは一部が炉浄化系８で除去され、一部
が主蒸気系１５かもタービン３へ蒸気に同伴されて炉水
から除去され、さらに一部が一次系の機器配管に吸着さ
れて除去される。
一般に、不揮発性のアルカリは、上記３つの除去機構の
うち、炉浄化系によって除去されるのが主である。アル
カリ注入量をＳ（ｍｏｔ／ｈ）、炉水中のアルカ’Ｊ
濃ｇ Ｃ（ｍ ｏ ｌ ／ ｔ ） 、炉水の比重量γ
（Ｋｐ／ｌ）炉浄化系の流量Ｇ、（Ｋ９／ｈχ炉浄化系
でのアルカリ除去率ε（−）、主蒸気流と、炉水中のア
ルカリ濃度は次式でめられる。
うち、炉浄化系によって除去されるのが主である。アル
カリ注入量をＳ（ｍｏｔ／ｈ）、炉水中のアルカ’Ｊ
濃ｇ Ｃ（ｍ ｏ ｌ ／ ｔ ） 、炉水の比重量γ
（Ｋｐ／ｌ）炉浄化系の流量Ｇ、（Ｋ９／ｈχ炉浄化系
でのアルカリ除去率ε（−）、主蒸気流と、炉水中のア
ルカリ濃度は次式でめられる。
不揮発性アルカリ、例えばＮａＯＨではψＧｃ＞漕Ｇ５
．β 一方、揮発性アルカリ、例えばＮＩ（４０Ｈでは一７Ｇ
、 ＞〉杼Ｇｌｌ Ｈβ となる。εＧ３は一般に、プラントでの炉水中金属不純
物除去の目標性能で決められるものである。
．β 一方、揮発性アルカリ、例えばＮＩ（４０Ｈでは一７Ｇ
、 ＞〉杼Ｇｌｌ Ｈβ となる。εＧ３は一般に、プラントでの炉水中金属不純
物除去の目標性能で決められるものである。
このように、揮発性アルカリ添加の場合は、蒸気へのア
ルカリキャリオーバの結果、炉水中でのｐＨすなわち、
アルカリ濃度を一定に保つためには、不揮発性アルカリ
添加の場合に比べて、注入量の大巾槽を寸ね〈。従って
、添加するアルカリとしては揮発性よりも不揮発性のほ
うが好しい。
ルカリキャリオーバの結果、炉水中でのｐＨすなわち、
アルカリ濃度を一定に保つためには、不揮発性アルカリ
添加の場合に比べて、注入量の大巾槽を寸ね〈。従って
、添加するアルカリとしては揮発性よりも不揮発性のほ
うが好しい。
不揮発性アルカリとしてｉｌ″ｉ：ＮａＯＨ，ＬｉＯＨ
のようなアルカリ金属水酸化物Ｃａ （ＯＨ）のような
アルカリ土類金属水酸化物、その他、有機アルカリなど
がある。有機アルカリは、原子炉での放射線分解によっ
て、消失しやすく水酸化アルカリ土類金属は不溶性の不
純物を形成し、主として燃料棒に付着しやすく、一方、
アルカリ金属水酸化物は高温、かつ放射線照射下でも安
定で最も取扱いやすい。以下、’ ＮａＯＨ添加につい
て、添加量とｐＨの相関について示す。炉水中のＮａＯ
Ｈ濃度Ｃ（ｍｏ４／ｊ）と［）Ｈ指示値Ｈ（−）は次式
で示される。
のようなアルカリ金属水酸化物Ｃａ （ＯＨ）のような
アルカリ土類金属水酸化物、その他、有機アルカリなど
がある。有機アルカリは、原子炉での放射線分解によっ
て、消失しやすく水酸化アルカリ土類金属は不溶性の不
純物を形成し、主として燃料棒に付着しやすく、一方、
アルカリ金属水酸化物は高温、かつ放射線照射下でも安
定で最も取扱いやすい。以下、’ ＮａＯＨ添加につい
て、添加量とｐＨの相関について示す。炉水中のＮａＯ
Ｈ濃度Ｃ（ｍｏ４／ｊ）と［）Ｈ指示値Ｈ（−）は次式
で示される。
Ｈ＝４ｏｇ（（Ｃ＋１０−”）１０”）＝１４＋４ｏｇ
（Ｃ＋１０−’）・・・・・・（２） 標準型のＪ３Ｗ几（ＭＷｅ）で１、炉浄化系流量Ｇは約
１００ｔ／ｈであり、浄化系でのＮａＯＨ除去効率を１
００ｆ）とすると、ＮａＯＨ注入量とｐＨの相関は第６
図で示される通りとなる。
（Ｃ＋１０−’）・・・・・・（２） 標準型のＪ３Ｗ几（ＭＷｅ）で１、炉浄化系流量Ｇは約
１００ｔ／ｈであり、浄化系でのＮａＯＨ除去効率を１
００ｆ）とすると、ＮａＯＨ注入量とｐＨの相関は第６
図で示される通りとなる。
主蒸気へのキャリオーツ（は、ＮａＯＨのマスノくラン
スから考えると無視しつるが、タービン側から見ると必
ずしも好ましいものではない。特に、Ｎａの場合炉内で
の放射化によって２４ Ｎ ａ （生成期１５ｈ）を生
成するため、炉水中のＮａＯＨ濃度が高まるとキャリオ
ーバ量は濃度に比例して増大する。不揮発成分のキャリ
オーバ率の上限値を用いて復水中の”Ｎａ濃度とｐＨの
関係を第７図に示す。Ｎａ添加の場合、ｐＨを８．５よ
りも高くすると復水の放射能が炉水レベル１０−４μＣ
ｉ Ａｎｌにも達するため、ｐＨは必要以上に大きくす
ることは復水の放射能管理上好しくない。
スから考えると無視しつるが、タービン側から見ると必
ずしも好ましいものではない。特に、Ｎａの場合炉内で
の放射化によって２４ Ｎ ａ （生成期１５ｈ）を生
成するため、炉水中のＮａＯＨ濃度が高まるとキャリオ
ーバ量は濃度に比例して増大する。不揮発成分のキャリ
オーバ率の上限値を用いて復水中の”Ｎａ濃度とｐＨの
関係を第７図に示す。Ｎａ添加の場合、ｐＨを８．５よ
りも高くすると復水の放射能が炉水レベル１０−４μＣ
ｉ Ａｎｌにも達するため、ｐＨは必要以上に大きくす
ることは復水の放射能管理上好しくない。
従って、−次系線量率の上昇抑制という観点より、炉水
のｐＨ１ｆ７〜８．５に保つことが、全システムの保善
のために重要である。炉水のｐ Ｈを上記範囲に保持す
ることによって、復水の放射能レベルを増大させること
なく、燃料棒からのコバルト−６０の溶出抑制が可能と
なり、この結果、炉水のコバルト−Ｇ０濃度さらには一
次系機器配管、表面線量率の低減が可能である。特に望
ましい範囲は［） Ｈ７，５〜８．０の範囲である。
のｐＨ１ｆ７〜８．５に保つことが、全システムの保善
のために重要である。炉水のｐ Ｈを上記範囲に保持す
ることによって、復水の放射能レベルを増大させること
なく、燃料棒からのコバルト−６０の溶出抑制が可能と
なり、この結果、炉水のコバルト−Ｇ０濃度さらには一
次系機器配管、表面線量率の低減が可能である。特に望
ましい範囲は［） Ｈ７，５〜８．０の範囲である。
ＮａＯＨ添加の場合、炉水の２４ Ｎ ａ濃度と炉水ｐ
）（との間に第７図に示すような相関関係がある。
）（との間に第７図に示すような相関関係がある。
この相関関係は、原子炉での平均熱中性子束φ（ｎ／ｃ
ｒｎ２・Ｓ ）、”Ｎａの熱中性子断面績δ（ｔｙ！１
２）、即子炉での冷却水保有量ＶＣ（Ｋり）、再循環系
を含む一次系での冷却水保有量ｖ ｐ （Ｋａ、 ）、
”Ｎａの崩壊定数λ（ｈ−’）を用いると、次式で示さ
れる。
ｒｎ２・Ｓ ）、”Ｎａの熱中性子断面績δ（ｔｙ！１
２）、即子炉での冷却水保有量ＶＣ（Ｋり）、再循環系
を含む一次系での冷却水保有量ｖ ｐ （Ｋａ、 ）、
”Ｎａの崩壊定数λ（ｈ−’）を用いると、次式で示さ
れる。
Ａ＝２Ｘ１０”δφ（λＶｃ ／Ｇ−） Ｃ・” −（
３）ここに、Ａは脱水中の２４Ｎａｉ度（μＣｉ ／ｍ
／Ｓ）また、（２）式および（３）式よシ、”Ｎａ濃度
とｐＨの相関より、”Ｎａ導度をモニタすることにより
、炉水ｐＨの把握が可能となる。
３）ここに、Ａは脱水中の２４Ｎａｉ度（μＣｉ ／ｍ
／Ｓ）また、（２）式および（３）式よシ、”Ｎａ濃度
とｐＨの相関より、”Ｎａ導度をモニタすることにより
、炉水ｐＨの把握が可能となる。
アルカリの添加による炉水のｐ ＨＯ別の調整法を第８
図により説明する。
図により説明する。
本実施例によれば漉過装置である復水脱塩器６にＲ（５
ＯａＨ） ２で示されるカチオン交換樹脂を充填する。
ＯａＨ） ２で示されるカチオン交換樹脂を充填する。
さらにこのカチオン交換樹脂の一部をＮａで代表される
アルカリ金属で置換しておく。
アルカリ金属で置換しておく。
こうすることにより、本カチオン交換樹脂がＦｅ＋２で
代表されるカチオンイオンとイオン交換すると以下の反
応により、アルカリを放出する。
代表されるカチオンイオンとイオン交換すると以下の反
応により、アルカリを放出する。
すなわち、通常のカチオン交換樹脂では、Ｔ％ （８０
３川２＋Ｆ ｅ （ＯＨ） ２ ＝Ｒ（１８０３）２Ｆ
ｅ＋２ＨｆｆＮａ置換型カチオン交換樹脂では、 Ｒｒ （ＳＯ３Ｎａ ）２ ＋Ｆｅ （０Ｈ）２−Ｇ−
（Ｓｏ ３ ） ２ Ｆｅ＋２ＮａＯＨ力チオン交換樹
脂全体に対するＮａ置換型カチオン交換樹脂の割合をＸ
とすると、本実施例の復水脱塩器出口から漏出するＮａ
ＯＨの濃度ＣＮ。
３川２＋Ｆ ｅ （ＯＨ） ２ ＝Ｒ（１８０３）２Ｆ
ｅ＋２ＨｆｆＮａ置換型カチオン交換樹脂では、 Ｒｒ （ＳＯ３Ｎａ ）２ ＋Ｆｅ （０Ｈ）２−Ｇ−
（Ｓｏ ３ ） ２ Ｆｅ＋２ＮａＯＨ力チオン交換樹
脂全体に対するＮａ置換型カチオン交換樹脂の割合をＸ
とすると、本実施例の復水脱塩器出口から漏出するＮａ
ＯＨの濃度ＣＮ。
（ｍ ｏ ｔ ／ ｔＩは以下の式でめられる。
Ｃｘｓ ＝＝４×ｌＱ−’ｇｓ ｘｃｒ＊ ＋＋−−−
−［４）ここに： ＣＦ６は復水中のＦｅ＊″を代表と
するカチオン濃度（ｐｐｂ）、ｇけ生成したＮａＯＨが
カチオン交換樹脂にトラップされず樹脂層を通過する確
率（−）である。εはカチオン交換樹脂の性状によって
異なるが〜０．１と推定される。
−［４）ここに： ＣＦ６は復水中のＦｅ＊″を代表と
するカチオン濃度（ｐｐｂ）、ｇけ生成したＮａＯＨが
カチオン交換樹脂にトラップされず樹脂層を通過する確
率（−）である。εはカチオン交換樹脂の性状によって
異なるが〜０．１と推定される。
カチオン＃度が一定の場合、炉水ｐ１−１は次式の相関
関係を用いて、Ｎａ置換型カチオン樹脂の混合比Ｘを制
御することにより任意の値に制御できる。すなわち、 Ｓ二〇ｆＣＮ１．．１１１．（５） Ｃ＝Ｓ／ ｔ Ｇｃ −−＋６） Ｈ＝１４＋Ｌｏ ｇ （Ｃ＋１０−７） ・・−−（７
）展望的なりＷＲ粂件では、ＧＣ１０ｔ −０，０２，
ＣＦ−１，０，ε〜０．１である。この場合のｘｌ！：
Ｈの相関を第９図に示す。
関係を用いて、Ｎａ置換型カチオン樹脂の混合比Ｘを制
御することにより任意の値に制御できる。すなわち、 Ｓ二〇ｆＣＮ１．．１１１．（５） Ｃ＝Ｓ／ ｔ Ｇｃ −−＋６） Ｈ＝１４＋Ｌｏ ｇ （Ｃ＋１０−７） ・・−−（７
）展望的なりＷＲ粂件では、ＧＣ１０ｔ −０，０２，
ＣＦ−１，０，ε〜０．１である。この場合のｘｌ！：
Ｈの相関を第９図に示す。
先に示した目標とするｐＨニア、０〜８．５を維持する
ためには、好ましくはＮａ置換型カチオン交換樹脂の混
合比Ｘ（後述の式（８）に示す）を０．１〜０．５の間
に設定することによって、アルカリ注入のための装置の
改良なくして、しかも、連続的に行なうことができる。
ためには、好ましくはＮａ置換型カチオン交換樹脂の混
合比Ｘ（後述の式（８）に示す）を０．１〜０．５の間
に設定することによって、アルカリ注入のための装置の
改良なくして、しかも、連続的に行なうことができる。
まだ、復水中のカチオンイオン濃度ＣＦ、の変動に対し
ては、Ｎａ型カチオン交換樹脂の混合比を袈ナーること
によって、一定のｐＨ１ｌＳ整が可能である。また、先
に示した炉水中の２４ Ｎ ａレベルを一定に保つこと
によって、ｐＨ全一定に調整することが可能である。
ては、Ｎａ型カチオン交換樹脂の混合比を袈ナーること
によって、一定のｐＨ１ｌＳ整が可能である。また、先
に示した炉水中の２４ Ｎ ａレベルを一定に保つこと
によって、ｐＨ全一定に調整することが可能である。
次に、カチオン樹脂の一部をＮａ置換型にするために好
適な実施例を示す。通常復水脱塩器はカチオン交換樹脂
とアニオン交換樹脂を混合して用いられ、そしてイオン
交換能力回復のための再生処理は、通常、カチオン交換
樹脂とアニオン交換樹脂を比重差で分離し、カチオン交
換樹脂はＨ２Ｓ ０４、アニオン交換樹脂はＮａＯＨに
より化学再生する。第１０図は本実施例を模式的に示し
たもので、復水脱塩器２１の混合イオン交換樹脂をアニ
オンカチオン分離塔２２へ移送し、両者を比重差を用い
て分離し、アニオン交換樹脂をアニオン交換樹脂再生塔
２３へ、カチオン交換樹脂をカチオン交換樹脂再生塔２
４へ送や、各々をＮａＯＨとＮｚ５Ｏ＜で化学再生する
。この際の再生反応は以下の通りである。
適な実施例を示す。通常復水脱塩器はカチオン交換樹脂
とアニオン交換樹脂を混合して用いられ、そしてイオン
交換能力回復のための再生処理は、通常、カチオン交換
樹脂とアニオン交換樹脂を比重差で分離し、カチオン交
換樹脂はＨ２Ｓ ０４、アニオン交換樹脂はＮａＯＨに
より化学再生する。第１０図は本実施例を模式的に示し
たもので、復水脱塩器２１の混合イオン交換樹脂をアニ
オンカチオン分離塔２２へ移送し、両者を比重差を用い
て分離し、アニオン交換樹脂をアニオン交換樹脂再生塔
２３へ、カチオン交換樹脂をカチオン交換樹脂再生塔２
４へ送や、各々をＮａＯＨとＮｚ５Ｏ＜で化学再生する
。この際の再生反応は以下の通りである。
カチオン塔では
Ｒ（Ｓ０３）２ Ｆｅ＋ＨｚＳＯ４″：Ｒ（ＳＯ３Ｍ）
２十Ｆｅ５ＯＪ本反応は通常右から左へ進行するもので
あるが、約ＩＮのＩ：（２Ｓ ０４ を用いることによ
って左から右への進行が可能であり、これによって樹脂
にトラップされたカチオンは硫酸塩として放出される。
２十Ｆｅ５ＯＪ本反応は通常右から左へ進行するもので
あるが、約ＩＮのＩ：（２Ｓ ０４ を用いることによ
って左から右への進行が可能であり、これによって樹脂
にトラップされたカチオンは硫酸塩として放出される。
アニオンカチオン分離塔でのアニオン交換樹脂とカチオ
ン交換樹脂の分離では先に述べたように両者の比重差を
利用し、比重の大きなカチオン交換樹脂を分離塔の底部
エリ比重の小さなアニオン交換樹脂を分離器の中央部に
設けた分離レベル２５にあるノズル２６から取り出す。
ン交換樹脂の分離では先に述べたように両者の比重差を
利用し、比重の大きなカチオン交換樹脂を分離塔の底部
エリ比重の小さなアニオン交換樹脂を分離器の中央部に
設けた分離レベル２５にあるノズル２６から取り出す。
分離レベル２５はプラント毎に異なシ、アニオン交換樹
脂とカチオン交換樹脂の混合比設定値によって底部に近
く、あるいは頂部に近くに適宜選択し設けられる。本実
施例においては、その混合比設定値ｙ（ｈチオン樹脂に
対するアニオン樹脂子＆侶比）に対し、体積において過
剰のｙ′の混合比となるように両者を混合しておく。そ
の結果、分離では底部から１００％のカチオン交換樹脂
が、分離レベルからはアニオン樹脂とカチオン交換樹脂
の混合物が各各取出され、アニオン交換樹脂再生塔にお
いては、ＮａＯＨによって再生が行われる。この堅、ア
ニオン交換樹脂再生塔でのカチオン交換樹脂の再生は次
のようになる。
脂とカチオン交換樹脂の混合比設定値によって底部に近
く、あるいは頂部に近くに適宜選択し設けられる。本実
施例においては、その混合比設定値ｙ（ｈチオン樹脂に
対するアニオン樹脂子＆侶比）に対し、体積において過
剰のｙ′の混合比となるように両者を混合しておく。そ
の結果、分離では底部から１００％のカチオン交換樹脂
が、分離レベルからはアニオン樹脂とカチオン交換樹脂
の混合物が各各取出され、アニオン交換樹脂再生塔にお
いては、ＮａＯＨによって再生が行われる。この堅、ア
ニオン交換樹脂再生塔でのカチオン交換樹脂の再生は次
のようになる。
Ｒ（ＳＯａ）ｚＦ＠−ＮａＯＨｄ几−（Ｓ ＯｓＮ ａ
）２ ＋Ｆ ｅ （０１−１）２Ｒ（ＳＯ３Ｈ）ｚ＋
ＮａＯＨ；ｉ：？Ｒ（ＳＯ３Ｎａ）２＋２Ｈ２０こうし
て再生されたアニオン交換樹脂とカチオン交換樹脂を復
水脱塩器に戻すことによって、復水脱塩器でのＮａ置換
型カチオン交換樹脂の混合比Ｘは以下のようになる。
）２ ＋Ｆ ｅ （０１−１）２Ｒ（ＳＯ３Ｈ）ｚ＋
ＮａＯＨ；ｉ：？Ｒ（ＳＯ３Ｎａ）２＋２Ｈ２０こうし
て再生されたアニオン交換樹脂とカチオン交換樹脂を復
水脱塩器に戻すことによって、復水脱塩器でのＮａ置換
型カチオン交換樹脂の混合比Ｘは以下のようになる。
すなわち、
復水中のカチオン濃度の変動に対応し、あるいは設定す
べき炉水［）Ｈの値に応じて、混合比Ｘを調整するため
には、再生前のアニオン再生塔の混合物の一部をアニオ
ン交換樹脂に置きかえることによってＸを減小させ、カ
チオン交換樹脂に置きかえることによってＸを増大させ
る。
べき炉水［）Ｈの値に応じて、混合比Ｘを調整するため
には、再生前のアニオン再生塔の混合物の一部をアニオ
ン交換樹脂に置きかえることによってＸを減小させ、カ
チオン交換樹脂に置きかえることによってＸを増大させ
る。
まだ、アニオン再生塔での再生液をＬｉＯＨ：その他に
変えることによって任意のアルカリの漏出を可能とする
。
変えることによって任意のアルカリの漏出を可能とする
。
本発明の別の実施例として、第８図に示した復水脱塩器
に代えて、炉浄化系脱塩器８の再生時にカチオン交換樹
脂の一部を第１０図に示しだと同様の手法でＮａ置換型
にすることをあげることができる。壕だ、復水脱塩器と
炉浄化系脱塩器の両者にＮａ置換型カチオン交換樹脂を
混合することによって、ＮａＯＨの炉水添加を行うこと
ができる。
に代えて、炉浄化系脱塩器８の再生時にカチオン交換樹
脂の一部を第１０図に示しだと同様の手法でＮａ置換型
にすることをあげることができる。壕だ、復水脱塩器と
炉浄化系脱塩器の両者にＮａ置換型カチオン交換樹脂を
混合することによって、ＮａＯＨの炉水添加を行うこと
ができる。
また、本発明の別の実施例として、復水脱塩器あるいは
炉浄化系脱塩器に使用される粉末樹脂のカチオン交換樹
脂の一部をＮａ置換型にすることがあげられる。この場
合、粉末樹脂は非再生使用する場合が一般的であるため
、プリコートする前に一部Ｎａ置換型カチオン交換樹脂
を準備し、これを通常のＨ型カチオン交換樹脂と混合し
て使用することもできる。
炉浄化系脱塩器に使用される粉末樹脂のカチオン交換樹
脂の一部をＮａ置換型にすることがあげられる。この場
合、粉末樹脂は非再生使用する場合が一般的であるため
、プリコートする前に一部Ｎａ置換型カチオン交換樹脂
を準備し、これを通常のＨ型カチオン交換樹脂と混合し
て使用することもできる。
本発明によれば、直接サイクル型軽水冷却炉において、
プラントのノ・−ドを殆んど変更するととなく、樹脂リ
ークその他炉水のｐＨを低下させるような外乱が入った
場合においても炉水中の放射性腐食生成物濃度の増大を
抑制することが可能である。特に、・・−ド変更が殆ん
ど不要ということによって、既設のプラントにも容易に
バックフィツトできるということは大きな利点である。
プラントのノ・−ドを殆んど変更するととなく、樹脂リ
ークその他炉水のｐＨを低下させるような外乱が入った
場合においても炉水中の放射性腐食生成物濃度の増大を
抑制することが可能である。特に、・・−ド変更が殆ん
ど不要ということによって、既設のプラントにも容易に
バックフィツトできるということは大きな利点である。
第１図はＢＷＲ−次冷却系主要機器と冷却系フローを示
す系統図、第２図はＰＷＲ−次系および二次系主要機器
と冷却系フローを示す系統図、第３図は本発明の実施例
を示す系統図、第４図はコバルトフェライトからのコバ
ルト溶出速度に及ぼすｐＨの影響を示すグラフ、第５図
は炉水中のコバルト−６０濃度計算値に及ぼす炉水ｐＨ
の影響を示すグラフ、第６図は炉水中へのＮａＯＨ添加
量と炉水１）Ｈおよび炉水中Ｎａ濃度の相関についての
計算結果を示す系統図、第７図は炉水のｐＨと復水およ
び炉水中”Ｎａ濃度の相関についての計算結果を示すグ
ラフ、第８図はイオン交換樹脂からのＮａＯＨ溶出によ
って炉水ｐＨを調整するようにし九本発明の実施例を示
す系統図、第９図はカチオン交換樹脂に占めるＮａ置換
型カチオン交換樹脂の混合比と炉水ｐＨの相関について
の計算結果を示すグラフ、第１０図は脱塩器再生時にＮ
ａ置換型カチオン樹脂を形成するだめの再生操作を示す
ための系統図である。 １・・・原子炉、３・・・タービン、４・・・低圧ヒー
タ、５・・・復水器、６・・・イオン交換樹脂漉過装置
、７・・・圧第 １ 図 ′５ｆ１２ 図 笛 ３ｒｉＪ 町、 メ ４ 図 ｆ’Ｈ＜−リ ’＄ｓｒｆＥＪ ＰＨ（−） Ｕｔ 図 −３−２−ｔ 。 π １０ １０ １０ πｌ Ａ／ＩＺ ０１−１４１ａ量−ＩＡ ＞第 ７ 図 ＰＩ−／（−） 詰 げ 図 一 鴇 ’ｙｒｚｙ χ （−） 第 ７θ回
す系統図、第２図はＰＷＲ−次系および二次系主要機器
と冷却系フローを示す系統図、第３図は本発明の実施例
を示す系統図、第４図はコバルトフェライトからのコバ
ルト溶出速度に及ぼすｐＨの影響を示すグラフ、第５図
は炉水中のコバルト−６０濃度計算値に及ぼす炉水ｐＨ
の影響を示すグラフ、第６図は炉水中へのＮａＯＨ添加
量と炉水１）Ｈおよび炉水中Ｎａ濃度の相関についての
計算結果を示す系統図、第７図は炉水のｐＨと復水およ
び炉水中”Ｎａ濃度の相関についての計算結果を示すグ
ラフ、第８図はイオン交換樹脂からのＮａＯＨ溶出によ
って炉水ｐＨを調整するようにし九本発明の実施例を示
す系統図、第９図はカチオン交換樹脂に占めるＮａ置換
型カチオン交換樹脂の混合比と炉水ｐＨの相関について
の計算結果を示すグラフ、第１０図は脱塩器再生時にＮ
ａ置換型カチオン樹脂を形成するだめの再生操作を示す
ための系統図である。 １・・・原子炉、３・・・タービン、４・・・低圧ヒー
タ、５・・・復水器、６・・・イオン交換樹脂漉過装置
、７・・・圧第 １ 図 ′５ｆ１２ 図 笛 ３ｒｉＪ 町、 メ ４ 図 ｆ’Ｈ＜−リ ’＄ｓｒｆＥＪ ＰＨ（−） Ｕｔ 図 −３−２−ｔ 。 π １０ １０ １０ πｌ Ａ／ＩＺ ０１−１４１ａ量−ＩＡ ＞第 ７ 図 ＰＩ−／（−） 詰 げ 図 一 鴇 ’ｙｒｚｙ χ （−） 第 ７θ回
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、原子炉、該原子炉で発生した蒸気により駆動される
タービン発電機、復水器、イオン交換樹脂による漉過装
置及び給水加熱器を主たる構成要素として順次含む循環
系統を有する沸騰水型原子力発電プラントを運転するに
肖り、原子炉冷却水中のｐＨが７．０−８．５の範囲と
なるように、アルカリを注入し、燃料棒に付着した放射
性腐食生成物の核炉水への溶出を抑制しながら定格運転
することを特徴とする沸騰水型原子力発電プラントの運
転方法。 ２、 アルカリの注入量は、少なくともイオン交換樹脂
漉過装置及び他の機器から漏洩する酸を中和できる量で
あることを特徴とする特許請求の範囲第１項記載の沸騰
水型原子力発電プラントの運転方法。 ３、ｐＨ範囲を７．５−８．０とすることを特徴とする
特許請求の範囲第１項又は第２項記載の沸騰水型原子力
発電プラントの運転方法。 ４、 注入するアルカリは不揮発性アルカリを注入する
ことを特徴とする特許請求の範囲第２項又は第３項記載
の沸騰水型原子力発電プラントの運転方法。 ５、 イオン交換樹脂漉過装置に充填するカチオン樹脂
の一部を予めアルカリ金属型にしておくことによって復
水時又は炉水浄化時、該水中のカチオンイオンとのイオ
ン交換反応によりアルカリを生成せしめ、卯子炉冷却水
のｐＨを調整するようにしたことを特徴とする特許請求
の範囲第１項、第３項又は第４項記載の沸騰水型、阜子
力発電プラントの運転方法。 ７、アニオン交換樹脂再生時にカチオン交換樹脂を補給
することを特徴とする特許請求の範囲第１項記載の沸騰
水型原子力発電プラントの運転方法。
Priority Applications (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59039296A JPS60183595A (ja) | 1984-03-01 | 1984-03-01 | 沸騰水型原子力発電プラントの運転方法 |
| SE8500900A SE460628B (sv) | 1984-03-01 | 1985-02-25 | Metod vid drift av atomkraftverk med kokarreaktor |
| US06/705,695 US4764338A (en) | 1984-03-01 | 1985-02-26 | Method for operating boiling water-type atomic power plant |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59039296A JPS60183595A (ja) | 1984-03-01 | 1984-03-01 | 沸騰水型原子力発電プラントの運転方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS60183595A true JPS60183595A (ja) | 1985-09-19 |
| JPH0476079B2 JPH0476079B2 (ja) | 1992-12-02 |
Family
ID=12549173
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP59039296A Granted JPS60183595A (ja) | 1984-03-01 | 1984-03-01 | 沸騰水型原子力発電プラントの運転方法 |
Country Status (3)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4764338A (ja) |
| JP (1) | JPS60183595A (ja) |
| SE (1) | SE460628B (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH01127999A (ja) * | 1987-08-31 | 1989-05-19 | General Electric Co <Ge> | 沸騰水形原子炉の蒸気相中における↑１↑６ｎ放射線レベルを抑制する方法 |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH068914B2 (ja) * | 1986-10-20 | 1994-02-02 | 株式会社日立製作所 | 沸騰水型原子力プラントの放射性物質の付着抑制方法 |
| JPH079477B2 (ja) * | 1987-09-09 | 1995-02-01 | 株式会社日立製作所 | 原子力発電プラントの放射能低減法及び原子力発電プラント |
| JPH05196794A (ja) * | 1991-08-15 | 1993-08-06 | General Electric Co <Ge> | 原子炉冷却水中へのコバルトの遊離を防止する方法 |
| US5151244A (en) * | 1991-09-11 | 1992-09-29 | General Electric Company | Apparatus for filtering and adjusting the pH of nuclear reactor coolant water for the testing of soluble contents therefor |
| US5245642A (en) * | 1991-10-31 | 1993-09-14 | General Electric Company | Method of controlling co-60 radiation contamination of structure surfaces of cooling water circuits of nuclear reactors |
| FR2686420B1 (fr) * | 1992-01-16 | 1997-03-28 | Framatome Sa | Procede et dispositif de controle non destructif d'une paroi d'une capacite contenant un liquide radioactif. |
| US20040057549A1 (en) * | 2000-08-08 | 2004-03-25 | Hitachi, Ltd. | Method of operating nuclear reactor |
| US20040086648A1 (en) * | 2002-10-30 | 2004-05-06 | Xiangyang Zhou | Hydrothermal deposition of thin and adherent metal oxide coatings for high temperature corrosion protection |
| WO2010053079A1 (ja) * | 2008-11-04 | 2010-05-14 | 株式会社東芝 | 放射線被ばく低減方法 |
| US9208915B2 (en) * | 2010-10-06 | 2015-12-08 | Electric Power Research Institute, Inc. | Ion exchange regeneration and nuclide specific selective processes |
| US8975340B2 (en) | 2010-12-15 | 2015-03-10 | Electric Power Research Institute, Inc. | Synthesis of sequestration resins for water treatment in light water reactors |
| US9214248B2 (en) | 2010-12-15 | 2015-12-15 | Electric Power Research Institute, Inc. | Capture and removal of radioactive species from an aqueous solution |
| US9589690B2 (en) | 2010-12-15 | 2017-03-07 | Electric Power Research Institute, Inc. | Light water reactor primary coolant activity cleanup |
| CN109559836A (zh) * | 2018-10-30 | 2019-04-02 | 中广核研究院有限公司 | 一种核电站基于无可溶硼冷却剂的水化学环境改善的方法 |
| CN109545402A (zh) * | 2018-10-30 | 2019-03-29 | 中广核研究院有限公司 | 一种核电站基于无可溶硼冷却剂的水化学环境调节的方法 |
Citations (1)
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| JPS56148099A (en) * | 1980-04-21 | 1981-11-17 | Hitachi Ltd | Method of reducing ra-dioactivity of bwr type reactor |
Family Cites Families (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| JPS5465298A (en) * | 1977-11-04 | 1979-05-25 | Hitachi Ltd | Preventing stress corrosion crack in boiling light-water reactor |
| US4332031A (en) * | 1980-03-21 | 1982-05-25 | Pedro B. Macedo | Silica removal process and alumina composition used therein |
| JPS59138992A (ja) * | 1983-01-31 | 1984-08-09 | 株式会社日立製作所 | 復水浄化装置 |
| JPS60125598A (ja) * | 1983-12-09 | 1985-07-04 | 株式会社日立製作所 | 復水脱塩装置 |
-
1984
- 1984-03-01 JP JP59039296A patent/JPS60183595A/ja active Granted
-
1985
- 1985-02-25 SE SE8500900A patent/SE460628B/sv not_active IP Right Cessation
- 1985-02-26 US US06/705,695 patent/US4764338A/en not_active Expired - Lifetime
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS56148099A (en) * | 1980-04-21 | 1981-11-17 | Hitachi Ltd | Method of reducing ra-dioactivity of bwr type reactor |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH01127999A (ja) * | 1987-08-31 | 1989-05-19 | General Electric Co <Ge> | 沸騰水形原子炉の蒸気相中における↑１↑６ｎ放射線レベルを抑制する方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| SE460628B (sv) | 1989-10-30 |
| US4764338A (en) | 1988-08-16 |
| JPH0476079B2 (ja) | 1992-12-02 |
| SE8500900D0 (sv) | 1985-02-25 |
| SE8500900L (sv) | 1985-09-02 |
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