JPS6053897A - 給水ヒ−タチユ−ブのコバルト溶出抑制方法 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 〔発明の利用分野〕 本発明は、高温水中において使用するステンレス鋼等の
コバルト含有金属力）らのコバルト溶出抑（２） 測方法に係り、特に沸騰水型原子炉プラントのステンレ
ス鋼製給水加熱器ヒータチー−ブムらのコバルト溶出を
抑制するのに好適な方法に関する。

〔発明の背景〕

原子力発電所の一次冷却水系に使用されている配管、ポ
ンプ・弁等はステンレス鋼およびステライト等から構成
されている。これらの金属は、長期間使用されることに
より腐食損傷を受け、構成金属元素が一次冷却水中に溶
出し、原子炉内に持ち込まれる。これら溶出金属元素は
大半が酸化物となって燃料棒に付着し、中性子照射を受
けて６０ｏｏ、５８ｏｏ、。ｒ　、　”’Ｍｎ等の放射
性核種になる。燃料棒に付着し放射化した放射性核種は
一次冷却水中に再溶出し、イオン或いは不溶性固体成分
（以下クラッド２称する）として浮遊する。浮遊する放
射性核種の一部は炉水浄化装置の脱塩器等において除去
されるが、除去されなかった放射性核種は、−次冷却水
系を循環しているうちに主にステンレス鋼から成る構造
材表面に付着する。

このため、構造材表面における線量率が高くなり、保守
、点検を実施する際における作業員の放射線被曝の問題
を生じる。

原子カプラントの従事者の放射純被曝は、こわまでの研
究において主に６０ｃｏによるものであることが各種分
析の結果明らかとなっている（例えばＧ、　Ｒｏｍｏｏ
、　Ｐｒｏｃｅｅｄｌｎｇｓ　ｏｆ　Ｔｈｅ　７ｔｈ　
Ｉｎｔｅｒｎａｔｌｏ−ｎａｌ　Ｃｏｎｇｒｅｓｓ　ｏ
ｎ　Ｍｅｔａｌｌｉｃ　Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ　Ｐ　］　
４５６　ｒｌ、　９７８　）。これは、ｃｏのγ線の崩
壊エネルギー強度が１．１７　ＭｅＶ　ｂよび］、　３
３　ＭｅＶと高く捷た゛半減期が５，２６年と長いため
に、一旦構造材に６０ＣＯが付着すると長期にわたり表
面線量率を高めることによる。したがって、構造材の表
面線量率を低減するためには　Ｃｏの構造材への付着風
を減らす必要がある。

原子カプラントにむける６０Ｃｏの生成は、安定同位体
である５９ＣＯが１μ子炉内にお（ハて（ｎ＋γ）反応
をすることによる。それゆえ、ＣＯの原子炉内への流入
を抑制することにより　ＣＯの発生を低減させ、ひいて
は作業者の放射線被曝量を低減させることができる（例
えば、Ｓ、　Ｕｃｈｌｄａ　ａｔ　ａｌ、＋Ｗａｔｅｒ
　ｃｈｅｍｉｓｔｒｙ　Ｌ　Ｂｒ１ｔｉｓｈ　Ｎｕｃｌ
ｅａｒ　ＥｎｅｒｇｙＳｏｃｉｅｔｙ、１９８０＋　Ｐ
ａｐｅｒ　４４＊　１９８０）。　Ｃ。

による線量率の低減方法としては、この他にも、■炉水
中の６０ＣＯ除去、■再循環系への付着抑制の二方法が
考えられるが、ｃｏの発生を低減する方法が基本的な方
法と言える。このためには、６０ＣＯの母核様である５
９Ｃｏの炉内への持込を低減するのが望ましい。

炉内へ持込まれる５９Ｃｏハ、給水加熱器ヒータチュー
ブに使用されているステンレス鋼から溶出シたものが９
０係以上を占める（　Ｓ、　Ｕｃｈｉｄａ　ｅｔ　ａｔ
、＋ＰｒｏＣ，Ｉｎｔ、　ｃｏｎｆ、　Ｗａｔｅｒ　ｃ
ｈｅｍｉｓｔｒｙ　ｏｆ　ＮｕｃｌｅａｒＲｅａｃｔｏ
ｒ　Ｓｙｓｔｅｍｓ、　Ｃ０Ｎｆ−８０１０１３＋　２
２１．　＋Ｂｒ１ｔｉｓｈ　Ｎｕｃｌｅａｒ　Ｅｎｅｒ
ｇｙ　５ｏｃｉｅｔｙ　（１９８０）　）。

即ち、ステンレス鋼は通常不純物として約０．２係のコ
バルトを含有しており、このコバルトが高温水中におけ
るステンレス鋼の腐食にともなって溶出する。

そこで、コバルトの溶出を低減するためにコバルト含有
率を通常の１程度に下げた低コバルトス（５） テンレス鋼を、給水加熱器ヒータチューブに使用するこ
とが考えられている（特開昭５８−７９７）。

しかし、低コバルトステンレス鋼の使用は、材料コスト
上の問題を生じ、全面的に採用されるには至っていない
。

また、コバルトの溶出を低減する他の方法として、ステ
ンレス鋼の表面に予め酸化被膜を形成する方法（予備酸
化処理方法）が提案されている（特願昭５７−１９７５
７３ｒコバルト含有金属のコバルト溶出抑制方法」）。

上記予備酸化処理法とは、ステンレス鋼からのコバルト
溶出速度が温度に極めて大きく依存し、ふっ、ステンレ
ス鋼表面に生成した酸化被膜性状と密接に関係している
ことから、予めステンレス鋼の表面に緻密な酸化被膜を
形成することによって、コバルト含有金属たるステンレ
ス鋼ふらのコ・ぐルト溶出を抑制する方法である。

ところで、従来、この予備酸化処理法を実施するには、
給水加熱器をプラントに据付ける前に、工場において、
給水ヒータチューブの内面に溶存（６） 酸素濃度を１０〜５０　ｐｐｂに調節した中性水（ｐｉ
４６．５〜７．２）を２７０℃〜２８０℃に加熱しなが
ら約２００時間接触させてヒータチューブの内面に酸化
被膜を形成した後に、プラントに据え付ける方法が採ら
れていた。しかし、この方法では、ヒータチューブをプ
ラントに設置した後、プラントが実際に運転されるまで
約１年間以上の長期間を要するため、この間に大気中の
湿度等により予め形成した酸化被膜が破壊されてしまう
という欠点があった。のみならず、既にヒータチー−ブ
に保護性のない酸化被膜が形成されていた場合には、上
記の如く単に高温水にヒータチー−ブを接触させるだけ
では、コバルトの溶出を抑制する保護性の酸化被膜を形
成することはできないということが判明した。

〔発明の目的〕

本発明の目的は、軽水冷却原子カプラントにおける給水
ヒータのチューブに用いられているステンレス鋼からの
コバルト溶出量を低減させるための予備酸化処理を効果
的に行なうことのできる方法を提供することにある。

〔発明の概要〕

本発明の特徴は、軽水冷却型原子カプラントに据付は済
みの給水ヒータのチューブに対し、プラントの運転開始
前に、給水ヒータチューブ表面から保護性のある酸化物
内層が生成される転位温度以下の温度で、生成されてい
る既存の酸化被膜を除去し、しかる後に該給水ヒータチ
ューブ表面に前記転位温度より高い温度で前記保護性の
ある酸化被膜を形成することにある。

従来、ステンレス鋼からのコバルト溶出速度の測定は、
その溶出速度が極めて小さいこともあって報告例が少な
く、溶出速度の温度依存性に関する詳細な検討はなされ
ていなかった。しかし、本発明者らは、熱中性子を照射
されたステンレス鋼からの放射性コパル）−６０（Ｃｏ
）の溶出を放射能計測によってめることにより、１０　
１７ｍ”−月のオーダーにおいてコバルト溶出速度の測
定を可能にした。このステンレス鋼ふらのコバルト溶出
速度に関する基礎実験の結果を、従来わかっていた結果
と共に以下に述べる。

第１図ないし第３図は従来わかっていた結果を示す。第
１図は、原子炉給水条件（溶存酸素温度約２０　ｐｐｂ
　、　Ｐｌ］〜７）におけるステンレス鋼からのコバル
ト溶出速度の時間依存性な温度を・ぐラメータとして示
したものである。コ・々ルトの溶出速度は、いずれの浸
漬温度条件においても、浸漬時間２ｔとすると１／ハに
比例して減少していく。

第２図は浸漬時間一定のときのコバルト溶出速度の温度
依存性を示す。２４０℃以下では、コバルト溶出速度を
アレニウスプロットした結果は良く直線に乗る。このこ
とから、２４０℃以下では温度の上昇に伴なう反応の活
性化によってコ・々ルト溶出速度が増大することがわ力
する。しかし、２４０℃を越えるとコバルト溶出速度が
減少する。

さらに、第３図はそこに付記した各温度にて６００時間
浸漬後のステンレス鋼を更に２００℃の水中に再浸漬し
た場合の浸漬時間とコ・々ルト溶出速度の関係を示した
もので、この図に示すごとく２４０℃以上の高温水中に
浸漬処理したステン（ｑ　） レス鋼を、より低い温度２００℃の水中に再び浸漬した
場合、高温における溶出速度変化線から、やや小さい溶
出速度変化線に変化することがわかる。

以上のことから、ステンレス鋼の給水ヒータチューブを
その使用温度（沸騰水型原子カプラントの給水加熱器は
、通常３５℃付近の復水器出口水を数段階に亘って昇温
し、最高２２５℃程度に加熱している）よりも高い２４
０’Ｃを越える温度において予め浸漬処理することによ
りコバルトの溶出を減少させることができることがわか
る。これに基づき前記特許願（特願昭５７−１９７５７
３）に係る予備酸化処理法が提案されたのである。

更にその後、本発明者らは予備酸化処理が有効に働く理
由を明らかにするために、酸化被膜のイオンマイクロア
ナライザーによる元素分析を行なった。その結果を第４
図、第５図に示す。これらの図において横軸は酸化被膜
の水に接する側（外側）から母材側への深さを相対値で
示し、縦軸はステンレス鋼中の主構成元素である鉄（Ｆ
ｅ）に対（１０） する当該元素の量の比を取り、組成比として示したＯ 第４図は２００℃の水中、第５図は２７０℃の水中にそ
れぞれ浸漬したステンレス鋼についてのモノマする。２
００℃の場合には、クロム（Ｃｒ　）　。

酸素（０）共に水−酸化被膜の境界側に組成のピークが
存在する。０の組成比が零となる所で酸化物から母材に
変わると考えられるので、酸化物中でのＣｒの組成比は
母材中より大きいことがわかる。

一方、２７０℃の場合には、Ｃｒのピークは認められず
、水側（外側）では２００℃の場合とは逆にＣｒの組成
比が母材中より減少している。Ｏの組成比が零となる所
で酸化被膜が終り、母材となると考えられるので、２７
０℃の場合には、２００℃の場合とは異なり、Ｃｒの組
成比が母材中とほぼ同一であるような酸化物層が存在し
ていることがわかった。

以上の事実から、ステンレス鋼の表面では第６図に示す
二層構造の酸化物が生成し、温度によって両層の割合が
異なると考えられる。即ち、酸化物層は、内層と外層の
二層が存在し、高温で内層が生成する。内層は、２７０
℃の組成分析結果からも明らかなごとく、金属元素の組
成が母材とほぼ等しく、又いわゆる朝食（森岡進他：「
鉄儒腐食料学」朝倉書店、再版Ｐｉ（１９７６））によ
って生成する酸化層であって、酸素が酸化被膜中を拡散
し、母材を酸化して生成する。この場合の金属元素組成
は母材と同一になる。一方、外層は湿食（同上参照）に
よって生じる層であり、金、属イオンが水中に溶出し、
これが酸化される結果、酸化物表面に析出して生成１−
念ものと考えられる。

したがって外層の酸化被膜中の金属元素組成は各成分の
溶出速度と析出速度に依存し、結果として外層酸化被膜
中の各成分の組成比が母材中のそれとけ異なる。そして
析１１１せずに、水中へ拡散した金属イオン成分が溶出
成分ということになる。

第２図に示されるごとく、２４０℃以下では内層酸化被
膜は生成されず、すべて単一な外層酸化被膜であるため
、温度が高くなるにし念がって外層の生成速度が増大し
、これに伴ないコバルト溶出速度も増大するが、しかし
、２４０℃を越えると共に内層の生成が生じ、逆に、内
層の生成により母材からの金属イオンの水中への溶出が
減少するために外層の厚さは小さくなる。外層の生成速
度減少の結果としてコバルト溶出速度が減少する。

以上のことふら、コバルト溶出速度を低減させるには、
内層が生成する温度以上で酸化被膜を作成することが重
要であり、少なくとも、第２図においてコバルト溶出速
度が最大となる温度（以下、転移温度と呼ぶ）以上での
予備酸化処理が必要であることがわかった。

しかも、予備酸化処理は転移温度以下で生成された酸化
被膜を除去した後でなければ効果が無いに等しいことも
わかった。第７図はこのことを示す実験結果である。当
初それぞれ２００．２４０゜２７０℃の水中に６００時
間浸漬したステンレス鋼（各々試片Ａ、Ｂ、Ｃと呼ぶ）
を２７０℃の水中に６００時間浸漬することによって予
備酸化処理を施した後、再び各々の当初温度の水中に浸
漬した。試験片Ａ、Ｈについては、２７０℃水中でｒｌ
　’Ｊ） の予備酸化中のＣｏ溶出速度は増加し、予備酸化終了後
の各当初温度の水中でのＣｏ溶出速度は、予備酸化前の
当初の温度に対するＣｏ溶出速度変化直線の延長線上と
ほぼ等しい値となった。これに対し試験片Ｃについては
全ての浸漬期間に亘ってＣｏ溶出速度は一直線を描いた
。予備酸化処理によって試験片Ａ、Ｂに内層が生成した
とすると、内層の生長に伴ないＣｏ溶出速度が減少し、
第７図において点線で示したごとく試験片ＣのＣｏ溶出
速度線に近づいたはずである。上記実験結果より考えて
、転移温度以下で母材上に外層が生成した後には、再び
転移温度以上で酸化処理を施しても、内層は生成せず、
予備酸化処理効果のないことが理解されるＯ 本発明は、以上の発見事実に基づき、プラント運転開始
前に、プラントに据付済みの給水ヒータチューブに大気
温度によって低温で生成した外層酸化物を除去してから
、転位温度より高い温度で予備酸化処理を施すことによ
り、予備酸化処理の有効性を確保するものである。

（１４） 〔発明の実施例〕 以下、本発明の実施例について第８図〜第１０図を用い
て説明する。

本実施例では、ＢｗＲ型原子カプラントの一次冷却水系
の給水ヒータをプラントに据付けた後、プラントが起動
する前の起動試験時に、本発明に係る予備酸化方法を給
水ヒータチューブに対して実施するものとする。

第８図は、該プラントの一次冷却水系の系統図を示す。

通常運転時には、圧力容器１４内の原子炉炉心１で発生
した蒸気は、主蒸気系２から主蒸気ヘッダ３を通り、高
圧タービン４および低圧タービン５を通過した後、復水
器６で水に戻される。

復水器６内の復水は、復水ポン７″７により復水浄化器
８に送られ、ここで水中の不純物を除かれた後、給水ボ
ンｆ９で低圧給水ヒータ１０に送られて予熱された後、
昇圧ポンプ１１で昇圧され、高圧給水ヒータ１２で約２
１０℃まで予熱される。

なお第８図では、給水ボンｆ９、昇圧ポンプ１１は１台
しか示されていないが、これらは複数台が並列に設置さ
れている。また、低圧給水ヒータ１０および高圧給水ヒ
ータ１２は、二〜三段のヒータを直列に並べた系統をさ
らに並列に配した系統となっている。並列の高圧給水ヒ
ータ１２を出た水は給水へラダ１３に集められた後、再
び圧力容器１４内に送入される。

給水ヒータを加熱する熱源として、高圧タービン４から
出た主蒸気の一部が抽気系１５から引き出して高圧ヒー
タ１２に送られる。しかし、この他に抽気蒸気の温度を
−にげるため、主蒸気へラダ３から、２８０℃の高温の
蒸気がヘッダ抽気系１６を通して抽気して抽気系１５か
らの蒸気と混合し、高圧給水ヒータ１２に送られる系統
がある。

両者の流量は弁１７．弁１８の開度で調整される。

高圧給水ヒータ１２から出た蒸気はドレン系１９により
、さらに低圧ヒータ１０に送られてその残熱を利用した
後、低圧ヒータ・ドレン２０を通って復水器６に戻され
る。

プラント起動・停止時にタービンへの蒸気供給を停止す
るために主蒸気ヘッダ３の後部に主蒸気停止弁２１が設
けられている他に、プラント停止時の給水系および復水
系の保管のために、給水パイノ＋ス系２２が給水ヘッダ
１３から復水器１６へ設置されているが、これは通常運
転時には弁２３により閉止されている。又、給水ヘッダ
１３と圧力容器１４の間には流量調整のための弁２４の
他に、逆止弁、隔離弁が設置されている。

さて本実施例においては、給水ヒータのチューブの予備
酸化を行なう前に、給水ヒータのチューブ表面に付着し
た酸化物層を除去する。これは第９図に示すごとく電解
研磨によって行なう。

第９図において、高圧給水ヒータ１２は胴２５内に多数
のチューブ２６が設置され、これをヘッド２７で押えた
構造となっている。電解研磨を行なうには、給水入口配
管２８および出口配管２９より、ヘッダー３０内に電極
３１を挿入し、胴２５がこの電極３１に対して陽極とな
るよう直流電源３２を接続する。胴２５とヘッド２７け
フランジで？ルトを用いて接合されているが、電解研磨
実施前にはこれらを一旦外してから両者のフラ（１７） ンジを第１０図の如く絶縁相３５を介して接合し、電気
的に絶縁する。電解研磨の際は電流計３３によりチーー
ブ２６の学位面積当りに流れる電流が約１０ｍＡ／ｍ２
となるようモニタされ、直流電源３２の電圧が調整され
る。悄１■はηイ１圧計３４でモニタされる。通常、高
庄給水ヒータ１基当りのチューブの表面積は約２０００
ｙｎ”であるので、全電流としては約２ＯＡ流す。電解
研磨時にはチューブ２６内には電解液が充填される。こ
の電解液は流さずに高圧給水ヒータ１２内に滞留させる
。この状態で約−日装置することにより、チューブ２６
の表面の酸化物層は除去される。

電解研磨終了後、電解液および除去された酸化物を高圧
給水ヒータのドレン系より排出し、さらに、内面を洗浄
する。これらの操作終了後、高圧給水ヒータ１２を再び
給水系に組込み、予備酸化を行なう。

予備酸化は原子炉の熱出力が約１係である起動試験時に
、約２００時間実施する。この予備酸化を行なう時には
高圧給水ヒータ１２を高温の主蒸（１８） 気により加熱する。そのためには、主蒸気停止弁２１お
よび抽気系１５の弁１７は全閉とし、ヘッダ抽気系１６
の弁１８を開け、高温の主蒸気のみが通常運転時のへラ
ダ抽気系１６の最大流量（約４、ｔ／ｈ）にて高圧給水
ヒータ１２の蒸気入口３６から出口３７へ流す。一方、
弁２４を全閉として圧力容器１４への注入を止め、弁２
３を開き、給水バイパス系２２を経て復水器６へ戻す閉
ループにて高圧給水ヒータチューブ２６に給水を流す。

給水中の酸素濃度は約１０〜５０　ｐｐｂに維持すると
共に給水流量は約１．　ｔ／ｈに保つ。但しこの流量は
単に酸素濃度維持の為のものであり、必ずしも常時この
流量で流れている必要はない。

給水を圧力容器１４に注入しないことにより、予備酸化
処理中に高圧給水ヒータから溶出するコバルトが炉内に
持込まれることはなく、かつ、これらのコバルトは、復
水浄化器８で除去することができるために、特別な処理
装置は不要である。

また、上記予備酸化処理中、圧力容器１４内への純水の
補給は、原子炉制御棒駆動機構の駆動系を用いて行なう
。この駆動系は、通常運転時１．駆動機構冷却のために
炉内への水の漏れ込みが存在するように股引されており
、そのＫ　所は約４　ｔ／ｈであり、給水ヒータ加熱の
為の主蒸気の流量に等しい流量を確保できる。

以上の予備酸化処理操作により、高圧給水ヒータ１２の
蒸気の入口温度ｆ２８０℃、出口温度を２７５℃とする
ことができる。さらに、この２７５℃の蒸気を低圧給水
ヒータ１０を通る給水の加熱に用いる。この結果、チュ
ーブ内を流れる水の温度は、低圧給水ヒータ出口で約２
６５℃、高圧給水ヒータ１２の出口では、約２７０℃と
なり、結局、高圧給水ヒータのチ、−ゾを２６５℃以上
の高温水下で予備酸化することができる。

第１１図は高圧給水ヒータのチ、、−ブのみを予備酸化
した場合の効果の説明図である。図中の８ｊ及びＲｊは
下式で定義される。

ここに　Ｓ、およびＲ，はそれぞれ、復水器側より１番
目の給水ヒータのチーーブの表面積およびそのヒータ乃
）らのコノ４ルト溶出量であり、ＳｊおよびＲｊは、夫
々、復水器側よりｊ番目のヒータまでのヒータチューブ
表面積およびコバルト溶出量の合計値のそれぞれ全給水
ヒータ（ｎ個）の表面積およびコバルト溶出量に対する
比を、１から引いた値である。また横軸はｊ番目のヒー
タの給水温度を示す。

高圧給水ヒータでの給水温度は約１５０℃以上になるが
、第１１図によれば、高圧給水ヒータは全給水ヒータの
約３０係の表面積を占めるにすぎないのに、そのコバル
ト溶出量は全溶出量の約９０係を占める。したがって、
本予備酸化処理法により、高圧給水ヒータ小らのコバル
ト溶出量を未処理の場合の約１／４以下に低減可能であ
ること力＼ら、結局、高圧給水ヒータのみ予備酸化処理
することにより全コバルト溶出叶ヲ未処理の場合の約１
／３に低減することができる。

（２１） 〔発明の効果〕 本発明によれば、給水ヒータチューブに対してコバルト
溶出抑制に有効な予備酸化処理を確実に効果的に行なう
ことが可能であり、しかもプラントへの据付後、運転開
始前に実施するものであるから、その間における大気湿
度による不所望な酸化の影響を排除して確実に有効な予
備酸化処理を行なうことができる。

【図面の簡単な説明】

□　第１図は、ステンレス鋼からのＣｏ溶出速度と浸漬
時間との関係を示す図、第２図はステンレス鋼からのＣ
ｏ溶出速度と浸漬温度の関係を示す図、第３図は６００
時間浸漬後のステンレス鋼を２００℃の水中に再び浸漬
した場合の浸漬時間とＣｏ溶出速度の関係を示す図、第
４図は２００℃で浸漬したステンレス鋼の酸化物被膜中
の組成分布を示す図、第５図は２７０℃で浸漬したステ
ンレス鋼の酸化物被膜中の組成分布を示す図、第６図は
ステンレス鋼表面に形成される酸化物層を模式的に示す
図、第７図は６００時間浸漬後に２７０℃で（２２） ６００時間予備酸化したステンレス鋼を再び当初温度の
水中に浸漬した場合の浸漬時間とＣｏ溶出速度との関係
を示す図、第８図は本発明方法を実施するＢＷＲ型原子
炉−次冷却系の構成を例示した図、第９図は給水ヒータ
・チューブおよびその酸化物層を電解研磨により除去す
る場合のシステム構成を示す図、第】０図は第９図のフ
ランジ部を拡大して示した図、第１１図は給水ヒータチ
ューブの表面積及びＣｏ溶出量と各ヒータ部温度との関
係を示す図である。 １・・・原子炉炉心　２・・・主蒸気系３・・・主蒸気
ヘッダ　４・・・高圧タービン５・・・低圧タービン　
６・・・復水器７・・・復水ポンプ　８・・・復水浄化
器９・・・給水２ンプ　１０・・・低圧給水ヒータ１１
・・・昇圧ポンプ　１２・・・高圧給水ヒータ１３・・
・給水へラダ　１４・・・圧力容器１５・・・抽気系　
１６・・・ヘッダ抽気系１７．１８・・・弁　１９・・
・ドレン系２０・・・低圧給水ヒータドレン系 ２１・・・主蒸気停止弁　２２・・・給水・ぐイパス系
２３．２４・・・弁　２５・・・胴 ２６・・・チューブ　２７・・・ヘッド２８・・・給水
入口配管　２９・・・給水出口配管３０・・・ヘッダー
　３１・・・電極 ３２・・・直流電源　３３・・・電流計３４・・・電圧
！−１’　３５・・・絶縁材３６．３７・・・蒸気入口
および出口 ”　（ｉｔ’神イロ＊）　７４蓼　７Ｆ　よＯり炙　（
鴎卿ｆ）耳ｙ’ｎｖ （ＩＦ’に杯叶）遁′事不９丁Ｏつ （（ｖ虫ｇｔ）丁ｙｖテ 第７図 ｊ憂ｊ責ａ年　間 第９図 第１０図 第１１図 ３１ｈ　ａ　（°Ｃ’）

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、　軽水冷却型原子カプラントに据付は済みのコバル
   ト含有金属製給水ヒータチューブに対し、該プラントの
   運転開始前に、該給水ヒータチューブの表面から保護性
   のある酸化物内層が生成される転位温度以下の温度で生
   成されている既存の酸化被膜を除去する第一工程と、該
   給水ヒータチューブの表面に前記転位温度より高い温度
   で前記保護性のある酸化被膜を形成する第二工程とを行
   なうことを特徴とする給水ヒータチューブのコ・々ルト
   溶出抑制方法。 ２、第二工程は給水ヒータチューブ表面に転位温度より
   高い温度の高温流体を接触させることからなる特許請求
   の範囲第１項に記載の給水ヒータチー−ブのコバルト溶
   出抑制方法。 ３、　前記高温流体との接触は、前記プラントの運転開
   始前の起動試験時に、給水ヒータに該シラＣ１） ントの主蒸気を導くと共にこれと熱交換関係において給
   水ヒータに該グランドの復水器ふら通水することによっ
   て行う特許請求の範囲第２項記載の給水ヒータチー−ブ
   のコバルト溶出抑制方法。 ４、給水ヒータを通過した水を給水パイ・やス系を経て
   復水器に戻す特許請求の範囲第３項記載の給水ヒータチ
   ューブのコバルト溶出抑制方法。 ５、　第一工程および第二工程を給水ヒータのうち高圧
   給水ヒータについてのみ行なうことを特徴とする特許請
   求の範囲第１．第２．第３又は第４項記載の給水ヒータ
   チー−ブのコバルト溶出抑制方法。 ６、　第一工程は給水ヒータチューブ表面を電解研摩す
   ることにより行なう特許請求の範囲第１ないし第５項の
   いずれかに記載の給水ヒータチューブのコバルト溶出抑
   制方法。