JPS636303A

JPS636303A - 給水加熱器

Info

Publication number: JPS636303A
Application number: JP61147216A
Authority: JP
Inventors: 光司久保; 柳沢　幸; 実小林
Original assignee: Toshiba Corp; Nippon Atomic Industry Group Co Ltd
Current assignee: Toshiba Corp; Nippon Atomic Industry Group Co Ltd
Priority date: 1986-06-25
Filing date: 1986-06-25
Publication date: 1988-01-12

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】Ｃ発明の目的〕（産業上の利用分野）この発明は給水加熱器に係り、特に加熱器チューブを改
良した給水加熱器に関する。

（従来の技術）沸騰水型原子力発電プラントの給水加熱器は、復水器か
らの復水を給水として加熱し、原子炉圧力容器へ導くも
のである。給水の加熱は、給水が給水加熱器の加熱器チ
ューブを流通する間に熱交換によってなされる。

このような加熱器チューブは、熱交換効率を高めるため
に給水との接液面積が約２００００ｍと大きく構成され
る。したがって、腐食防止の観点から加熱器チューブは
腐食されにくいオーステナイト系ステンレス鋼によって
形成される。

（発明が解決しようとする問題点）ところが、このオーステナイト系ステンレス鋼は腐食速
度が小さく腐食量が第４図に示すように少ないものの、
Ｎｉ含右けが多い。Ｎｉが多いとその不純物として存在
するＣＯ心多くなる。−般に、ステンレス鋼から液体中
へ溶出するＣｏの溶出ｍは、ステンレス鋼の腐食速度と
Ｎｉ含行右率の積に比例する。したがって、加熱器チュ
ーブを構成するステンレス鋼のＮｉ含右吊が多いことは
、ＣＯが給水中へ溶出する溶出量の増大を意味すること
になる。加熱器チューブがオーステナイト系ステンレス
鋼から構成された場合には、その結果、給水中のＧｏ濃
度が増大し、第５図に示すように平均的２ｏｐｐｔとな
る。また、上述のように加熱器チューブの接液面積が大
きいことから、給水中のＣｏｆｆ１の９０％以上がこの
加熱器チューブから溶出したものとなっている。

給水中に溶出したＣｏは、給水中のＮｉ、Ｆｅ等ととも
に原子炉圧力容器内の炉心へ導かれて中性子照射を受け
、Ｃｏ−６０，Ｍｎ−５４，Ｇ。

−５８等の放射性核種に変化する。このうち、Ｃ０−６
０は放射線ｎが他に比べて著しく大きい。

したがって、給水中にＣＯが寮母に存在すると、Ｃｏ−
６０の発生Ｏも増大し、プラントの放射線出が大きくな
って、プラント運転日が被曝する恐れがある。

この発明は、上記事実を考慮してなされたものであり、
原子力発電プラントにおける放射線伍を大幅に抑制する
ことができる給水加熱器を提供することを目的とする。

〔発明の構成〕

（問題点を解決するための手段）この発明は、原子力発電プラントの給水系に設置され、
本体内部に多数の加熱器チューブが配設されて構成され
、給水は上記加熱器チューブ内を通過する間に熱交換さ
れ加熱される給水加熱器において、上記加熱器チューブ
がフェライト系ステンレス鋼から形成されたものである
。

（作用）したがって、この発明に係る給水加熱器によれば、加熱
器チューブから給水中へ溶出するＣ０の溶出量が減少し
、炉心における放射性核種Ｃ０−６０の生成量を低減さ
せるものである。

（実施例）以下、この発明の実施例を図面に基づいて説明する。

第２図はこの発明に係る給水加熱器がヒータドレンフォ
ワードポンプアップ方式の給水系に設置された一実施例
の沸騰水型原子力発電プラントを示す系統図であり、第
１図は第２図の給水加熱器を示す断面図である。

原子炉圧力容器１内で発生した蒸気は、主蒸気ライン３
を介して高圧然気タービン５へ導かれ、タービンロータ
を駆動する。高圧蒸気タービン５で仕事をした蒸気は、
湿分分離再熱器７を経て低圧蒸気タービン９へ導かれ、
タービンロータを駆動する。湿分分離再熱器７は、原子
炉圧力容器１からの蒸気を導いて、高圧蒸気タービン５
にて仕事をした蒸気の湿分を除去し再熱するものである
。

低圧蒸気タービン９へ導かれて仕事をした蒸気は、復水
器１１内で冷却凝縮され、復水となる。

この復水は、復水浄化系１３へ導かれてろ過および脱塩
処理され、給水系１５へ送られて給水となる。給水系１
５には、上流側から順次低圧給水加熱器１７、高圧給水
加熱器１９が設置される。給水は、これらの給水加熱器
１７．１９によって段階的に加熱された後、原子炉圧力
容器１へ導かれる。

高圧給水加熱器１９内で給水と熱交換してこの給水を加
熱する加熱媒体は、湿分分離再熱器７において加熱媒体
として檄能し流出した蒸気が用いられる。また、低圧給
水加熱器１７の加熱媒体は、湿分分離再熱器７にて加熱
されて低圧蒸気タービン９へ導かれる蒸気の一部が使用
される。これらの高圧、低圧給水加熱器１９．１７から
流出した加熱媒体は、各々高圧ドレン回収ライン２０、
低圧ドレン回収ライン１８を介して高圧給水加熱器１９
、低圧給水加熱器１７の上流側の給水ラインへそれぞれ
送られ給水となる。給水となった加熱媒体は、他の給水
とともに高圧給水加熱器１つ、低圧給水加熱器１７にて
加熱され、原子炉圧力容器１へ導かれる。このように、
低圧および高圧給水加熱器１７．１９の加熱媒体を浄化
処理することなく直接給水ラインへ導く給水系をヒータ
ドレンフォワードポンプアップ方式給水系という。

上述の低圧、高圧給水加熱器１７．１９は、第１図に示
ずように、本体２１内部に多数本の加熱器１５．２３が
配設されて構成されたものである。

つまり、本体２１は筒形状の本体胴２５と、この本体胴
２５の両端部に取り付けられた上流側氷室鏡板２７およ
び下流側氷室鏡板２９から構成される。これら上流側お
よび下流側氷室鏡板２７．２９と本体胴２５との境界に
それぞれ管板３１．３３が配設される。管板３１および
上流側氷室鏡板２７に囲まれて入口側水室３５が、管板
３３および下流側氷室鏡板２９に囲まれて出口側水室３
７が形成される。

多数の加熱器チューブ２３の端部は、上記両管板３１，
３３に固定され、入口側および出口側氷室３５．３７に
開口して設けられる。また、上流側氷室鏡板２７には給
水入口３つが、下流側氷室鏡板２９には給水出口４１が
それぞれ形成される。

さらに、本体胴２５には、加熱冷媒を流入し、排出する
加熱媒体人口４３および加熱媒体出口４５が形成される
。したがって、給水人口３９から入口側水室３５内へ導
かれた給水は、加熱器チューブ２３内を通過する間に、
加熱器媒体人口４３から本体ｆ）ｉ２５内へ導かれた加
熱媒体としての蒸気によって熱交換されて加熱され、出
口側水室３７を経て給水出口４１から流出する。また、
本体胴２５内へ導かれた加熱媒−体としての蒸気は、熱
交換されて冷却され、加熱媒体出口４５から流出する。

上記加熱器チューブ２３は、フェライト系ステンレス鋼
から構成される。−般に、ステンレス鋼にはＣｒ、Ｎｉ
等が含まれ、Ｎｉの不純物としてＣＯが含有されている
。また、ステンレス鋼の腐食によって給水中へ溶出する
ＣＯ溶出囲は、ステンレス鋼とＮ１含有率との積に比例
する。例えば、オーステナイト系ステンレス鋼では、ス
テンレス鋼のＭ食速度は約１ｍｄｍであり、第４図に示
すように腐１１ｆｆｉも少ないが、Ｎｉ含有率が８％と
多量である。したがって、Ｃｏ溶出量は、（Ｃｏ溶出ｆ
ｆ１）＝ＩＸ８＝８　（相対値）となる。これに対し、
フェライト系ステンレス鋼では、ステンレス鋼の腐食速
度は約３　ｍ　ｄ　ｍであり、第４図に示すように腐食
量が多くなるが、Ｎｉ含有率が１％と少ない。したがっ
て、給水中へのＣｏ溶出はは、（Ｃｏ溶出量）＝３Ｘ１＝３（相対値）となり、オース
テナイトステンレス鋼の約１／３に減少する。その結果
、給水中のＣｏｍ度も第５図の今で示すように約７ｐｐ
ｔとなり、オーステナイト系ステンレス鋼の場合（＋、
約２０ｐｌ）ｔ）に比べ約１／３に減少する。

ここで、！４図は、フェライト系ステンレス鋼とオース
テナイト系ステンレス鋼との腐食試験における腐食量の
経時変化を示したグラフである。

試験水中の溶存酸素濃度は約５０ｐｐｂであり、試験水
温度はオーステナイト系ステンレス鋼の場合約２８０℃
、フェライト系ステンレス鋼の場合は約１５０〜２８０
℃（：１５０℃１ロ：２０ｏ　’ｃ　、○：２２０℃、
◇：２５０℃、△：２８０℃）である。

また、第５図は、フェライト系ステンレス鋼製加熱器チ
ューブとオーステナイト系ステンレス鋼きり加熱器チュ
ーブとをそれぞれ用いた給水加熱器にあける給水中のＣ
ｏ濃度を経Ｕ、￥的に示すグラフである。このグラフは
、ブラント通常運転時において、それぞれの給水加熱器
を６力月間使用したときの測定結果である。

このように、フェライト系ステンレス鋼を用いた加熱器
チューブ２３では、オーステナイト系ステンレス鋼を用
いた場合に比べ給水へのＣｏ溶出量が１／３に減少する
ことから、原子炉圧ノ〕容器１内の炉心で生成される放
Ｑｑ性核秤Ｃｏ−６０の生成圀も大幅に低減する。その
結果、原子力発電プラントにおける放ＱＪ　ｌ！；１笛
が減少し、プラント運転員の被曝を低減することができ
る。

また、給水および蒸気中へのＣｏ溶出量が少なくなるこ
とから、給水系をヒータドレンフォワードポンプアップ
方式とすることができる。したがって、低圧および高圧
給水加熱器１７，１つの加熱媒体を、復水浄化系１３を
経ることなく直接給水加熱器１７．１９へ導いて加熱す
ることができる。その結果、加熱媒体を復水器１１へ導
いて冷Ｗ凝固した後復水浄化系１３へ）リフ（す述のカ
スケード方式の給水系（第３図）に比べ熱奸済上ｒ：ｉ
初となる。

次に、他の実施例を説明する。

この他の実施例では、加熱器チューブ２３が前述のよう
にフェライト系ステンレス鋼から形成された給水加熱器
１７．１９を第３図に示すカスケード方式の給水系に設
置したものである。このカスケード方式の給水系は、高
圧給水加熱器１９からの加熱媒体を低圧給水加熱器１７
へ導いて再び加熱媒体として使用し、低圧給水加熱器１
７の加熱媒体を復水器１１へ導き、復水浄化系１３で浄
化するように構成したものである。この他の実施例の場
合には、熱経済上の利点を度外視すれば、加熱媒体中の
ＣＯを復水浄化系１３にて確実に除去することができる
ため、炉心における放射性核種Ｃｏ−６０の生成伝を一
層減少することができ、プラントの放射線ｍをより一層
低減させることができる。

（発明の効果）以上のように、この発明に係る給水加熱器によれば、本
体内部に配設された多数の給水加熱器チューブがフェラ
イト系ステンレス鋼から形成されたことから、この加熱
器チューブから給水中へ溶出するＣＯ溶溶出管減少させ
て炉心における放射性核種Ｃｏ−６０の生成但を低減ぎ
せることができ、その結果、原子力発電プラントにおけ
る放射線量を大幅に抑制することができるという効果を
奏する。

【図面の簡単な説明】

第１図は第２図の給水加熱器を示す断面図、第２図はこ
の発明に係る給水加熱器がヒータドレンフォワードポン
プアップ方式の給水系に設置された一実施例の沸騰水型
原子力発電プラントを示ず系統図、第３図はこの発明に
係る給水加熱器がカスケード方式の給水系に設置された
他の実１１１１　ＰＡにおける沸騰水型原子力発電プラ
ントを示す系統図、第４図はフェライト系ステンレス鋼
とオーステナイト系ステンレス鋼との腐食試験における
腐食つの経時変化を示すグラフ、第５図はフェライ１−
系ステンレスｎ４製加熱器チューブとオーステ犬イ１へ
系ステシレー３鋼製加熱器チューブとをそれぞれ用いた
給水加熱器における給水中のＣｏ１１度を紅時的に示す
グラ゛フである。１・・・原子炉圧力容器、５・・・高圧蒸気タービン、
９・・・低圧蒸気タービン、１５・・・給水系、１７・
・・低圧給水加熱器、１９・・・高圧給水加熱器、２１
・・・本体、２３・・・１ノロ熱器チユーブ。出願人代理人　　　波　多　野　　　久＄　／　図渠　２　図縫過時間（ｄａｙ）第４圓１転月数（月）

Claims

【特許請求の範囲】１、原子力発電プラントの給水系に設置され、本体内部
に多数の加熱器チューブが配設されて構成され、給水は
上記加熱器チューブ内を通過する間に熱交換され加熱さ
れる給水加熱器において、上記加熱器チューブがフェラ
イト系ステンレス鋼から形成されたことを特徴とする給
水加熱器。２、ヒータドレンフオワードポンプアップ方式の給水系
に設置された特許請求の範囲第１項記載の給水加熱器。