JPH0361918B2

JPH0361918B2 -

Info

Publication number: JPH0361918B2
Application number: JP58162729A
Authority: JP
Inventors: Masao Kitamura; Shunsuke Uchida
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1983-09-05
Filing date: 1983-09-05
Publication date: 1991-09-24
Also published as: JPS6053897A

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からのコバレト溶出抑
制方法に係り、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ユーブからのコ
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
となつて燃料棒に付着し、中性子照射を受けて
60_Cp、58_Cp、51_Cr、54_Mo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
下クラツドと称する）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、除去されなかつた放射性核種
は、一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成材表面に付着する。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。

原子力プラントの従事者の放射線被曝は、これ
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つている（例え
ばG.Romeo，Proceedings of The 7th
Internatio^-nal Congress on Metallic
Corrosion P1456，1978）。これは、 ⁶⁰Coのγ線
の崩壊エネルギー強度が1.17MeVおよび
1.33MeVと高くまた半減期が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。したがつて、
構造材の表面線量率を低減するためには ⁶⁰Coの
構造材への付着量を減らす必要がある。

原子力プラントにおける ⁶⁰Coの生成は、安定
同位体である ⁵⁹Coが原子炉内において（ｎ，γ）
反応することによる。それゆえ、 ⁵⁹Coの原子炉
内への流入を抑制することにより ⁶⁰Co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.Uchida et al.，
Water chemistry ，British Nuclear
Energy Society，1980，Paper 44，1980）。
⁶⁰Co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、 ⁶⁰Co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の母核種である ⁵⁹Co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は、給水加熱器ヒータ
チユーブに使用されているステンレス鋼から溶出
したものが90％以上を占める（S.Uchida et al.，
Proc.Int.conf.Water chemistry of Nuclear
Reactor Systems、CONf−801013，221，
British Nuclear Energy Society（1980））。即
ち、ステンレス鋼は通常不純物として約0.2％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つて溶出
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1/3程度に下げた低コバルト
ステンレス鋼を、給水加熱器ヒータチユーブに使
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
至つていない。

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57−197573「コバルト含有金属のコバルト
溶出抑制方法」）。蒸気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、かつ、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
することによつて、コバルト含有金属たるステン
レス鋼からのコバルト溶出を抑制する方法であ
る。

ところで、従来、の予備酸化処理法を実施する
には、給水加熱器をプラトンに据付ける前に、工
場において、給水ヒータチユーブの内面に溶存酸
素濃度を10〜50ppbに調節した中性水（PH6.5〜
7.2）を270℃〜280℃に加熱しながら約200時間接
触させてヒータチユ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、ヒータチユーブを
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つた。のみ
ならず、既にヒータチユ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
高温水にヒータチユ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、軽水冷却原子力プラントにお
ける給水ヒータのチユ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、軽水冷却型原子力プラントに
据付け済みの給水ヒータのチユーブに対し、プラ
ントの運転開始前に、給水ヒータチユーブ表面か
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ユーブ表面に
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つ
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つた。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
からの放射性コバルト^-60（ ⁶⁰Co）の溶出を放射
能計測によつて求めることにより、10^-4ｇ／m²・
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。このステンレス鋼からのコバルト溶
出速度に関する基礎実験を結果を、従来わかつて
いた結果と共に以下に述べる。

第１図ないし第３図は従来わかつていた結果を
示す。第１図は、原子炉給水条件（溶存酸素濃度
約20ppb、PH〜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を温度をパラメー
タとして示したものである。コバルトの溶出速度
は、いずれの浸漬温度条件においても、浸漬時間
をｔとすると√１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ツトした結果は良く
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つてコバルト溶
出速度が増大することがわかる。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バルト溶出速度
の関係を示したもので、この図に示すごとく240
℃以上の高温水中の浸漬処理したステンレス鋼
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
ユーブをその使用温度（沸騰水型原子力プラント
の給水加熱器は、通常35℃付近の復水器出口水を
数段階に亘つて昇温し、最高225℃程度に加熱し
ている）よりも高い240℃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57−197573）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
つた。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（Fe）に
対する当該元素の量の比を取り、組成比として示
した。

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もので
ある。200℃の場合には、クロム（Cr）、酸素
（Ｏ）共に水−酸化被膜の境界側に組成のピーク
が存在する。Ｏ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℃の温度とは逆にCrの
組成比が母材通より減少している。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、270℃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つた。

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、温度によつ
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、又いわゆる乾食（森岡進他：「鉄鋼腐食
科学」朝倉書店、再版P1（1976））によつて生成
する酸化層であつて、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）によつて生じる層であり、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したものと考えられる。し
たがつ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
は異なる。そして析出せずに、水中に拡散した金
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たがつて外層
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。

以下のことから、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
要であることわかつた。

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つた。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
浸漬することによつ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、Ｂについては、270℃水中での予備酸化中の
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つた。これに対し、試験片
Ｃについては全ての浸漬期間に亘つてCo溶出速
度は一直線を描いた。予備酸化処理によつて試験
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。

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
チユーブに大気温度によつ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。

〔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型原子力プラントの一次
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ユーブに対して
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
気ヘツダ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、復水ポンプ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、給水ポンプ９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210℃まで予熱され
る。なお第８図では、給水ポンプ９、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
系統となつている。並列の高圧給水ヒータ１２を
出た水は給水ヘツダ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上げるため、主蒸気ヘツダ
３から、280℃の高温の蒸気がヘツダ抽気系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
通つて復水器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ツダ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、給水バ
イパス系２２が給水ヘツダ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、給水ヘツダ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、給水ヒータのチユー
ブの予備酸化を行なう前に、給水ヒータのチユー
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つて行なう。

第９図において、高圧給水ヒータ１２は胴２５
内に多数のチユーブ２６が設置され、これをヘツ
ド２７で押えた構造となつている。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、ヘツダー３０内に電極３１を挿入し、胴２
５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とヘツド２７はフラン
ジでボ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ン
ジを第１０図の如く絶縁材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
よりチユーブ２６の単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３
２の電圧が調整される。電圧は電圧計３４でモニ
タされる。通常、高圧結水ヒータ１基当りのチユ
ーブの表面積は約2000m²であるので、全電流とし
ては約20A流す。電解研磨時にはチユーブ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
約一日放置することにより、チユーブ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％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を高温の主蒸気
により加熱する。そのためには、主蒸気停止弁２
１および抽気系１５の弁１７は全閉とし、ヘツダ
抽気系１６の弁１８を開け、高温の主蒸気のみが
通常運転時のヘツダ抽気系１６の最大流量（約
4t／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２３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ユーブ２６に給水を流す。
給水中の酸素濃度は約10〜50ppbに維持すると共
に給水流量は約1t／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、駆
動機構冷却のために炉内への水の漏れ込みが存在
するように設計されており、その流量は約4t／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の蒸気の入口温度を280℃、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、チユーブ内を流れる水の温度は、
低圧給水ヒータ出口で約265℃、高圧給水ヒータ
１２の出口では、約270℃となり、結局、高圧給
水ヒータのチユーブを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ユーブのみを予
備酸化した場合の効果の説明図である。図中のS_j
及びR_jは下式で定義される。

S_j＝〔_o 〓ⁱ S_i−_j 〓ⁱ S_i〕／_o 〓ⁱ S_i R_j＝〔_o 〓ⁱ R_i−_j 〓ⁱ R_i〕／_o 〓ⁱ R_i ここに、S_iおよびR_iはそれぞれ、復水器側より
ｉ番目の給水ヒータのチユーブの表面積およびそ
のヒータからのコバルト溶出量であり、S_jおよび
R_jは、夫々、復水器側よりｊ番目のヒータまで
のヒータチユ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％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％を
占める。したがつて、本予備酸化処理法により、
高圧給水ヒータか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から、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量を未処理の場合の約1/3に
低減することができる。

〔発明の効果〕

本発明によれば、給水ヒータチユーブに対して
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Co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
子炉一次冷却系の構成を例示した図、第９図は給
水ヒータ・チユ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１０図は第９図のフランジ部を拡大して示した
図、第１１図は給水ヒータチユーブの表面積及び
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
蒸気ヘツダ、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……給水ポンプ、１０……低圧
給水ヒータ、１１……昇圧ポンプ、１２……高圧
給水ヒータ、１３……給水ヘツダ、１４……圧力
容器、１５……抽気系、１６……ヘツダ抽気系、
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……給水バイパス系、２３，２４……
弁、２５……胴、２６……チユーブ、２７……ヘ
ツド、２８……給水入口配管、２９……給水出口
配管、３０……ヘツダー、３１……電極、３２…
…直流電源、３３……電流計、３４……電圧計、
３５……絶縁材、３６，３７……蒸気入口および
出口。

Claims

【特許請求の範囲】１軽水冷却型原子力プラントに据付け済みのコ
バルト含有金属製給水ヒータチユーブに対し、該
プラントの運転開始前に、該給水ヒータチユーブ
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、該給水ヒータチユー
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ユーブのコバルト
溶出抑制方法。２第二工程は給水ヒータチユーブ表面に転位温
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
ユ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、給水ヒータに該プラン
トの主蒸気を導くと共にこれと熱交換関係におい
て給水ヒータに該プラントの復水器から通水する
ことによつて行う特許請求の範囲第２項記載の給
水ヒータチユ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バイパス系を
経て復水器に戻す特許請求の範囲第３項記載の給
水ヒータチユ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ユ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ユーブ表面を電解研
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ユーブ
のコバルト溶出抑制方法。