JPH0476079B2 - - Google Patents
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- JPH0476079B2 JPH0476079B2 JP59039296A JP3929684A JPH0476079B2 JP H0476079 B2 JPH0476079 B2 JP H0476079B2 JP 59039296 A JP59039296 A JP 59039296A JP 3929684 A JP3929684 A JP 3929684A JP H0476079 B2 JPH0476079 B2 JP H0476079B2
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- JP
- Japan
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- exchange resin
- reactor
- power plant
- reactor water
- nuclear power
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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
- 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
-
- 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
-
- 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
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
- Y02E30/00—Energy generation of nuclear origin
- Y02E30/30—Nuclear fission reactors
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- Plasma & Fusion (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
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- Materials Engineering (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Preventing Corrosion Or Incrustation Of Metals (AREA)
- Treatment Of Water By Ion Exchange (AREA)
- Production Of Liquid Hydrocarbon Mixture For Refining Petroleum (AREA)
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）の一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つて、燃料
棒に付着したコバルト−60の溶出を抑制すること
によつて炉水中のコバルト−60濃度、さらには一
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と略記する）の一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つて、燃料
棒に付着したコバルト−60の溶出を抑制すること
によつて炉水中のコバルト−60濃度、さらには一
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
が特徴で、原子炉で発生した蒸気が直接タービン
に送られ、発電に供される。
が特徴で、原子炉で発生した蒸気が直接タービン
に送られ、発電に供される。
第１図はBWR一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によつて制御循環さ
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。この蒸気の一部はタ
ービ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
蒸気は腹水器５で凝縮され水に戻る。腹水は腹水
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。
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によつて制御循環さ
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。この蒸気の一部はタ
ービ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
蒸気は腹水器５で凝縮され水に戻る。腹水は腹水
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。
腹水は一般に多段の低圧および高圧ヒータで
200℃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、腹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濾過
装置６を設け、腹水全量をこの脱塩器で処理す
る。
200℃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、腹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濾過
装置６を設け、腹水全量をこの脱塩器で処理す
る。
ところで、一次系構造材の腐食によつて生成す
る金属不純物の発生量低減のため主要構造材には
不銹鋼の使用が原則となつている。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、炭素鋼が直製炉水と接するのを防止
している。かかる材料上の配慮に加えて、炉水の
一部を炉水浄化装置８によつて浄化し、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。
る金属不純物の発生量低減のため主要構造材には
不銹鋼の使用が原則となつている。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、炭素鋼が直製炉水と接するのを防止
している。かかる材料上の配慮に加えて、炉水の
一部を炉水浄化装置８によつて浄化し、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、さらには一次
系構造材上に蓄積して一次系線量率の原因となつ
ている。
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、さらには一次
系構造材上に蓄積して一次系線量率の原因となつ
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PHを９以上に調整することによつて、構造
材の腐食抑制対策を行つている。
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PHを９以上に調整することによつて、構造
材の腐食抑制対策を行つている。
第２図はPWR一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。一次系は完全に閉
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、一次系内でのトリチウム生成を
抑制するなめ、PH調整のため高価な高濃度の
7LiOH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1/10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
制とがあいまつて、総合的にはPWR一次系での
放射腐食生成物濃度はBWRに比べて高くなつて
いる。
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。一次系は完全に閉
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、一次系内でのトリチウム生成を
抑制するなめ、PH調整のため高価な高濃度の
7LiOH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1/10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
制とがあいまつて、総合的にはPWR一次系での
放射腐食生成物濃度はBWRに比べて高くなつて
いる。
BWRにおいて、PWR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主とし
てタービン系において三つの問題を生ずる。
一次系構造材の腐食抑制をはかろうとする主とし
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
添加が必要となり、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ツク
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放射能汚染
の原因となる。
し、この結果この損失量を補うために大量の薬液
添加が必要となり、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ツク
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放射能汚染
の原因となる。
このため、先に示したようにBWRでは炉水を
薬品無添加で、中性純粋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、構造材にとつ
て好ましくない環境となる。
薬品無添加で、中性純粋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、構造材にとつ
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つて、
次のような全く新しい知見を得た。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つていることを
発見した。
次のような全く新しい知見を得た。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つていることを
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、一次系構造材の腐食抑
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。
への放射化の影響なしに、一次系構造材の腐食抑
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、コバルトフエライトから
のコバルト溶出速度のPH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。
上昇抑制を目的として、コバルトフエライトから
のコバルト溶出速度のPH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。
本発明は、イオン交換樹脂濾過装置を含む循環
系統を有する沸騰水型原子力発電プラントを運転
するにあたり、原子炉炉水中のPHが7.0＜PH＜8.0
の範囲になるように、不揮発性アルカリを注入し
て運転することを特徴とする。主成分である
Fe2+，Ni2+，Co2+など２価の金属イオンとの親
和力の差によつて、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。
系統を有する沸騰水型原子力発電プラントを運転
するにあたり、原子炉炉水中のPHが7.0＜PH＜8.0
の範囲になるように、不揮発性アルカリを注入し
て運転することを特徴とする。主成分である
Fe2+，Ni2+，Co2+など２価の金属イオンとの親
和力の差によつて、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。
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。
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
するいわゆるクラツドで、化学形態としてはα−
Fe2O3すなわちヘマタイトが主である。ニツケ
ル、コバルトなどの微量成分はヘマタイトに吸着
され、ニツケルフエライト、コバルトフエライト
を形成している。第４図は平均1μｍのコバルト
フエ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エ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−60の溶出
量すなわち、コバルトフエライトからのコバルト
溶出量に比例する。
するいわゆるクラツドで、化学形態としてはα−
Fe2O3すなわちヘマタイトが主である。ニツケ
ル、コバルトなどの微量成分はヘマタイトに吸着
され、ニツケルフエライト、コバルトフエライト
を形成している。第４図は平均1μｍのコバルト
フエ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エ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−60の溶出
量すなわち、コバルトフエライトからのコバルト
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PH７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。
側にずれると、すなわちPH７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
入することによつて、炉水中のPHを調整する。こ
の場合、炉水中のPHは注入されたアルカリの注入
量によつて決まるが、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
らタービン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。
炉水中にNaOHなどの不揮発性のアルカリを注
入することによつて、炉水中のPHを調整する。こ
の場合、炉水中のPHは注入されたアルカリの注入
量によつて決まるが、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
らタービン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、炉浄化系によつて除去されるのが
主である。アルカリ注入量をＳ（mol／ｈ）、炉水
中のアルカリ濃度Ｃ（mol／ｌ）、炉水の比重量γ
（Kg／ｌ）炉浄化系の流量Ge（Kg／ｈ）、炉浄化系
でのアルカリ除去率ε（−）、主蒸気流量Gs（Kg／
ｈ）、アルカリの蒸気への同伴率α（−）、機器、
配管への全付着率βCl／ｈとすると、炉水中のア
ルカリ濃度は次式で求められる。
去機構のうち、炉浄化系によつて除去されるのが
主である。アルカリ注入量をＳ（mol／ｈ）、炉水
中のアルカリ濃度Ｃ（mol／ｌ）、炉水の比重量γ
（Kg／ｌ）炉浄化系の流量Ge（Kg／ｈ）、炉浄化系
でのアルカリ除去率ε（−）、主蒸気流量Gs（Kg／
ｈ）、アルカリの蒸気への同伴率α（−）、機器、
配管への全付着率βCl／ｈとすると、炉水中のア
ルカリ濃度は次式で求められる。
Ｃ＝Ｓ／ε／γGe＋α／γGs＋β ……(1)
不揮発性アルカリ、例えばNaOHでは
ε／γGe≫α／γGs，β
一方、揮発性アルカリ、例えばNH4OHでは
α／γGs＞＞ε／γGs，β
となる。εGe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。
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
気へのアルカリキヤリオーバの結果、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
量の大巾増をまねく。従つて、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。
気へのアルカリキヤリオーバの結果、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
量の大巾増をまねく。従つて、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は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
解によつて、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NaOH濃度Ｃ
（mol／ｌ）とPH指示値Ｈ（−）は次式で示され
る。
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
解によつて、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NaOH濃度Ｃ
（mol／ｌ）とPH指示値Ｈ（−）は次式で示され
る。
Ｈ＝log｛（Ｃ＋10-7）1014｝＝1
4＋log（Ｃ＋10-7）……(2) 標準型のBWR（MWe）では、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100％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。
4＋log（Ｃ＋10-7）……(2) 標準型のBWR（MWe）では、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100％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。
主蒸気へのキヤリオーバは、NaOHのマスバ
ランスから考えると無視しうるが、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つて24Na（半成期
15h）を生成するため、炉水中のNaOH濃度が高
まるとキヤリオーバ量は濃度に比例して増大す
る。不揮発成分のキヤリオーバ率の上限値を用い
て腹水中の24Na濃度とPHの関係を第７図に示す。
Na添加の場合、PHを8.5よりも高くすると腹水の
放射能が炉水レベル10-4μCi／mlにも達するため、
PHは必要以上に大きくすることは腹水の放射能管
理上好ましくない。
ランスから考えると無視しうるが、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つて24Na（半成期
15h）を生成するため、炉水中のNaOH濃度が高
まるとキヤリオーバ量は濃度に比例して増大す
る。不揮発成分のキヤリオーバ率の上限値を用い
て腹水中の24Na濃度とPHの関係を第７図に示す。
Na添加の場合、PHを8.5よりも高くすると腹水の
放射能が炉水レベル10-4μCi／mlにも達するため、
PHは必要以上に大きくすることは腹水の放射能管
理上好ましくない。
従つて、一次系線量率の上昇抑制という観点よ
り、炉水のPHは７〜8.5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PHを上記範
囲に保持することによつて、腹水の放射能レベル
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−60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PH
7.5〜8.0の範囲である。
り、炉水のPHは７〜8.5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PHを上記範
囲に保持することによつて、腹水の放射能レベル
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−60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PH
7.5〜8.0の範囲である。
NaOH添加の場合、炉水の24Na濃度と炉水PH
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／cm2・ｓ）、23Naの熱中性子断面積δ（cm2）、原
子炉での冷却水保有量VC（Kg）、再循環系を含む
一次系での冷却水保有量VP（Kg）、24Naの崩壊定数
λ（h-1）を用いると、次式で示される。
（ｎ／cm2・ｓ）、23Naの熱中性子断面積δ（cm2）、原
子炉での冷却水保有量VC（Kg）、再循環系を含む
一次系での冷却水保有量VP（Kg）、24Naの崩壊定数
λ（h-1）を用いると、次式で示される。
Ａ＝２×1016δφ（λVC／Ge）Ｃ ……(3)
ここに、Ａは脱水中の24Na濃度（μCi／ml）ま
た、(2)式および(3)式より、24Na濃度とPHの相関よ
り、24Na濃度をモニタすることにより、炉水PHの
把握が可能となる。
た、(2)式および(3)式より、24Na濃度とPHの相関よ
り、24Na濃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PHの別の調整法を
第８図により説明する。
第８図により説明する。
本実施例によれば漉過装置である腹水脱塩器
（イオン交換樹脂濾過装置）６にＲ−（SO3H）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。
（イオン交換樹脂濾過装置）６にＲ−（SO3H）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。
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。
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。
すなわち、通常のカチオン交換樹脂では、
Ｒ−（SO3H）2＋Fe（OH）2→Ｒ−（SO
3）2Fe＋2H2O Na置換型カチオン交換樹脂では、 Ｒ−（SO3Na）2＋Fe（OH）2→Ｒ−（S
O3）2Fe2NaOH カ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NaOHの濃度CNa
（mol／）は以下の式で求められる。
3）2Fe＋2H2O Na置換型カチオン交換樹脂では、 Ｒ−（SO3Na）2＋Fe（OH）2→Ｒ−（S
O3）2Fe2NaOH カ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NaOHの濃度CNa
（mol／）は以下の式で求められる。
CNa＝４×10-8ε・xCFe ……(4)
ここに：CFeは腹水中のFe+2を代表するカチオ
ン濃度（ppb）、εは生成したNaOHがカチオン
交換樹脂にトラツプされず樹脂層を通過する確立
（−）である。εはカチオン交換樹脂の性状によ
つて異なるが〜0.1と推定される。
ン濃度（ppb）、εは生成したNaOHがカチオン
交換樹脂にトラツプされず樹脂層を通過する確立
（−）である。εはカチオン交換樹脂の性状によ
つて異なるが〜0.1と推定される。
カチオン濃度が一定の場合、炉水PH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＝GfCNa ……(5) Ｃ＝Ｓ／εGC ……(6) Ｈ＝14＋log（Ｃ＋10-7） ……(7) 展型的なBWR条件では、GC／Gf〜0.02、CFe〜
1.0，ε〜0.1である。この場合のｘとＨの相関を
第９図に示す。
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＝GfCNa ……(5) Ｃ＝Ｓ／εGC ……(6) Ｈ＝14＋log（Ｃ＋10-7） ……(7) 展型的なBWR条件では、GC／Gf〜0.02、CFe〜
1.0，ε〜0.1である。この場合のｘとＨの相関を
第９図に示す。
先に示した目標とするPH：7.0＜PH＜8.0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つて、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。また、復水中のカチオンイ
オン濃度CFeの変動に対しては、Na型カチオン交
換樹脂の混合比を変えることによつて、一定のPH
調整が可能である。また、先に示した炉水中の
24Naレベルを一定に保つことによつて、PHを一
定に調整することが可能である。
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つて、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。また、復水中のカチオンイ
オン濃度CFeの変動に対しては、Na型カチオン交
換樹脂の混合比を変えることによつて、一定のPH
調整が可能である。また、先に示した炉水中の
24Naレベルを一定に保つことによつて、PHを一
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
H2SO4、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２４へ送り、各々を
NaOHとN2SO4で化学再生する。この際の再生
反応は以下の通りである。
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
H2SO4、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２４へ送り、各々を
NaOHとN2SO4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−（SO3）2Fe＋H2OS4Ｒ−（S
O3H）2＋FeSO4 本反応は通常右から左へ進行するものであるが、
約1NのH2SO4を用いることによつて左から右へ
の進行が可能であり、これによつて樹脂にトラツ
プされたカチオンは硫酸塩として放出される。
O3H）2＋FeSO4 本反応は通常右から左へ進行するものであるが、
約1NのH2SO4を用いることによつて左から右へ
の進行が可能であり、これによつて樹脂にトラツ
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より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り、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つて底部に近
く、あるいは頂部に近く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（カチ
オン樹脂に対するアニオン樹脂混合比）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取
出され、アニオン交換樹脂再生塔においては、
NaOHによつて再生が行われる。この際、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。
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より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り、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つて底部に近
く、あるいは頂部に近く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（カチ
オン樹脂に対するアニオン樹脂混合比）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取
出され、アニオン交換樹脂再生塔においては、
NaOHによつて再生が行われる。この際、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−（SO3）2Fe＋NaOHＲ−（SO
3Na）2＋Fe（OH）2 Ｒ−（SO3H）2＋NaOHＲ−（SO3
Na）2＋2H2O 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つて、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。
3Na）2＋Fe（OH）2 Ｒ−（SO3H）2＋NaOHＲ−（SO3
Na）2＋2H2O 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つて、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、
ｘ＝ｙ−y′／１＋y′ ……(8)
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PH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
よつてｘを減小させ、カチオン交換樹脂に置きか
えることによつてｘを増大させる。
は設定すべき炉水PH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
よつてｘを減小させ、カチオン交換樹脂に置きか
えることによつてｘを増大させる。
また、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つて任意のアルカリの漏出
を可能とする。
の他に変えることによつ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（イオン交換
樹脂濾過装置）８の再生時にカチオン交換樹脂の
一部を第１０図に示したと同様の手法でNa置換
型にすることをあげることができる。また、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つて、NaOH
の炉水添加を行うことができる。
水脱塩器に代えて、炉浄化系脱塩器（イオン交換
樹脂濾過装置）８の再生時にカチオン交換樹脂の
一部を第１０図に示したと同様の手法でNa置換
型にすることをあげることができる。また、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つて、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。
あるいは炉浄化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、プラントのハードを殆んど変更すること
なく、樹脂リークその他炉水のPHを低下させるよ
うな外乱が入つた場合においても炉水中の放射成
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、ハード変更が殆んど不要ということに
よつて、既設のプラントにも容易にバツクフイツ
トできるということは大きな利点である。
おいて、プラントのハードを殆んど変更すること
なく、樹脂リークその他炉水のPHを低下させるよ
うな外乱が入つた場合においても炉水中の放射成
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、ハード変更が殆んど不要ということに
よつて、既設のプラントにも容易にバツクフイツ
トできるということは大きな利点である。
第１図はBWR一次冷却軽主要機器と冷却系フ
ローを示す系統図、第２図はPWR一次系および
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
バルトフエ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PH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24Na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溶出によつて炉水PHを調整するようにし
た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Na置換型
カチオン樹脂を形成するた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……復水脱塩器（イオン
交換樹脂濾過装置）、７……圧力容器、８……炉
浄化系脱塩器（イオン交換樹脂濾過装置）。
ローを示す系統図、第２図はPWR一次系および
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
バルトフエ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PH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24Na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溶出によつて炉水PHを調整するようにし
た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Na置換型
カチオン樹脂を形成するた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……復水脱塩器（イオン
交換樹脂濾過装置）、７……圧力容器、８……炉
浄化系脱塩器（イオン交換樹脂濾過装置）。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ イオン交換樹脂濾過装置を含む循環系統を有
する沸騰水型原子力発電プラントを運転するにあ
たり、原子炉炉水中のPHが7.0＜PH＜8.0の範囲に
なるように、不揮発性アルカリを注入して運転す
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 PHの範囲を7.5＜PH＜8.0とすることを特徴と
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。 ３ 前記イオン交換樹脂濾過装置に充填するカチ
オンの一部を予めアルカリ金属型にしておくこと
によつて、前記カチオンが前記イオン交換樹脂濾
過装置の流水中のカチオンイオンとのイオン交換
反応により前記不揮発性アルカリを生成せしめ、
原子炉炉水の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 前記イオン交換樹脂濾過装置に含まれるアニ
オン交換樹脂再生時に前記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３項記
載の沸騰水型原子力発電プラントの運転方法。 ５ 前記循環系統は、原子炉、前記原子炉で発生
した蒸気により駆動されるタービン発電機、腹水
器及び給水加熱器を有する循環系統であることを
特徴とする特許請求の範囲第１項、第２項、第３
項又は第４項記載の沸騰水型原子力発電プラント
の運転方法。 ６ 前記循環系統は、炉水を浄化する炉浄化系で
あることを特徴とする特許請求の範囲第１項、第
２項、第３項又は第４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 JPS60183595A (ja) | 1985-09-19 |
| JPH0476079B2 true 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) |
Families Citing this family (16)
| 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 |
| CH678123A5 (en) * | 1987-08-31 | 1991-07-31 | Gen Electric | Reducing radioactive nitrogen cpds. in nuclear reactor gas phase |
| 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 |
| US8798225B2 (en) * | 2008-11-04 | 2014-08-05 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Radiation exposure reduction method |
| WO2012048116A2 (en) * | 2010-10-06 | 2012-04-12 | Electric Power Research Institute Inc. | Ion exchange regeneration and nuclide specific selective processes |
| US9214248B2 (en) | 2010-12-15 | 2015-12-15 | Electric Power Research Institute, Inc. | Capture and removal of radioactive species from an aqueous solution |
| US8975340B2 (en) | 2010-12-15 | 2015-03-10 | Electric Power Research Institute, Inc. | Synthesis of sequestration resins for water treatment in light water reactors |
| US9589690B2 (en) | 2010-12-15 | 2017-03-07 | Electric Power Research Institute, Inc. | Light water reactor primary coolant activity cleanup |
| 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 |
| 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 |
Family Cites Families (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| 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 |
| JPS56148099A (en) * | 1980-04-21 | 1981-11-17 | Hitachi Ltd | Method of reducing ra-dioactivity of bwr type reactor |
| 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
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS60183595A (ja) | 1985-09-19 |
| US4764338A (en) | 1988-08-16 |
| SE8500900D0 (sv) | 1985-02-25 |
| SE460628B (sv) | 1989-10-30 |
| SE8500900L (sv) | 1985-09-02 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| EXPY | Cancellation because of completion of term |