266

加圧水型原子力発電所における流れ加速型腐食速度に及ぼす
エタノールアミン注入の影響
Influence of Ethanol-amine injection on Flow Accelerated Corrosion
Rate in Pressurized Water Reactor
福村卓也（Takuya Fukumura)＊

有岡孝司（Koji Arioka)＊

要約 加圧水型原子力発電所（PWR プラント）において，蒸気発生器への鉄持ち込み低減対策として，一部のプラントで 2 次冷却水へのエタノールアミン（ETA）注入が行われ始めた．ETA 注入により，給水の pH を上昇させ，結果的に 2 次系全体の pH が上昇し，2 次系配管の流れ加速型腐食（FAC）の抑制効果が期待される．ところが，2 次系の水質は系統各部で複雑に変化するので ETA注入後の系統各部の水質と FAC に及ぼす影響は充分に把握されていない．そこでまず，FAC 速度として配管表面のマグネタイト溶出速度が境界層でのマグネタイトの濃度勾配に比例するというモデルを構築し，次に ETA 注入後の 2 次系水質を評価し，その次に系統各部のマグネタイトの溶解度を計算することにより，FAC 速度の変化を概略評価した．その結果，従来のアンモニア水質に比べて ETA 注入による FAC 速度の低減効果は 1/3 〜 1/22 程度であることが分かった．次に幾つかの部位について，2 次系水質を模擬し，回転円盤試験により，ETA 注入の効果を実験的に測定した．その結果，測定したいずれの条件でも ETA 注入により FAC 速度は低下するが，マグネタイトの溶解度から評価した結果に比べ，高温部で ETA 注入による FAC 抑制効果が小さいことが分かった．更に測定結果を温度で整理するとアンモニアでは約 180℃で FAC 速度がピークとなるのに対し，ETA ではより高温側にピークがシフトすることを示唆する結果となった．
キーワード

PWR，炭素鋼，腐食，FAC，ETA，水化学

Abstract
Some pressurized water reactor (PWR) plants have introduced ethanol-amine(ETA) injection for the purpose of decreasing iron transfer in steam generator (SG). The ETA
injection is supposed to decrease flow accelerated corrosion (FAC) rate, because of secondary
system pH increase. But the water chemistry in the secondary system is very complicated. So waterchemistry following ETA injection and the effect of ETA injection on FAC rate have not beenstudied systematically. To assess the influence of ETA injection on FAC rate, it is assumed that themodel of FAC rate is proportional to the concentration gradient of magnetite. Then chemical
concentration and magnetite solubility of the secondary system are calculated and the change ofFAC rate is evaluated in the outline. It has been clarified that the effect of ETA injection reduces theFAC rate to about 1/3 - 1/22 of that of ammonia. In some portions of the secondary system, the effectsof ETA injection have been measured experimentally by rotary disk test. The FAC rate of ETA
injection is larger than that of ammonia at high temperature. And the FAC rate peaks at about 180℃ in the case of ammonia, but the peak seems to shift to higher temperatures in the case of ETA.
Keywords

PWR, carbon steel, corrosion, FAC, ETA, water chemistry

1. はじめにあるリン酸処理から開始した．この時に使用されたリン酸ナトリウムが SG 伝熱管と管支持板の隙間等

加圧水型原子力発電所の 2 次系においては高度なで濃縮し，伝熱管の減肉現象が生じた．そこでこの水質管理が行われている．その目的は，① 2 次系構対策として，ヒドラジンとアンモニアによる全揮発成材料の腐食抑制による健全性確保，および②蒸気性薬品処理 （all volatile treatment, AVT）へ変更発生器（steam generator, SG）の腐食抑制による健された．この AVT では不純物の持込に対する緩衝全性確保である(1)．その水質管理はこれまでに変遷効果がなくなり，遊離アルカリの持込などに起因すしてきている．初期の水質管理は，火力発電所でのる SG 伝熱管の粒界腐食損傷が顕在化した．この対水質管理に基づき，海水の漏洩に対して緩衝効果の策として，復水脱塩装置の設置による不純物の低減，＊(株)原子力安全システム研究所

技術システム研究所

267

高ヒドラジン運転による酸化剤持込防止およびホウすることを目的とした．

酸注入によるクレビス部のアルカリ環境の緩和等がETA 注入が FAC に及ぼす影響を見るために，①行われた (1)．これらの対策により SG 伝熱管の損傷

2 次系水質の評価，②水質から計算されるマグネタはほとんど見られなくなった．更に近年では SG へ

イト溶解度から FAC 速度の変化の概略評価，③回の鉄スケール付着による伝熱性能低下の防止等の観転円盤試験による FAC 速度変化の実験的評価を点から系統水の pH 上昇の検討が行われ，一部のプ行った．

ラ ン ト で は エ タ ノ ー ル ア ミ ン（ethanol amine,

さらに，発電所においては，定期検査ごとに膨大ETA）の使用が開始されている (1)．この ETA 注入な数のポイントについて配管減肉測定を実施しておにより給水の pH はそれまでの約 9.2 から約 10 へ上り，ETA 注入がこの検査に対しどのような寄与を昇している．

もたらすかを検討することとした．

このように水質管理は 2 次系系統の健全性に大きな影響を持ち，2 次系系統における重要な劣化モー2. FAC のモデリング

ドの一つに流れ加速型腐食（flow accelerated corrosion, FAC）がある．FAC による腐食の事例としては，1986 年 12 月 9 日に米国 Surry 発電所での配管研究の実施に当たり，もとにした FAC モデルを図 1 に示す．

破損（4 人死亡）があり，2004 年 8 月 9 日には関西電力美浜発電所 3 号機で発生した配管破損（5 人死亡，6 人負傷）が記憶に新しい．この美浜発電所での事故に関し，2005 年 3 月 30 日に原子力安全・保安院は「関西電力株式会社美浜発電所 3 号機二次系

炭素鋼マ sグ Cネタイト

配管破損事故について（最終報告書）」を作成し，この事故が第 4 給水加熱器から脱気器への給水ライン

δJ=D（CS-Cb)/δ
=kCS

J ： マ グ ネ タ イD：拡散定数の溶解速度ｋ：物質移動係数
C：マグネタイト溶解度Cb
高温水

ｓ：マグネタイト層表面、ｂ：バルク水δ：拡散層厚さの流量計オリフィス下流近傍で発生していること，
図1

減肉した配管は最も薄いところで 0.4mm であった

FAC のモデルことを記している(2)．関西電力では再発防止と安全確保に向けて種々の取り組みを実施している(4)．

脱気された高温水に接する炭素鋼表面には酸化皮FAC は，水単相流または配管管壁に液膜が形成さ膜としてマグネタイトが生成する．このマグネタイれるような二相流の流体条件において，配管壁面近ト皮膜の高温水中への溶出速度 J が FAC 速度とな傍の流れにより物質移動が促進されて腐食が加速す

り，マグネタイトと接する高温水の境界層におけるる減肉事象である(2)．過去に行われた純水中におけ

マグネタイト溶解度の勾配に比例する．すなわち，る炭素鋼での研究(5)では，FAC には材料，流況およ

流速や流れの乱れにより境界層が薄くなるほど，高び環境因子があり，①炭素鋼中 Cr 濃度が 0.5％以下

温水のマグネタイト溶解度が高いほど FAC 速度がで FAC が起こりやすくなること，②流速が早い場大きくなる．

所あるいは流れが乱れる場所で FAC が起こりやすくなること，③ 150℃あたりに FAC 速度のピークがあること，④酸素や高 pH が FAC の抑制に働くことなどが知られている．
ETA 注入により，2 次系系統各部の pH が上昇モデルから示される FAC 速度を式(1)に示す．
J = D（Cs-Cb）/ δ(1)

ここで， D：拡散定数
C：マグネタイトの溶解度し，FAC 速度が抑制されることが期待されるが，2

添え字 s はマグネタイト表面，b は次系の水質の挙動は複雑で ETA 注入後の系統各部

バルク水を示すの水質と FAC に及ぼす影響は充分に把握されていδ：境界層厚さな い．ま た，ETA に 類 似 し た ア ミ ン で あ る モ ル

ETA 注入により流況条件は変化しないと考えら

フォリンを注入した場合，その効果が疑問視されるれるので，このモデルから ETA 注入前後の系統各データも報告(6)されている．そのため，本研究では部の水質とその水質におけるマグネタイトの溶解度

ETA 注入が FAC 速度に与える影響を体系的に把握を評価すれば FAC 速度の変化が求められる．

268

3. 2 次系系統各部の水質の評価

400
ヒドラジン
300

評価手法

2 次系系統の水質は存在するヒドラジン，アンモ
ニアおよび ETA が揮発性のために，SG や湿分分離計算値(ppb)

3.1

200
100

加熱器（MSR）において気液分配が生じる．またヒ0ドラジンは SG のような高温部で熱分解を起こす．
このためにヒドラジン，アンモニアおよび ETA 濃度は系統各部で複雑な挙動を示す．また，極めて限定的な部位および頻度でしか水質の測定を行っていないことから，2 次系の水質は計算により求めるし

0100200
測定値(ppb)300

400

実線は両者が一致する場合

図22 次系系統水質の測定値と計算値の比較（ヒドラジン）

かない．
2 次系水質の計算は基本的に系統各部位における0.30

SG でのマスバランスを式(2)に示す．
F（FW）・C（FW）＝ F（MS）
・C（MS）＋ F（SGBD）
・C（SGBD）(2)

計算値(ppm)

マスバランスをとることにより求めた．一例として

ここで F：流量

0.20
0.10
0.00
0.00

C：濃度（ヒドラジン，アンモニア，ETA）

アンモニア

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.3

測定値(ppm)

FW：給水

実線は両者が一致する場合

MS：主蒸気図3

SGBD：SG ブローダウン
このマスバランスに式(3)で示す SG でのヒドラジ

2 次系系統水質の測定値と計算値の比較（アンモニア）

ンの熱分解定数(λ)の最適化，および式(4)で示す12液分配係数（KD）の最適化を行った．

10Ct＝ C0e-λt(3)KD＝ C（気相)／ C（液相）(4)

計算値(ppm)

SG，MSR でのヒドラジン，アンモニア，ETA の気640メータとし，実機のデータと計算結果を比較することとした．また，入力条件としては給水水質とした．

2 次系系統各部の水質の評価

82

こ の 最 適 化 に あ た っ て は，λ お よ び KD を パ ラ

3.2

ETA

02468
測定値(ppm)1012

実線は両者が一致する場合

図42 次系系統水質の測定値と計算値の比較（ETA）

SG でのヒドラジンの熱分解定数および SG，MSR

この評価手法を用いて ETA 注入前後の水質を計でのヒドラジン，アンモニア，ETA の気液分配係算した結果を図 5 に示す．2 次系水質は系統各部で数を最適化した結果を元に系統各部でのヒドラジン，

大 き く 異 な り，ETA で は 低 圧 ヒ ー タ ド レ ン の 約

アンモニア，ETA の実測値と計算値を比較したも5ppm から低圧タービン抽気の約 40ppm まで差があのを図 2 〜 4 に示す．ごく一部大きくはずれる点はることが分かる．なお，入力条件としての給水の水あるが，この実測値と計算値がよく一致しており，2質としては表 1 で示すものを ETA 注入前後の代表次系系統各部の水質が評価できると判断した．

的な水質として計算した．

269

4540
ヒドラジン（左目盛り） 35
アンモニア（左目盛り） 30
ETA（右目盛り）
25201510500.50.40.30.20.0

給水脱気器出口水
脱気気入り口水SGブロー水MSR加熱器出口配管
高圧ヒータドレン水
高圧タービン#1抽気高圧タービン#2抽気
クロスアンダーMSドレン
低圧タービン # 2抽気
低圧タービン # 3抽気
低圧タービン # 4抽気
低圧タービン # 5抽気
低圧タービン出口配管#1低圧ヒータドレン水#2低圧ヒータドレン水#3低圧ヒータドレン水#4低圧ヒータドレン水
復水ポンプ出口水#1低圧ヒータ出口配管水#2低圧ヒータ出口配管水#3低圧ヒータ出口配管水#4低圧ヒータ出口配管水

0.1系統

図5

nald らの報告した値(8)〜(11)を用いた．

4.2

2 次系系統各部のマグネタイト溶解度の評価結果

3.2 項で求めた 2 次系系統各部の水質を元に ETA注入前後の系統各部のマグネタイト溶解度を計算した結果および式(5)での FAC 速度の変化を図 6 に示す．ETA 注入により 2 次系系統各部の FAC 速度は2 次系系統各部の水質計算結果（給水 9ppmETA＋ 0.15ppm ヒドラジン）
表1

た各イオン反応の平衡解離定数については，MacDo-ETA 注入前後の水質（給水）ETA（ppm）

ETA 注入後
9.0

ETA 注入前
0ヒドラジン（ppm）
アンモニア（ppm）

0.15
00.150.4

低下していること，その低下度合いは最も少ないと1/25
ETA注入前1/20
ETA注入後ETA注入前後比 1/151.2
1.00.80.6

1/100.4
1/0.2
0.0

4. マ グ ネ タ イ ト 溶 解 度 の 計 算 に よ る
FAC 速度変化の概略評価

50

マグネタイト溶解度低下比率

濃度(ppm)0.6

ble の corresponding 理論 (7) を用いて計算した．ま給水脱気器出口水脱気気入り口水SGブロー水MSR加熱器出口配管
高圧ヒータドレン水
高圧タービン#1抽気
高圧タービン#2抽気
クロスアンダーMSドレン
低圧タービン#2抽気
低圧タービン#3抽気
低圧タービン#4抽気
低圧タービン#5抽気
低圧タービン出口配管#1低圧ヒータドレン水#2低圧ヒータドレン水#3低圧ヒータドレン水#4低圧ヒータドレン水
復水ポンプ出口水#1低圧ヒータ出口配管水#2低圧ヒータ出口配管水#3低圧ヒータ出口配管水#4低圧ヒータ出口配管水

0.7

マグネタイト溶解度(ppb)

0.8

系統

4.1

評価手法

図6

ETA 注入前後の 2 次系系統各部のマグネタイト溶解度と低下比率

ETA 注入により流況は変化しないと考えられ，FAC のモデリングの項で示した通り，マグネタイトの溶解度の変化が系統各部の FAC 速度の変化に比ころで湿分分離加熱器ドレンでの 1/3，最も低下度例するとして次式で示す概略評価を行った．

合いの大きいところで低圧タービン出口配管における 1/22 程度であることが分かる．

FAC速度（ETA注入後）FAC速度（ETA注入前）
マグネタイト溶解度（ETA注入後）＝マグネタイト溶解度（ETA注入前）

5. 回転円盤試験による FAC 速度の測定(5)5.1 実験方法

高温でのマグネタイトの溶解度の計算に関しては，
式(6)に示すように，2 価と 3 価のイオン濃度の総和脱気器出口，湿分分離加熱器ドレンおよび給水に関として算出した．

しては，ETA 注入前後を模擬した水質で実験的にマグネタイトの溶解度FAC 速度の変化を求めた．

＝ {Fe2++Fe（OH)++HFeO2-+FeO22-｝＋ {Fe3++Fe（OH）2++Fe（OH）2+}2 次系系統各部の水質のうち，第 4 ヒータ出口，(6)実験は，炭素鋼でできた中抜き円盤状の試験片を所定の水質の中で高速で回転（最外周速 35m/s）さ各イオンの平衡濃度は，定圧比熱データを用い，せることにより，境界層を薄くし，FAC を生じさせ標準自由エネルギーを算出して決定した．イオン種

た．試験前後の試験片の重量減量を試験時間で割るについての高温でのエントロピー計算は Criss-Cob-ことにより，FAC 速度を評価した．

270

表2

回転円盤試験試料（炭素鋼）の化学組成（ミルシート）
単位：wt％

元素 C Si Mn P
S Cu Ni Cr N Fe
組成 0.002 Tr. 0.5 0.004 0.002 0.01 0.01 0.02 0.0025 Bal
図7

図8

回転円盤試験片の形状と寸法（数字は mm）

回転円盤試験装置の系統概要

試験片の材料組成を表 2 に示す．試験片の形状と試
験系統をそれぞれ図 7 と図 8 に示す．また，試験部外観の写真を図 9 に示す．水質の変化を避けるために，試験は流量 5l/h，ワンスルーで行った．

5.2

測定結果

3.2 項で求めた 2 次系系統各部の水質を元に 2 次系系統の一部の系統について回転円盤試験により，FAC 速度を測定した結果を図 10 に示す．また，4.2項で求めたマグネタイト溶解度からの概略評価との比較を図 11 に示す．高温部においてその差が比較的大きく，実験的に求めた方がマグネタイト溶解度から計算したものよりも FAC 速度の低下度合いが小さ く，し た が っ て FAC 抑 制 効 果 が 小 さ い 結 果 となっている．回転円盤試験から求めた FAC 速度を
温 度 に 対 し て プ ロ ッ ト し た 結 果 を 図 12 に 示 す．
ETA 注入前のヒドラジンとアンモニアの系では約
図9

回転円盤試験装置の外観

180℃あたりに FAC 速度のピークが見られるのに対271

し，ETA 注入後では 224℃まで FAC 速度が増加し

ＥＴＡ注入前FAC速度(mg/cm /h)
0.1
2ており，そのピークがアンモニアとヒドラジンの系

ＥＴＡ注入後に比べて高温側にシフトしていることを示唆する結果となっている．

6. 考察

0.05

マグネタイト溶解度から概略評価した結果，ETA注入により 2 次系系統各部の FAC 速度は低下している．この FAC 速度の低下は pH の上昇に起因す

0#4ヒータ出口
模擬条件
温度：142℃

脱気器出口
模擬条件
温度：180℃

湿分分離
過熱器ドレン
模擬条件
温度：181℃

給水模擬条件
温度：219℃るものと考えられ，ETA 注入により 2 次系系統各部の高 pH 化とそれに伴う FAC 抑制には効果があると考えられる．
しかしながら，その効果は FAC 速度の低下度合

図 10 ETA 注入前後の FAC 速度の測定値

いがたかだか 1/3 〜 1/22 であり，プラントの保全を考えた場合，この程度の FAC 速度の低下では，今後も寿命予測のための検査を省略することはできな
ETA注入後FAC速度低下比率

10FAC速度低下比率＝ETA注入後のFAC速度／ETA注入前のFAC速度

実験値

いと考えられる．
2 次系系統のうち，代表的な 4 つの部位について概略評価値（マグネタイト溶解度）

5

水質を模擬して FAC 速度を測定した結果，4 つの部位全てにおいて ETA 注入により FAC 速度が低下していたこと，およびその FAC 速度の低下度合いがマグネタイトの溶解度からの概略評価と比較的整合していたことは，マグネタイト溶解度からの評価がある程度の傾向を示していると考えられる．2 次系

0#4低圧ヒータ
出口模擬条件
142℃

図 11

湿分分離
給水模擬条件
加熱器ドレン 219℃
模擬条件
181℃

脱気器出口模擬条件
180℃

IGSCC 進展速度に及ぼす溶存水素の影響

系統の評価対象部位についてはさらにその対象を拡充し，評価の充実をはかりたい．
ETA を注入した環境では FAC 速度のピークとなる温度が従来の AVT 環境より高温側にシフトしていることを示唆する結果となっており，高温部での保全に注意する必要がある．なお，ETA 注入により FAC 速度の挙動が変化することに関しては，皮膜性状の違いなどが考えられるが，その点について

0.1
ETA注入前ETA注入後FAC 速度(mg/cm2/h)

0.08

は今後明らかにしていきたい．

7. まとめ0.06

加圧水型原子力発電所の 2 次系系統 FAC 速度に0.04及ぼす ETA 注入の影響を把握することを目的とし，SG でのヒドラジンの熱分解定数と SG および MSR

0.02でのヒドラジン，アンモニアおよび ETA の気液分
0050100150200250Temp.(℃)

図 12

FAC 速度の水質および温度依存性

300

配係数を最適化して 2 次系系統各部の水質を評価し，
FAC 速度は ETA 注入前後の水質におけるマグネタ
イト溶解度に比例するモデルのもとに，ETA 注入前後の水質から FAC 速度を計算し，一部の系統に

272

ついては回転円盤試験により FAC 速度を実験的に求めた．得られた主な知見をまとめると以下のよう

AECL-4136 (1972).
(９) D.D. MacDonald, G.R. Shieman and P. Bulter,になる．

Atomic Energy of Canada Limited, Report(１)

AECL-4137 (1972).

SG でのヒドラジンの熱分解定数と SG およびMSR でのヒドラジン，アンモニアおよび ETA の(10) D.D. MacDonald, G.R. Shieman and P. Bulter,

気液分配係数を最適化することにより，2 次系系

Atomic Energy of Canada Limited, Report

統各部の水質を評価することができる．

AECL-4138 (1972).

(２)

ETA 注入による高 pH 化は 2 次系系統各部に(11) D.D. MacDonald, G.R. Shieman and P. Bulter,

おいて従来水質よりマグネタイト溶解度を低下さ

Atomic Energy of Canada Limited, Report

せ，FAC 速度を低下させる．

AECL-4139 (1972).

(３) ETA 注入による FAC 速度の低下はマグネタ
イトの溶解度から評価すると 1/3 〜 1/22 程度であり，この程度の FAC 速度の低下では，寿命評価のための配管検査が省略できるものではないと考えられる．
(４)

回転円盤試験で求めた FAC 速度からは ETA注入により FAC 速度のピークが高温側にシフトすることを示唆する結果がとなり，高温部の保全に注意を払う必要がある．

文献(１) 社団法人日本原子力学会「水化学最適化」研究
専門委員会，“原子力プラントの水化学最適化の実績と将来展望”，p.17（2003）.
(２) 社団法人日本機械学会，“発電用原子力設備規格加圧水型原子力発電所配管減肉管理に関する技術規格（2006 年版）”， p.2（2006）.
(３) 原子力安全・保安院，“関西電力株式会社美浜発電所 3 号機二次系配管破損事故について（最終報告書）”，p.16 （2005）.
(４) 関西電力株式会社，“美浜発電所 3 号機事故 再発防止に係る行動計画”, p.5 (2005).
(５) R.D. Port, “Flow Accelerated Corrosion,”Corrosion98, Paper No. 721 (1998).
(６) P.J.

King, “Flow-AcceleratedCorrosion(FAC) of Carbon and Low Alloy Steels atNuclear Steam Generator Temperatures”,
11th Int. Conf. Environmental Degradation ofMaterials in Nuclear Systems, Stevenson, p.717(2003).
(７) C.M. Criss and J.M. Cobble, J. Amer. Chem. Soc.,
86 (1964).
(８) D.D. MacDonald, G.R. Shieman and P. Bulter,
Atomic Energy of Canada Limited, Report