ボイラ装置用配管ならびにそれを備えたボイラ装置
【課題】安価でかつベンド部の熱応力を有効に低減することができるボイラ装置用配管を提供する。
【解決手段】熱応力を低減するベンド部２４から配管固定点２２までを結ぶ配管ルート上の線分のベクトルが、配管の熱伸びにより前記ベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管の材質を、オーステナイト系ステンレス鋼１からＮｉ基系合金鋼２に変更したことを特徴とする。
【解決手段】熱応力を低減するベンド部２４から配管固定点２２までを結ぶ配管ルート上の線分のベクトルが、配管の熱伸びにより前記ベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管の材質を、オーステナイト系ステンレス鋼１からＮｉ基系合金鋼２に変更したことを特徴とする。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ボイラ装置用配管に係り、特に出口蒸気温度が６５０℃に設定されている６５０℃級Ａ−ＵＳＣ（Ｕｌｔｒａ Ｓｕｐｅｒ Ｃｒｉｔｉｃａｌ）ボイラ装置の主蒸気管や高温再熱蒸気管に好適な配管に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
図８は、発電用ボイラ装置の概略構成図である。同図に示すように火炉３を区画形成している水冷壁は、多数の水管を並設・連結して構成したものである。燃料の燃焼によって生じる放射熱で前記水管が加熱され、水管を流れている水の蒸発が起こる。
【０００３】
発生した蒸気は１次過熱器伝熱管４，２次過熱器伝熱管５，最終過熱器伝熱管６により過熱され、最終過熱器出口管寄せ２１から主蒸気管９を経由して蒸気タービン１１に送られる。仕事を終えて蒸気タービン１１から出た排気の一部はボイラ装置に戻り、１次再熱器伝熱管７ならびに最終再熱器伝熱管８により加熱されて、最終再熱器出口管寄せ２０から高温再熱蒸気管１０を経由して蒸気タービン１１に送られる。
【０００４】
一方、燃料の燃焼によって生成した排ガスは、脱硝装置１４，電気集塵機１５，脱硫装置１６などで浄化され、煙突１７から大気へ放出される。
【０００５】
石炭火力発電プラントでは、発電効率の向上ならびにＣＯ２排出量削減を目的にして、蒸気温度の高温化、高圧化による高効率化が進んでいる。現状の超々臨界圧（ＵＳＣ）プラントは、主蒸気温度が６００℃であるが、より高い発電効率を目指す先進超々臨界圧（Ａ−ＵＳＣ）プラントは、主蒸気温度７００℃を目標としている。
【０００６】
６００℃級ＵＳＣボイラ装置の配管には高クロムフェライト鋼（例えば火ＳＴＰＡ２８，火ＳＴＰＡ２９）が用いられているが、７００℃級Ａ−ＵＳＣボイラ装置では、高温クリープ強度が不足するため、Ｎｉ基系合金鋼（例えばＨＲ６Ｗ，Ａｌｌｏｙ６１７）を使用する必要がある。Ｎｉ系基合金鋼は希少金属を多く含むため、Ｆｅが主成分の従来の合金鋼と比べて材料価格が１０〜１５倍になり、高価である。
【０００７】
そのため、Ｎｉ系基合金鋼よりも高温クリープ強度が低いが、６５０℃で十分なクリープ強度を有するオーステナイト系ステンレス鋼（例えばＳＵＳ３１６）を用いる６５０℃級のＡ−ＵＳＣボイラ装置の構想もある。
【０００８】
Ａ−ＵＳＣプラントは、既存のＳＣ（超臨界圧）プラント，ＵＳＣ（超々臨界圧）プラントとシステム構成が同じであるため、既設プラントから一部の部材を変更することにより高効率化、すなわちＡ−ＵＳＣ化を図ることが可能である。
【０００９】
既設の老朽化したボイラ装置の出口蒸気温度を６５０℃まで上げるためには、火炉内の過熱器伝熱管や再熱器伝熱管などの伝熱面積を増加し、また、温度上昇に伴い、ボイラ出口からタービン入口までを接続する主蒸気管９や高温再熱蒸気管１０をフェライト鋼からオーステナイト系ステンレス鋼に変更する。
【００１０】
このように既設プラントを６５０℃級プラントに更新する場合、主要な変更部は火炉内の伝熱管（この例の場合１次過熱器伝熱管４，２次過熱器伝熱管５，最終過熱器伝熱管６，１次再熱器伝熱管７，最終再熱器伝熱管８），主蒸気管９，高温再熱蒸気管１０，最終再熱器出口管寄せ２０，最終過熱器出口管寄せ２１およびタービン１１である。すなわち、火炉周りにある機器のうち、主蒸気管９と高温再熱蒸気管１０以外の配置は変わらない。
【００１１】
図９ないし図１１に、例として缶右側での高温再熱蒸気管１０の配管経路を示す。図９はボイラ装置の斜視図、図１０はボイラ装置の平面図、図１１はそのボイラ装置での高温再熱蒸気管１０の等角投影図である。
【００１２】
この缶右側の高温再熱蒸気管１０の配管経路は、火炉の上部に設置されている最終再熱器出口管寄せ２０から、水平方向に缶前側に延びる。図１１に示すように高温再熱蒸気管１０の水平部には安全弁１９が取り付けられており、また、適所に垂直方向ストッパ２２ならびにハンガ２３が設けられている。高温再熱蒸気管１０は複数のベンドを経て、図１０に示すように缶前にあるコールバンカ１２を避けて、タービンフロアレベルまで配管は降り、タービンフロアレベルにおいて複数のベンド部を経て蒸気タービン１１に接続される。
【００１３】
缶左側の高温再熱蒸気管１０の配管経路も左右対称で同様な経路になっている。また、主蒸気管９も高温再熱蒸気管１０と同様な配管経路である。プラント毎に配管経路は若干異なるが、概ね図９ないし図１１に示す経路となっている。事業用ボイラ装置では、最終再熱器出口管寄せ２０のレベルとタービンフロアレベルの高低差は６０ｍ前後あり、配管長さは約１５０ｍを超える。
【００１４】
図９ないし図１１に示す高温再熱蒸気管１０の配管経路において、基本的な配管の拘束は以下の通りである。
【００１５】
（１）．火炉出口である最終再熱器出口管寄せ２０に対して、配管下方からの熱伸びによる作用力を抑えるために、火炉出口レベルで高温再熱蒸気管１０を垂直方向に拘束する垂直方向ストッパ２２ａを設ける。
【００１６】
（２）．タービン１１に対して、配管上方からの熱伸びによる作用力を抑えるために、タービンフロアレベルで高温再熱蒸気管１０を垂直方向に拘束する垂直方向ストッパ２２ｂを設ける。
【００１７】
（３）．熱応力を低減するために、火炉出口レベルとタービンフロアレベルの間の配管の熱伸びを許容して、高温再熱蒸気管１０の自重のみの荷重を支えるハンガ２３を設ける。
【００１８】
この高温再熱蒸気管１０のサポート方法は、配管経路全体で見て熱応力を低減する方法であるが、火炉出口レベルとタービンフロアレベルで垂直方向で拘束するため、その間の配管の熱伸びにより、配管経路上のベンド部は応力集中係数が高く、熱応力が最大となる（図１１中の「最大熱応力発生部」参照）。最大熱応力が発生するベンド部は、熱伸びにより約４０ｃｍの変位が生じる。
【００１９】
既設のボイラ装置を６５０℃級のＡ−ＵＳＣボイラ装置に更新する場合、更新する主蒸気管９や高温再熱蒸気管１０の配管経路の近くには、既存の機器類や他の配管などが設置されて混雑した状態になっているため、空間的スペースのある既設の経路とすることが望ましい。
【００２０】
しかしながら、６５０℃級のＡ−ＵＳＣボイラ装置において、主蒸気管９や高温再熱蒸気管１０に用いるオーステナイト系ステンレス鋼の線膨張係数は、フェライト鋼の約１．５倍である。そのため熱伸びにより熱応力が増加し、配管に発生する熱応力が許容応力値を超える場合がある。許容応力値以下となるように熱応力を低減するためには、配管ルートの延長、配管ルートの途中にループ部を設けるなどの対策、あるいは線膨張係数の小さい材料に変更する必要がある。配管全体を線膨張係数の小さいＮｉ基系合金鋼（例えばＨＲ６Ｗ）に変更することが、例えば特開２００４−２６８１３７号公報などで提案されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００２１】
【特許文献１】特開２００４−２６８１３７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００２２】
前述のように、更新する主蒸気管９や高温再熱蒸気管１０の配管経路、特に熱応力が高いベンド部の周囲には、既存の機器類や他の配管などが設置されて混雑した状態になっているため、配管ルートを延長したり、配管ルートの途中にループ部を設けることは非常に難しい。
【００２３】
また、配管（主蒸気管９、高温再熱蒸気管１０）の全体を線膨張係数の小さいＮｉ基系合金鋼に変更する場合は、配管の材料価格が約１０倍もかかり、コストの点で問題がある。
【００２４】
本発明の目的は、このような従来技術の欠点を解消し、安価でかつベンド部の熱応力を有効に低減することができるボイラ装置用配管ならびにそれを備えたボイラ装置を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００２５】
前記目的を達成するため、本発明の第１の手段は、
熱応力を低減するベンド部から配管固定点までを結ぶ配管ルート上の線分のベクトルが、配管の熱伸びにより前記ベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管の材質を、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするものである。
【００２６】
本発明の第２の手段は前記第１の手段において、
前記熱伸びによりベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管の全部あるいは一部を、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするものである。
【００２７】
本発明の第３の手段は前記第１または第２の手段において、
前記配管の熱伸びによりベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管に加えて前記ベンド部も、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするものである。
【００２８】
本発明の第４の手段は前記第１ないし第３の手段において、
前記Ｎｉ基系合金鋼配管が前記オーステナイト系ステンレス鋼配管よりも板厚の薄い配管で構成されていることを特徴とするものである。
【００２９】
本発明の第５の手段は前記第４の手段において、
前記Ｎｉ基系合金鋼配管と前記オーステナイト系ステンレス鋼配管が、Ｎｉ基系合金鋼からなるレジュース管を介して接合されていることを特徴とするものである。
【００３０】
本発明の第６の手段は前記第１ないし第５の手段において、
前記配管固定点が垂直方向ストッパによって拘束されている配管部分であることを特徴とするものである。
【００３１】
本発明の第７の手段は前記第１ないし第６の手段において、
当該ボイラ装置用配管が主蒸気管または（ならびに）高温再熱蒸気管であることを特徴とするものである。
【００３２】
本発明の第８の手段は
燃焼ガスの流通経路上に過熱器ならびに再熱器が設置され、最終過熱器出口管寄せから蒸気タービンに向けて主蒸気管が、また、最終再熱器出口管寄せから蒸気タービンに向けて高温再熱蒸気管が、それぞれ配管されているボイラ装置において、
前記主蒸気管または（ならびに）高温再熱蒸気管が、前記第１ないし第７の手段のボイラ装置用配管であることを特徴とするものである。
【００３３】
本発明の第９の手段は前記第８の手段において、
前記主蒸気管を通して前記蒸気タービンに送気される主蒸気の温度が６５０℃の先進超々臨界圧ボイラ装置であることを特徴とするものである。
【発明の効果】
【００３４】
本発明は前述のような構成になっており、ベンド部の熱応力を有効に低減することができるボイラ装置用配管ならびにそれを備えたボイラ装置を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００３５】
【図１】本発明の実施形態に係る高温再熱蒸気管の等角投影図である。
【図２】配管ルート上でのベンド部の変位量とそのベンド部の熱応力との関係を示す特性図である。
【図３】本発明の実施形態において、ベンド部の変位がｘ軸のマイナス方向にある場合の配管ルートを説明するための示す図である。
【図４】本発明の実施形態において、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更する部位を具体的に示す図である。
【図５】本発明の実施形態において、ベンド部の変位がｘ軸およびｚ軸のマイナス方向にある場合の配管ルートを説明するための示す図である。
【図６】本発明の実施形態におけるオーステナイト系ステンレス鋼配管とＮｉ基系合金鋼配管の接合部の拡大断面図である。
【図７】本発明の他の実施形態に係る高温再熱蒸気管の等角投影図である。
【図８】発電用ボイラ装置の概略構成図である。
【図９】従来のボイラ装置における缶右側での高温再熱蒸気管の配管経路を示すボイラ装置の斜視図である。
【図１０】そのボイラ装置の平面図である。
【図１１】そのボイラ装置での高温再熱蒸気管の等角投影図である。
【発明を実施するための形態】
【００３６】
次に本発明の実施形態を図面と共に説明する。
発電用ボイラ装置の全体の概略構成は、前述した図８と同様であるから重複する説明は省略する。図１は、本発明の実施形態に係る高温再熱蒸気管１０の等角投影図である。
【００３７】
缶右側の高温再熱蒸気管１０の配管経路は、火炉の上部に設置されている最終再熱器出口管寄せ２０から、水平方向に缶前側に延びる。図１に示すように高温再熱蒸気管１０の水平部には安全弁１９が取り付けられている。高温再熱蒸気管１０は複数のベンド部を経て、図１０に示すように缶前にあるコールバンカ１２を避けて、タービンフロアレベルまで配管は降り、タービンフロアレベルにおいて複数のベンドを経て蒸気タービン１１に接続される。
【００３８】
火炉出口である最終再熱器出口管寄せ２０に対して、配管（高温再熱蒸気管１０）下方からの熱伸びによる作用力を抑えるために、火炉出口レベルで垂直方向に拘束する垂直方向ストッパ２２ａが設けられている。
また、タービン１１に対して、配管（高温再熱蒸気管１０）上方からの熱伸びによる作用力を抑えるために、タービンフロアレベルで垂直方向に拘束する垂直方向ストッパ２２ｂが設けられている。
さらに、熱応力を低減するために、火炉出口レベルとタービンフロアレベルの間の配管（高温再熱蒸気管１０）の熱伸びを許容して、配管（高温再熱蒸気管１０）の自重のみの荷重を支えるハンガ２３が設けられている。
【００３９】
熱応力が高くなる部位は、応力集中度の高いベンド部２４であり、図１の例では最大熱応力発生部をＡ部とする。また、Ａ部の温度上昇時における変位は、ｘ軸，ｙ軸のマイナス方向とする。すなわち、図１に示すＡ部の熱伸び方向が、同図に示しているｘ軸，ｙ軸，ｚ軸座標の向きとは反対方向とする。
【００４０】
図に示すように、配管ルート（高温再熱蒸気管１０）の大部分を例えばＳＵＳ３１６などのオーステナイト系ステンレス鋼配管１で構成しているが、その配管ルートの特定部位を例えばＨＲ６ＷやＡｌｌｏｙ６１７などのオーステナイト系ステンレス鋼配管１よりも熱膨張係数が小さく、高温クリープ強度の高いＮｉ基系合金鋼配管２で構成している。
【００４１】
すなわち、許容応力値を超える熱応力が発生する場合、そのベンド部２４の熱応力を低減するために、ベンド部２４近傍直管部に、オーステナイト系ステンレス鋼配管１よりも熱膨張係数が小さく、高温クリープ強度の高いＮｉ基系合金鋼配管２を使用している。
【００４２】
本発明で使用するＮｉ基系合金鋼において、Ｎｉ含有率が少ないと高温クリープ強度が不足し、一方、Ｎｉ含有率が多いと鋼材が高価になる。
本発明の実施形態で使用するＳＵＳ３１６ＨＴＰ、ＨＲ６ＷならびにＡｌｌｏｙ６１７の組成は下記の通りである。
ＳＵＳ３１６ＨＴＰの組成は、１６Ｃｒ−１２Ｎｉ−２Ｍｏである。
ＨＲ６Ｗの組成は、２３Ｃｒ−４５Ｎｉ−７Ｗ−Ｔｉ−Ｎｂである。
Ａｌｌｏｙ６１７の組成は、２３Ｃｒ−１２．５Ｃｏ−９Ｍｏ−Ｔｉ−Ａｌ−Ｎｉ（ｂａｌ．）である。
【００４３】
なお、このＮｉ基系合金鋼配管２を使用する部位は、熱応力を低減するベンド部２４から配管固定端（本実施形態では、垂直方向ストッパ２２と連結されている部位）までを結ぶ配管ルート上の線分のベクトルが、熱伸びによりベンド部２４が移動する方向に対して反対方向のベクトルをもつ線分にある配管部位を選択する。このことについては、後で具体的に説明する。
【００４４】
本発明によれば、既設配管ルートの全体の材質を変更することなく、配管ルートの一部に熱膨張係数の小さいＮｉ基系合金鋼配管２を用いることで、熱応力を有効に低減することができる。但し、任意の場所にＮｉ基系合金鋼配管２を配置すればよいものではなく、以下の場所（部位）に限定される。
【００４５】
図１に示すように、高い熱応力が発生する部位は配管ルート上のベンド部２４である。温度が常温から６５０℃に上昇した場合、熱伸びによりベンド部２４は移動する。
図２は、配管ルート上でのベンド部の変位量とそのベンド部の熱応力との関係を示す特性図である。この図から明らかなように、ベンド部の変位の大きさとベンド部の熱応力とは比例関係にある。従って、ベンド部の熱応力を低減するためには、ベンド部の変位量小さくすればよい。以下、このことについて単純化した配管ルートで説明する。
【００４６】
図３は、ベンド部の変位がｘ軸のマイナス方向にある場合の配管ルートを説明するための図である。同図に示すように、配管ルートはＢ，Ｃ，Ｄ，Ｅ，Ｆ，Ｇの各点を経由し、配管ルートの両端部はＢ点とＧ点で固定されており、Ｂ点とＧ点ではｘ軸方向ならびにｚ軸方向に拘束されているものとする。
【００４７】
この例ではＥ点（ベンド部）を最大熱応力発生部（図１のＡ部に相当）とし、温度が上昇した場合、Ｅ点は図に示すｘ軸（プラス方向）方向とは反対のマイナス方向（図中の点線の方向）に変位するもとする。このＥ点のｘ軸のマイナス方向への変位が小さくなると、Ｅ点（ベンド部）の熱応力は低減する。
【００４８】
次にＥ点を基準にしてＥ点からＢ点までを結ぶ線分のベクトル、ならびにＥ点を基準にしてＥ点からＧ点までを結ぶ線分のベクトルを見る。ｘ軸に平行する線分ＣＢはｘ軸にマイナス方向のベクトル、線分ＥＤはｘ軸にプラス方向のベクトル、線分ＦＧはｘ軸にプラス方向のベクトルである。また、ｚ軸に平行する線分ＤＣはｚ軸にプラス方向のベクトル、線分ＥＦはｚ軸にマイナス方向のベクトルである。
【００４９】
ｘ軸のマイナス方向に変位するベンド部の変位量を小さくするためには、ｘ軸のプラス方向にベクトルを有する線分の配管の材質を線膨張係数の小さいＮｉ基系合金鋼配に変更すればよい。この例の場合具体的には、線分ＥＤまたは線分ＥＦの部位をＮｉ基系合金鋼配に変更すればよいことになる。
【００５０】
一方、線分ＣＢの部位をＮｉ基系合金鋼配に変更すると、温度上昇時にＥ点（ベンド部）の変位はマイナス方向にさらに助長され、逆に熱応力が増加することがあるから、この部位での材質の変更は行ってはいけない。
【００５１】
この図３の例において、線分ＥＤをオーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更して、線分ＥＤだけを見ると熱伸びはオーステナイト系ステンレス鋼のときよりも小さくなる。線分ＣＢの材質はオーステナイト系ステンレス鋼のままにしておくと、線分ＣＢの熱伸びは変わらない。すなわち、線分ＣＢの熱伸びは変わらず、線分ＥＤの熱伸びは小さくなるため、Ｅ点（ベンド部）のｘ軸マイナス方向の変位は小さくなり、熱応力が低減する。
【００５２】
図４はオーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更する部位を具体的に示すもので、同図（ａ）は該当するオーステナイト系ステンレス鋼配管１（例えば前記線分ＥＤ）の全体をＮｉ基系合金鋼配管２に変更した例を、同図（ｂ）は該当するオーステナイト系ステンレス鋼配管１を複数のＮｉ基系合金鋼配管２に分けた例を、同図（ｃ）は該当するオーステナイト系ステンレス鋼配管１のうちの一部をＮｉ基系合金鋼配管２に変更した例を示している。
【００５３】
ここではｘ軸方向のみの説明としたが、ｙ軸方向、ｚ軸方向も同様である。本発明において、配管ルート上でのＮｉ基系合金鋼配に変更する場所を一般化して説明すると、次のようになる。
【００５４】
熱応力を低減しようとするベンド部から固定端までを結ぶ配管ルート上の線分のベクトルが、熱伸びによりベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管部位である。この配管部位の材質を、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更することにより、前記ベンド部の温度上昇による変位が少なくなり、それにより当該ベンド部の熱応力が低減する。
【００５５】
図５は、熱応力が発生するベンド部Ａの変位がｘ軸およびｚ軸のマイナス方向にある場合の配管ルートを説明するための図である。ｘ軸方向の変位を小さくする手段は、前記図３で示した例と同じであり、線分ＥＤをオーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更すれば良い。
【００５６】
一方、ｚ軸方向の変位を小さくするためには、マイナス方向のｚ軸変位とは反対のベクトルをもつ線分ＤＣを、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更すれば良い。線分ＥＦをオーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更すれば、逆にベンド部Ａのｚ軸方向の変位は大きくなる。ベンド部Ａのｚ軸方向変位を低減するためには、線分ＥＤと隣接する線分ＥＦではなく、離れた位置にある線分ＤＣをＮｉ基系合金鋼に変更する点に着目する必要がある。
【００５７】
６５０℃におけるオーステナイト系ステンレス鋼（ＳＵＳ３１６ＨＴＰ）とＮｉ基系合金鋼（Ａｌｌｏｙｙ６１７）の線膨張係数は、それぞれ１８．０×１０−６／℃、１４．４×１０−６／℃である。配管全経路をオーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更すると、熱伸びは２０％低減する。図２に示すようにベンド部の変位量とベンド部の熱応力は比例関係にあるため、ベンド部の熱応力を約２０％低減できることになる。同様にベンド部の熱応力を５％低減するためには、ベンド部の変位低減に有効な配管長さの１／４をオーステナイト系ステンレス鋼（ＳＵＳ３１６ＨＴＰ）からＮｉ基系合金鋼（Ａｌｌｏｙｙ６１７）に変更すればよい。
【００５８】
このことを一般的な数式で表すと、下記の式（３）のようになる。オーステナイト系ステンレス鋼とＮｉ基系合金鋼の線膨張係数の比、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更する配管の長さとベンド部の変位低減に有効な配管長さの比から熱応力低減比を算出することができる。
【数１】
【００５９】
式中Ａ：熱応力低減比
αＳ：オーステナイト系ステンレス鋼の線膨張係数
αＮ：Ｎｉ基系合金鋼の線膨張係数
Ｌｅ：ベンド部の変位低減に有効な配管長さ
ａ：ベンド部の変位低減に有効な配管長さに対してＮｉ基系合金鋼に変更する配管の長さの比
Ｌ１：Ｎｉ基系合金鋼に変更した部位の熱伸び
Ｌ２：オーステナイト系ステンレス鋼を用いた部位の熱伸び。
【００６０】
このようにＮｉ基系合金鋼に変更する配管の長さは、式（３）に示すようにベンド部の熱応力を低減する比率から算出することができるから、Ｎｉ基系合金鋼は必要最小限の使用量で済み、そのために経済性の高い配管設計となる。
【００６１】
図６は、オーステナイト系ステンレス鋼配管１とＮｉ基系合金鋼配管２の接合部の拡大断面図である。
Ｎｉ基系合金鋼（例えばＡｌｌｏｙｙ６１７）はオーステナイト系ステンレス鋼（例えばＳＵＳ３１６）よりも許容応力が高いため、板厚を薄くできる。図６に示すように、板厚が異なるオーステナイト系ステンレス鋼配管１とＮｉ基系合金鋼配管２を接合するためには、許容応力の高いＮｉ基系合金鋼（例えばＡｌｌｏｙｙ６１７）のレジュース管２５を、オーステナイト系ステンレス鋼配管１とＮｉ基系合金鋼配管２の間に介在することにより、接合部における応力集中を抑制することができる。
【００６２】
図７は、本発明の他の実施形態に係る高温再熱蒸気管の等角投影図である。図１に示す前記実施形態と同様に、高温再熱蒸気管１０の缶右側の経路を示している。
Ｎｉ基系合金鋼はオーステナイト系ステンレス鋼よりも高い許容応力を有している（下式の（４）参照）。ベンド部２４にＮｉ基系合金鋼を使用した場合、オーステナイト系ステンレス鋼を使用した場合と比較して、熱応力に対す許容応力値の比が小さくなるため（下式の（５）参照）、発生する熱応力に対する設計裕度が高くなる。
【００６３】
本実施形態では、ベンド部２４の熱応力（熱伸び）を低減するため、該当する直管部をＮｉ基系合金鋼配管２に変更するだけでなく、熱応力に対する尤度を上げるためベンド部２４にもＮｉ基系合金鋼配管２を使用している。
【数２】
【００６４】
式中σＴ：熱応力
σＡ Ｓ：オーステナイト系ステンレス鋼の許容応力値
σＡ Ｎ：Ｎｉ基系合金鋼の許容応力値。
【００６５】
本発明の実施形態の効果をまとめれば下記の通りである。
（１）．該当する直管部やベンド部にオーステナイト系ステンレス鋼配管よりも線膨張係数の小さいＮｉ基系合金鋼配管を用いることで、既存に配管ルートを変更することなく、ベンド部の熱応力を低減することができる。
【００６６】
（２）．熱応力を低減するための配管ループを追設する必要がなく、既設の配管ルートを使用することができるため、周辺の機器類および他の配管の配置を変更する必要がない。
【００６７】
（３）．Ｎｉ基系合金鋼を使用する部位が必要最小限となるため、経済性の高い６５０℃級Ａ−ＵＳＣボイラ装置の配管設計が実現できる。
【００６８】
（４）ベンド部にオーステナイト系ステンレス鋼配管よりも高い許容応力を有するＮｉ基系合金鋼配管を使用することで、ベンド部で発生する熱応力に対して尤度を上げることができる。
【００６９】
（５）．許容応力の高いＮｉ基系合金鋼配管を採用する部位はオーステナイト系ステンレス鋼配管よりも板厚が薄くなり、配管の外径が小さくなるため、周辺の機器類および他の配管との間隔が広くなり、施工性が向上する。
【００７０】
（６）．板厚が薄くなることで、配管重量が軽くなり、配管サポートの小型化が可能になる。
【符号の説明】
【００７１】
１・・・オーステナイト系ステンレス鋼配管、２・・・Ｎｉ基系合金鋼配管、３・・・火炉、４・・・１次過熱器伝熱管、５・・・２次過熱器伝熱管、６・・・最終過熱器伝熱管、７・・・１次再熱器伝熱管、８・・・最終再熱器伝熱管、９・・・主蒸気管、１０・・・高温再熱蒸気管、１１・・・蒸気タービン、２０・・・最終再熱器出口管寄せ、２１・・・最終過熱器出口管寄せ、２２ａ、２２ｂ・・・垂直方向ストッパ、２３・・・ハンガ、２４・・・ベンド部、２５・・・レジュース管。
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ボイラ装置用配管に係り、特に出口蒸気温度が６５０℃に設定されている６５０℃級Ａ−ＵＳＣ（Ｕｌｔｒａ Ｓｕｐｅｒ Ｃｒｉｔｉｃａｌ）ボイラ装置の主蒸気管や高温再熱蒸気管に好適な配管に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
図８は、発電用ボイラ装置の概略構成図である。同図に示すように火炉３を区画形成している水冷壁は、多数の水管を並設・連結して構成したものである。燃料の燃焼によって生じる放射熱で前記水管が加熱され、水管を流れている水の蒸発が起こる。
【０００３】
発生した蒸気は１次過熱器伝熱管４，２次過熱器伝熱管５，最終過熱器伝熱管６により過熱され、最終過熱器出口管寄せ２１から主蒸気管９を経由して蒸気タービン１１に送られる。仕事を終えて蒸気タービン１１から出た排気の一部はボイラ装置に戻り、１次再熱器伝熱管７ならびに最終再熱器伝熱管８により加熱されて、最終再熱器出口管寄せ２０から高温再熱蒸気管１０を経由して蒸気タービン１１に送られる。
【０００４】
一方、燃料の燃焼によって生成した排ガスは、脱硝装置１４，電気集塵機１５，脱硫装置１６などで浄化され、煙突１７から大気へ放出される。
【０００５】
石炭火力発電プラントでは、発電効率の向上ならびにＣＯ２排出量削減を目的にして、蒸気温度の高温化、高圧化による高効率化が進んでいる。現状の超々臨界圧（ＵＳＣ）プラントは、主蒸気温度が６００℃であるが、より高い発電効率を目指す先進超々臨界圧（Ａ−ＵＳＣ）プラントは、主蒸気温度７００℃を目標としている。
【０００６】
６００℃級ＵＳＣボイラ装置の配管には高クロムフェライト鋼（例えば火ＳＴＰＡ２８，火ＳＴＰＡ２９）が用いられているが、７００℃級Ａ−ＵＳＣボイラ装置では、高温クリープ強度が不足するため、Ｎｉ基系合金鋼（例えばＨＲ６Ｗ，Ａｌｌｏｙ６１７）を使用する必要がある。Ｎｉ系基合金鋼は希少金属を多く含むため、Ｆｅが主成分の従来の合金鋼と比べて材料価格が１０〜１５倍になり、高価である。
【０００７】
そのため、Ｎｉ系基合金鋼よりも高温クリープ強度が低いが、６５０℃で十分なクリープ強度を有するオーステナイト系ステンレス鋼（例えばＳＵＳ３１６）を用いる６５０℃級のＡ−ＵＳＣボイラ装置の構想もある。
【０００８】
Ａ−ＵＳＣプラントは、既存のＳＣ（超臨界圧）プラント，ＵＳＣ（超々臨界圧）プラントとシステム構成が同じであるため、既設プラントから一部の部材を変更することにより高効率化、すなわちＡ−ＵＳＣ化を図ることが可能である。
【０００９】
既設の老朽化したボイラ装置の出口蒸気温度を６５０℃まで上げるためには、火炉内の過熱器伝熱管や再熱器伝熱管などの伝熱面積を増加し、また、温度上昇に伴い、ボイラ出口からタービン入口までを接続する主蒸気管９や高温再熱蒸気管１０をフェライト鋼からオーステナイト系ステンレス鋼に変更する。
【００１０】
このように既設プラントを６５０℃級プラントに更新する場合、主要な変更部は火炉内の伝熱管（この例の場合１次過熱器伝熱管４，２次過熱器伝熱管５，最終過熱器伝熱管６，１次再熱器伝熱管７，最終再熱器伝熱管８），主蒸気管９，高温再熱蒸気管１０，最終再熱器出口管寄せ２０，最終過熱器出口管寄せ２１およびタービン１１である。すなわち、火炉周りにある機器のうち、主蒸気管９と高温再熱蒸気管１０以外の配置は変わらない。
【００１１】
図９ないし図１１に、例として缶右側での高温再熱蒸気管１０の配管経路を示す。図９はボイラ装置の斜視図、図１０はボイラ装置の平面図、図１１はそのボイラ装置での高温再熱蒸気管１０の等角投影図である。
【００１２】
この缶右側の高温再熱蒸気管１０の配管経路は、火炉の上部に設置されている最終再熱器出口管寄せ２０から、水平方向に缶前側に延びる。図１１に示すように高温再熱蒸気管１０の水平部には安全弁１９が取り付けられており、また、適所に垂直方向ストッパ２２ならびにハンガ２３が設けられている。高温再熱蒸気管１０は複数のベンドを経て、図１０に示すように缶前にあるコールバンカ１２を避けて、タービンフロアレベルまで配管は降り、タービンフロアレベルにおいて複数のベンド部を経て蒸気タービン１１に接続される。
【００１３】
缶左側の高温再熱蒸気管１０の配管経路も左右対称で同様な経路になっている。また、主蒸気管９も高温再熱蒸気管１０と同様な配管経路である。プラント毎に配管経路は若干異なるが、概ね図９ないし図１１に示す経路となっている。事業用ボイラ装置では、最終再熱器出口管寄せ２０のレベルとタービンフロアレベルの高低差は６０ｍ前後あり、配管長さは約１５０ｍを超える。
【００１４】
図９ないし図１１に示す高温再熱蒸気管１０の配管経路において、基本的な配管の拘束は以下の通りである。
【００１５】
（１）．火炉出口である最終再熱器出口管寄せ２０に対して、配管下方からの熱伸びによる作用力を抑えるために、火炉出口レベルで高温再熱蒸気管１０を垂直方向に拘束する垂直方向ストッパ２２ａを設ける。
【００１６】
（２）．タービン１１に対して、配管上方からの熱伸びによる作用力を抑えるために、タービンフロアレベルで高温再熱蒸気管１０を垂直方向に拘束する垂直方向ストッパ２２ｂを設ける。
【００１７】
（３）．熱応力を低減するために、火炉出口レベルとタービンフロアレベルの間の配管の熱伸びを許容して、高温再熱蒸気管１０の自重のみの荷重を支えるハンガ２３を設ける。
【００１８】
この高温再熱蒸気管１０のサポート方法は、配管経路全体で見て熱応力を低減する方法であるが、火炉出口レベルとタービンフロアレベルで垂直方向で拘束するため、その間の配管の熱伸びにより、配管経路上のベンド部は応力集中係数が高く、熱応力が最大となる（図１１中の「最大熱応力発生部」参照）。最大熱応力が発生するベンド部は、熱伸びにより約４０ｃｍの変位が生じる。
【００１９】
既設のボイラ装置を６５０℃級のＡ−ＵＳＣボイラ装置に更新する場合、更新する主蒸気管９や高温再熱蒸気管１０の配管経路の近くには、既存の機器類や他の配管などが設置されて混雑した状態になっているため、空間的スペースのある既設の経路とすることが望ましい。
【００２０】
しかしながら、６５０℃級のＡ−ＵＳＣボイラ装置において、主蒸気管９や高温再熱蒸気管１０に用いるオーステナイト系ステンレス鋼の線膨張係数は、フェライト鋼の約１．５倍である。そのため熱伸びにより熱応力が増加し、配管に発生する熱応力が許容応力値を超える場合がある。許容応力値以下となるように熱応力を低減するためには、配管ルートの延長、配管ルートの途中にループ部を設けるなどの対策、あるいは線膨張係数の小さい材料に変更する必要がある。配管全体を線膨張係数の小さいＮｉ基系合金鋼（例えばＨＲ６Ｗ）に変更することが、例えば特開２００４−２６８１３７号公報などで提案されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００２１】
【特許文献１】特開２００４−２６８１３７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００２２】
前述のように、更新する主蒸気管９や高温再熱蒸気管１０の配管経路、特に熱応力が高いベンド部の周囲には、既存の機器類や他の配管などが設置されて混雑した状態になっているため、配管ルートを延長したり、配管ルートの途中にループ部を設けることは非常に難しい。
【００２３】
また、配管（主蒸気管９、高温再熱蒸気管１０）の全体を線膨張係数の小さいＮｉ基系合金鋼に変更する場合は、配管の材料価格が約１０倍もかかり、コストの点で問題がある。
【００２４】
本発明の目的は、このような従来技術の欠点を解消し、安価でかつベンド部の熱応力を有効に低減することができるボイラ装置用配管ならびにそれを備えたボイラ装置を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００２５】
前記目的を達成するため、本発明の第１の手段は、
熱応力を低減するベンド部から配管固定点までを結ぶ配管ルート上の線分のベクトルが、配管の熱伸びにより前記ベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管の材質を、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするものである。
【００２６】
本発明の第２の手段は前記第１の手段において、
前記熱伸びによりベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管の全部あるいは一部を、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするものである。
【００２７】
本発明の第３の手段は前記第１または第２の手段において、
前記配管の熱伸びによりベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管に加えて前記ベンド部も、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするものである。
【００２８】
本発明の第４の手段は前記第１ないし第３の手段において、
前記Ｎｉ基系合金鋼配管が前記オーステナイト系ステンレス鋼配管よりも板厚の薄い配管で構成されていることを特徴とするものである。
【００２９】
本発明の第５の手段は前記第４の手段において、
前記Ｎｉ基系合金鋼配管と前記オーステナイト系ステンレス鋼配管が、Ｎｉ基系合金鋼からなるレジュース管を介して接合されていることを特徴とするものである。
【００３０】
本発明の第６の手段は前記第１ないし第５の手段において、
前記配管固定点が垂直方向ストッパによって拘束されている配管部分であることを特徴とするものである。
【００３１】
本発明の第７の手段は前記第１ないし第６の手段において、
当該ボイラ装置用配管が主蒸気管または（ならびに）高温再熱蒸気管であることを特徴とするものである。
【００３２】
本発明の第８の手段は
燃焼ガスの流通経路上に過熱器ならびに再熱器が設置され、最終過熱器出口管寄せから蒸気タービンに向けて主蒸気管が、また、最終再熱器出口管寄せから蒸気タービンに向けて高温再熱蒸気管が、それぞれ配管されているボイラ装置において、
前記主蒸気管または（ならびに）高温再熱蒸気管が、前記第１ないし第７の手段のボイラ装置用配管であることを特徴とするものである。
【００３３】
本発明の第９の手段は前記第８の手段において、
前記主蒸気管を通して前記蒸気タービンに送気される主蒸気の温度が６５０℃の先進超々臨界圧ボイラ装置であることを特徴とするものである。
【発明の効果】
【００３４】
本発明は前述のような構成になっており、ベンド部の熱応力を有効に低減することができるボイラ装置用配管ならびにそれを備えたボイラ装置を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００３５】
【図１】本発明の実施形態に係る高温再熱蒸気管の等角投影図である。
【図２】配管ルート上でのベンド部の変位量とそのベンド部の熱応力との関係を示す特性図である。
【図３】本発明の実施形態において、ベンド部の変位がｘ軸のマイナス方向にある場合の配管ルートを説明するための示す図である。
【図４】本発明の実施形態において、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更する部位を具体的に示す図である。
【図５】本発明の実施形態において、ベンド部の変位がｘ軸およびｚ軸のマイナス方向にある場合の配管ルートを説明するための示す図である。
【図６】本発明の実施形態におけるオーステナイト系ステンレス鋼配管とＮｉ基系合金鋼配管の接合部の拡大断面図である。
【図７】本発明の他の実施形態に係る高温再熱蒸気管の等角投影図である。
【図８】発電用ボイラ装置の概略構成図である。
【図９】従来のボイラ装置における缶右側での高温再熱蒸気管の配管経路を示すボイラ装置の斜視図である。
【図１０】そのボイラ装置の平面図である。
【図１１】そのボイラ装置での高温再熱蒸気管の等角投影図である。
【発明を実施するための形態】
【００３６】
次に本発明の実施形態を図面と共に説明する。
発電用ボイラ装置の全体の概略構成は、前述した図８と同様であるから重複する説明は省略する。図１は、本発明の実施形態に係る高温再熱蒸気管１０の等角投影図である。
【００３７】
缶右側の高温再熱蒸気管１０の配管経路は、火炉の上部に設置されている最終再熱器出口管寄せ２０から、水平方向に缶前側に延びる。図１に示すように高温再熱蒸気管１０の水平部には安全弁１９が取り付けられている。高温再熱蒸気管１０は複数のベンド部を経て、図１０に示すように缶前にあるコールバンカ１２を避けて、タービンフロアレベルまで配管は降り、タービンフロアレベルにおいて複数のベンドを経て蒸気タービン１１に接続される。
【００３８】
火炉出口である最終再熱器出口管寄せ２０に対して、配管（高温再熱蒸気管１０）下方からの熱伸びによる作用力を抑えるために、火炉出口レベルで垂直方向に拘束する垂直方向ストッパ２２ａが設けられている。
また、タービン１１に対して、配管（高温再熱蒸気管１０）上方からの熱伸びによる作用力を抑えるために、タービンフロアレベルで垂直方向に拘束する垂直方向ストッパ２２ｂが設けられている。
さらに、熱応力を低減するために、火炉出口レベルとタービンフロアレベルの間の配管（高温再熱蒸気管１０）の熱伸びを許容して、配管（高温再熱蒸気管１０）の自重のみの荷重を支えるハンガ２３が設けられている。
【００３９】
熱応力が高くなる部位は、応力集中度の高いベンド部２４であり、図１の例では最大熱応力発生部をＡ部とする。また、Ａ部の温度上昇時における変位は、ｘ軸，ｙ軸のマイナス方向とする。すなわち、図１に示すＡ部の熱伸び方向が、同図に示しているｘ軸，ｙ軸，ｚ軸座標の向きとは反対方向とする。
【００４０】
図に示すように、配管ルート（高温再熱蒸気管１０）の大部分を例えばＳＵＳ３１６などのオーステナイト系ステンレス鋼配管１で構成しているが、その配管ルートの特定部位を例えばＨＲ６ＷやＡｌｌｏｙ６１７などのオーステナイト系ステンレス鋼配管１よりも熱膨張係数が小さく、高温クリープ強度の高いＮｉ基系合金鋼配管２で構成している。
【００４１】
すなわち、許容応力値を超える熱応力が発生する場合、そのベンド部２４の熱応力を低減するために、ベンド部２４近傍直管部に、オーステナイト系ステンレス鋼配管１よりも熱膨張係数が小さく、高温クリープ強度の高いＮｉ基系合金鋼配管２を使用している。
【００４２】
本発明で使用するＮｉ基系合金鋼において、Ｎｉ含有率が少ないと高温クリープ強度が不足し、一方、Ｎｉ含有率が多いと鋼材が高価になる。
本発明の実施形態で使用するＳＵＳ３１６ＨＴＰ、ＨＲ６ＷならびにＡｌｌｏｙ６１７の組成は下記の通りである。
ＳＵＳ３１６ＨＴＰの組成は、１６Ｃｒ−１２Ｎｉ−２Ｍｏである。
ＨＲ６Ｗの組成は、２３Ｃｒ−４５Ｎｉ−７Ｗ−Ｔｉ−Ｎｂである。
Ａｌｌｏｙ６１７の組成は、２３Ｃｒ−１２．５Ｃｏ−９Ｍｏ−Ｔｉ−Ａｌ−Ｎｉ（ｂａｌ．）である。
【００４３】
なお、このＮｉ基系合金鋼配管２を使用する部位は、熱応力を低減するベンド部２４から配管固定端（本実施形態では、垂直方向ストッパ２２と連結されている部位）までを結ぶ配管ルート上の線分のベクトルが、熱伸びによりベンド部２４が移動する方向に対して反対方向のベクトルをもつ線分にある配管部位を選択する。このことについては、後で具体的に説明する。
【００４４】
本発明によれば、既設配管ルートの全体の材質を変更することなく、配管ルートの一部に熱膨張係数の小さいＮｉ基系合金鋼配管２を用いることで、熱応力を有効に低減することができる。但し、任意の場所にＮｉ基系合金鋼配管２を配置すればよいものではなく、以下の場所（部位）に限定される。
【００４５】
図１に示すように、高い熱応力が発生する部位は配管ルート上のベンド部２４である。温度が常温から６５０℃に上昇した場合、熱伸びによりベンド部２４は移動する。
図２は、配管ルート上でのベンド部の変位量とそのベンド部の熱応力との関係を示す特性図である。この図から明らかなように、ベンド部の変位の大きさとベンド部の熱応力とは比例関係にある。従って、ベンド部の熱応力を低減するためには、ベンド部の変位量小さくすればよい。以下、このことについて単純化した配管ルートで説明する。
【００４６】
図３は、ベンド部の変位がｘ軸のマイナス方向にある場合の配管ルートを説明するための図である。同図に示すように、配管ルートはＢ，Ｃ，Ｄ，Ｅ，Ｆ，Ｇの各点を経由し、配管ルートの両端部はＢ点とＧ点で固定されており、Ｂ点とＧ点ではｘ軸方向ならびにｚ軸方向に拘束されているものとする。
【００４７】
この例ではＥ点（ベンド部）を最大熱応力発生部（図１のＡ部に相当）とし、温度が上昇した場合、Ｅ点は図に示すｘ軸（プラス方向）方向とは反対のマイナス方向（図中の点線の方向）に変位するもとする。このＥ点のｘ軸のマイナス方向への変位が小さくなると、Ｅ点（ベンド部）の熱応力は低減する。
【００４８】
次にＥ点を基準にしてＥ点からＢ点までを結ぶ線分のベクトル、ならびにＥ点を基準にしてＥ点からＧ点までを結ぶ線分のベクトルを見る。ｘ軸に平行する線分ＣＢはｘ軸にマイナス方向のベクトル、線分ＥＤはｘ軸にプラス方向のベクトル、線分ＦＧはｘ軸にプラス方向のベクトルである。また、ｚ軸に平行する線分ＤＣはｚ軸にプラス方向のベクトル、線分ＥＦはｚ軸にマイナス方向のベクトルである。
【００４９】
ｘ軸のマイナス方向に変位するベンド部の変位量を小さくするためには、ｘ軸のプラス方向にベクトルを有する線分の配管の材質を線膨張係数の小さいＮｉ基系合金鋼配に変更すればよい。この例の場合具体的には、線分ＥＤまたは線分ＥＦの部位をＮｉ基系合金鋼配に変更すればよいことになる。
【００５０】
一方、線分ＣＢの部位をＮｉ基系合金鋼配に変更すると、温度上昇時にＥ点（ベンド部）の変位はマイナス方向にさらに助長され、逆に熱応力が増加することがあるから、この部位での材質の変更は行ってはいけない。
【００５１】
この図３の例において、線分ＥＤをオーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更して、線分ＥＤだけを見ると熱伸びはオーステナイト系ステンレス鋼のときよりも小さくなる。線分ＣＢの材質はオーステナイト系ステンレス鋼のままにしておくと、線分ＣＢの熱伸びは変わらない。すなわち、線分ＣＢの熱伸びは変わらず、線分ＥＤの熱伸びは小さくなるため、Ｅ点（ベンド部）のｘ軸マイナス方向の変位は小さくなり、熱応力が低減する。
【００５２】
図４はオーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更する部位を具体的に示すもので、同図（ａ）は該当するオーステナイト系ステンレス鋼配管１（例えば前記線分ＥＤ）の全体をＮｉ基系合金鋼配管２に変更した例を、同図（ｂ）は該当するオーステナイト系ステンレス鋼配管１を複数のＮｉ基系合金鋼配管２に分けた例を、同図（ｃ）は該当するオーステナイト系ステンレス鋼配管１のうちの一部をＮｉ基系合金鋼配管２に変更した例を示している。
【００５３】
ここではｘ軸方向のみの説明としたが、ｙ軸方向、ｚ軸方向も同様である。本発明において、配管ルート上でのＮｉ基系合金鋼配に変更する場所を一般化して説明すると、次のようになる。
【００５４】
熱応力を低減しようとするベンド部から固定端までを結ぶ配管ルート上の線分のベクトルが、熱伸びによりベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管部位である。この配管部位の材質を、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更することにより、前記ベンド部の温度上昇による変位が少なくなり、それにより当該ベンド部の熱応力が低減する。
【００５５】
図５は、熱応力が発生するベンド部Ａの変位がｘ軸およびｚ軸のマイナス方向にある場合の配管ルートを説明するための図である。ｘ軸方向の変位を小さくする手段は、前記図３で示した例と同じであり、線分ＥＤをオーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更すれば良い。
【００５６】
一方、ｚ軸方向の変位を小さくするためには、マイナス方向のｚ軸変位とは反対のベクトルをもつ線分ＤＣを、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更すれば良い。線分ＥＦをオーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更すれば、逆にベンド部Ａのｚ軸方向の変位は大きくなる。ベンド部Ａのｚ軸方向変位を低減するためには、線分ＥＤと隣接する線分ＥＦではなく、離れた位置にある線分ＤＣをＮｉ基系合金鋼に変更する点に着目する必要がある。
【００５７】
６５０℃におけるオーステナイト系ステンレス鋼（ＳＵＳ３１６ＨＴＰ）とＮｉ基系合金鋼（Ａｌｌｏｙｙ６１７）の線膨張係数は、それぞれ１８．０×１０−６／℃、１４．４×１０−６／℃である。配管全経路をオーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更すると、熱伸びは２０％低減する。図２に示すようにベンド部の変位量とベンド部の熱応力は比例関係にあるため、ベンド部の熱応力を約２０％低減できることになる。同様にベンド部の熱応力を５％低減するためには、ベンド部の変位低減に有効な配管長さの１／４をオーステナイト系ステンレス鋼（ＳＵＳ３１６ＨＴＰ）からＮｉ基系合金鋼（Ａｌｌｏｙｙ６１７）に変更すればよい。
【００５８】
このことを一般的な数式で表すと、下記の式（３）のようになる。オーステナイト系ステンレス鋼とＮｉ基系合金鋼の線膨張係数の比、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更する配管の長さとベンド部の変位低減に有効な配管長さの比から熱応力低減比を算出することができる。
【数１】
【００５９】
式中Ａ：熱応力低減比
αＳ：オーステナイト系ステンレス鋼の線膨張係数
αＮ：Ｎｉ基系合金鋼の線膨張係数
Ｌｅ：ベンド部の変位低減に有効な配管長さ
ａ：ベンド部の変位低減に有効な配管長さに対してＮｉ基系合金鋼に変更する配管の長さの比
Ｌ１：Ｎｉ基系合金鋼に変更した部位の熱伸び
Ｌ２：オーステナイト系ステンレス鋼を用いた部位の熱伸び。
【００６０】
このようにＮｉ基系合金鋼に変更する配管の長さは、式（３）に示すようにベンド部の熱応力を低減する比率から算出することができるから、Ｎｉ基系合金鋼は必要最小限の使用量で済み、そのために経済性の高い配管設計となる。
【００６１】
図６は、オーステナイト系ステンレス鋼配管１とＮｉ基系合金鋼配管２の接合部の拡大断面図である。
Ｎｉ基系合金鋼（例えばＡｌｌｏｙｙ６１７）はオーステナイト系ステンレス鋼（例えばＳＵＳ３１６）よりも許容応力が高いため、板厚を薄くできる。図６に示すように、板厚が異なるオーステナイト系ステンレス鋼配管１とＮｉ基系合金鋼配管２を接合するためには、許容応力の高いＮｉ基系合金鋼（例えばＡｌｌｏｙｙ６１７）のレジュース管２５を、オーステナイト系ステンレス鋼配管１とＮｉ基系合金鋼配管２の間に介在することにより、接合部における応力集中を抑制することができる。
【００６２】
図７は、本発明の他の実施形態に係る高温再熱蒸気管の等角投影図である。図１に示す前記実施形態と同様に、高温再熱蒸気管１０の缶右側の経路を示している。
Ｎｉ基系合金鋼はオーステナイト系ステンレス鋼よりも高い許容応力を有している（下式の（４）参照）。ベンド部２４にＮｉ基系合金鋼を使用した場合、オーステナイト系ステンレス鋼を使用した場合と比較して、熱応力に対す許容応力値の比が小さくなるため（下式の（５）参照）、発生する熱応力に対する設計裕度が高くなる。
【００６３】
本実施形態では、ベンド部２４の熱応力（熱伸び）を低減するため、該当する直管部をＮｉ基系合金鋼配管２に変更するだけでなく、熱応力に対する尤度を上げるためベンド部２４にもＮｉ基系合金鋼配管２を使用している。
【数２】
【００６４】
式中σＴ：熱応力
σＡ Ｓ：オーステナイト系ステンレス鋼の許容応力値
σＡ Ｎ：Ｎｉ基系合金鋼の許容応力値。
【００６５】
本発明の実施形態の効果をまとめれば下記の通りである。
（１）．該当する直管部やベンド部にオーステナイト系ステンレス鋼配管よりも線膨張係数の小さいＮｉ基系合金鋼配管を用いることで、既存に配管ルートを変更することなく、ベンド部の熱応力を低減することができる。
【００６６】
（２）．熱応力を低減するための配管ループを追設する必要がなく、既設の配管ルートを使用することができるため、周辺の機器類および他の配管の配置を変更する必要がない。
【００６７】
（３）．Ｎｉ基系合金鋼を使用する部位が必要最小限となるため、経済性の高い６５０℃級Ａ−ＵＳＣボイラ装置の配管設計が実現できる。
【００６８】
（４）ベンド部にオーステナイト系ステンレス鋼配管よりも高い許容応力を有するＮｉ基系合金鋼配管を使用することで、ベンド部で発生する熱応力に対して尤度を上げることができる。
【００６９】
（５）．許容応力の高いＮｉ基系合金鋼配管を採用する部位はオーステナイト系ステンレス鋼配管よりも板厚が薄くなり、配管の外径が小さくなるため、周辺の機器類および他の配管との間隔が広くなり、施工性が向上する。
【００７０】
（６）．板厚が薄くなることで、配管重量が軽くなり、配管サポートの小型化が可能になる。
【符号の説明】
【００７１】
１・・・オーステナイト系ステンレス鋼配管、２・・・Ｎｉ基系合金鋼配管、３・・・火炉、４・・・１次過熱器伝熱管、５・・・２次過熱器伝熱管、６・・・最終過熱器伝熱管、７・・・１次再熱器伝熱管、８・・・最終再熱器伝熱管、９・・・主蒸気管、１０・・・高温再熱蒸気管、１１・・・蒸気タービン、２０・・・最終再熱器出口管寄せ、２１・・・最終過熱器出口管寄せ、２２ａ、２２ｂ・・・垂直方向ストッパ、２３・・・ハンガ、２４・・・ベンド部、２５・・・レジュース管。
【特許請求の範囲】
【請求項１】
熱応力を低減するベンド部から配管固定点までを結ぶ配管ルート上の線分のベクトルが、配管の熱伸びにより前記ベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管の材質を、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項２】
請求項１に記載のボイラ装置用配管において、
前記熱伸びによりベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管の全部あるいは一部を、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項３】
請求項１または２に記載のボイラ装置用配管において、
前記配管の熱伸びによりベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管に加えて前記ベンド部も、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項４】
請求項１ないし３のいずれか１項に記載のボイラ装置用配管において、
前記Ｎｉ基系合金鋼配管が前記オーステナイト系ステンレス鋼配管よりも板厚の薄い配管で構成されていることを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項５】
請求項４に記載のボイラ装置用配管において、
前記Ｎｉ基系合金鋼配管と前記オーステナイト系ステンレス鋼配管が、Ｎｉ基系合金鋼からなるレジュース管を介して接合されていることを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項６】
請求項１ないし５のいずれか１項に記載のボイラ装置用配管において、
前記配管固定点が垂直方向ストッパによって拘束されている配管部分であることを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項７】
請求項１ないし６のいずれか１項に記載のボイラ装置用配管において、
当該ボイラ装置用配管が主蒸気管または（ならびに）高温再熱蒸気管であることを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項８】
燃焼ガスの流通経路上に過熱器ならびに再熱器が設置され、最終過熱器出口管寄せから蒸気タービンに向けて主蒸気管が、また、最終再熱器出口管寄せから蒸気タービンに向けて高温再熱蒸気管が、それぞれ配管されているボイラ装置において、
前記主蒸気管または（ならびに）高温再熱蒸気管が、請求項１ないし７のいずれか１項に記載のボイラ装置用配管であることを特徴とするボイラ装置。
【請求項９】
請求項８に記載のボイラ装置において、
前記主蒸気管を通して前記蒸気タービンに送気される主蒸気の温度が６５０℃の先進超々臨界圧ボイラ装置であることを特徴とするボイラ装置。
【請求項１】
熱応力を低減するベンド部から配管固定点までを結ぶ配管ルート上の線分のベクトルが、配管の熱伸びにより前記ベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管の材質を、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項２】
請求項１に記載のボイラ装置用配管において、
前記熱伸びによりベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管の全部あるいは一部を、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項３】
請求項１または２に記載のボイラ装置用配管において、
前記配管の熱伸びによりベンド部が移動する方向に対して反対方向のベクトルを有する線分にある配管に加えて前記ベンド部も、オーステナイト系ステンレス鋼からＮｉ基系合金鋼に変更したことを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項４】
請求項１ないし３のいずれか１項に記載のボイラ装置用配管において、
前記Ｎｉ基系合金鋼配管が前記オーステナイト系ステンレス鋼配管よりも板厚の薄い配管で構成されていることを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項５】
請求項４に記載のボイラ装置用配管において、
前記Ｎｉ基系合金鋼配管と前記オーステナイト系ステンレス鋼配管が、Ｎｉ基系合金鋼からなるレジュース管を介して接合されていることを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項６】
請求項１ないし５のいずれか１項に記載のボイラ装置用配管において、
前記配管固定点が垂直方向ストッパによって拘束されている配管部分であることを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項７】
請求項１ないし６のいずれか１項に記載のボイラ装置用配管において、
当該ボイラ装置用配管が主蒸気管または（ならびに）高温再熱蒸気管であることを特徴とするボイラ装置用配管。
【請求項８】
燃焼ガスの流通経路上に過熱器ならびに再熱器が設置され、最終過熱器出口管寄せから蒸気タービンに向けて主蒸気管が、また、最終再熱器出口管寄せから蒸気タービンに向けて高温再熱蒸気管が、それぞれ配管されているボイラ装置において、
前記主蒸気管または（ならびに）高温再熱蒸気管が、請求項１ないし７のいずれか１項に記載のボイラ装置用配管であることを特徴とするボイラ装置。
【請求項９】
請求項８に記載のボイラ装置において、
前記主蒸気管を通して前記蒸気タービンに送気される主蒸気の温度が６５０℃の先進超々臨界圧ボイラ装置であることを特徴とするボイラ装置。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【公開番号】特開２０１２−２５１７１２（Ｐ２０１２−２５１７１２Ａ）
【公開日】平成２４年１２月２０日（２０１２．１２．２０）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１１−１２４２１３（Ｐ２０１１−１２４２１３）
【出願日】平成２３年６月２日（２０１１．６．２）
【出願人】（０００００５４４１）バブコック日立株式会社 (683)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２４年１２月２０日（２０１２．１２．２０）
【国際特許分類】
【出願日】平成２３年６月２日（２０１１．６．２）
【出願人】（０００００５４４１）バブコック日立株式会社 (683)
【Ｆターム（参考）】
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