JP2000503382A - 貫流蒸気発生器 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 燃焼室（４）を有し、その垂直に延びた、その内面に表面構造（２６）を有する管（１２）が流れ媒体（Ｓ）により下から上へ貫流され得る貫流蒸気発生器において、管（１２）のなかを臨界的な圧力ｐ_kritが支配している負荷の際の管（１２）のなかの特に望ましい質量流量密度 が、本発明によれば、関係式： を満たす。

Description

【発明の詳細な説明】 貫流蒸気発生器 本発明は、気密に互いに結合された管から成る密閉壁により囲まれている燃焼 室を有し、その際に垂直に延びた、その内面に表面構造を有する管が流れ媒体に より下から上へ貫流され得る貫流蒸気発生器に関する。 このような蒸気発生器はＶＧＢ Kraftwerkstechnik７３（１９９３）、第４ 文“ベンソン蒸気発生器に対する蒸発器構想”から知られている。このような貫 流蒸気発生器では、燃焼室を形成する蒸発器管の加熱は、循環路に導かれる水‐ ／水‐蒸気‐混合物が部分的にしか蒸発しない自然循環‐または強制循環蒸気発 生器と対照的に、１回の通過中の蒸発器管のなかの流れ媒体の完全な蒸発に通ず る。自然循環蒸気発生器では蒸発器管は原理的に垂直に配置されているが、貫流 蒸気発生器の蒸発器管は垂直にもらせん状にも、従ってまた傾けられても、配置 され得る。 その燃焼室壁が垂直に配置されている蒸発器管から構成されている貫流蒸気発 生器は、らせん状に配置されている蒸発器管を有する貫流蒸気発生器にくらべて 、望ましいコストで製造することができる。垂直に配置されている蒸発器管を有 する貫流蒸気発生器は、さらに、傾けられてまたはらせん状に上昇するように配 置されている蒸発器管を有する貫流蒸気発生器にくらべて、低い水‐／蒸気側の 圧力損失を有する。さらに、貫流蒸気発生器は、自然循環蒸気発生器と対照的に 、圧力制限を受けず、従って水の臨界的圧力（ｐ_krit＝２２１ｂａｒ）―そこで は液体に類似の媒体と蒸気に類似の媒体との間のわずかな密度差しかない―より もはるかに高い生蒸気圧力が可能である。高い生蒸気圧力は、高い熱的効率、従 ってまた低いＣＯ₂ 排出を達成するために必要である。 その際に特別な問題は、貫流蒸気発生器の燃焼室壁または密閉壁を、そこに生 ずる管壁‐または材料温度を顧慮して設計することにある。約２００ｂａｒまで の非臨界的な圧力範囲内では燃焼室壁の温度は、蒸発領域内の加熱面の湿潤が保 証され得るならば、本質的に水の飽和温度の高さにより決定される。このことは たとえば内面にリブを設けられている管の使用により達成される。このような管 および蒸気発生器におけるそれらの使用は、たとえばヨーロッパ特許出願第0 50 3 116号明細書から公知である。これらのいわゆるリブ付き管、すなわち内面に リブを設けられている管は、内壁から流れ媒体への特に良好な熱伝達を有する。 約２００ないし２２１ｂａｒの圧力範囲内で、管内壁から流れ媒体への熱移行 は強く低下し、従って、管の十分な冷却を保証するため、流れ速度―その尺度と してはたいてい質量流量密度が使用される―が相応に高められなければならない 。従って、約２００ｂａｒおよびそれ以上の圧力で作動させられる貫流蒸気発生 器の蒸発器管のなかでは、質量流量密度、従ってまた摩擦圧力損失が、２００ｂ ａｒの下側の圧力で作動させられる貫流蒸気発生器の際よりも高く選ばれなけれ ばならない。より高い摩擦圧力損失の結果として、特に小さい管内径の際には、 個々の管の多重加熱の際にそのスループットも高まるという垂直配管の有利な特 性が失われる。しかし、高い熱的効率、従ってまた低いＣＯ₂ 排出を達成するた めに、２００ｂａｒを越える高い蒸気圧力は必要であるから、この圧力範囲内で も良好な熱伝達を保証することが不可欠である。従って、垂直に配管された燃焼 室壁を有する貫流蒸気発生器は、約２００ないし２２１ｂａｒの望ましくない圧 力範囲内で菅壁から流れ媒体への、すなわち水‐／水‐蒸気‐混合物への十分に 高い熱伝達を常に達成するために、一般に管のなかの比較的高い質量流量密度に より作動させられる。そのために刊行物“Ｔｈｅｒｍａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉ ｎｇ”、I.E.Semenovoker、第４１巻、第８号、１９９４、第６５５〜６６１頁 には、ガス燃焼の蒸気発生器に対しても石炭燃焼の蒸気発生器に対しても統一的 に約２０００ｋｇ／ｍ² ｓの１００％負荷における質量流量密度が記載されてい る。 本発明の課題は、貫流蒸気発生器の管に対して管のなかの特に望ましい質量流 量密度の設計規範を示すことである。 この課題は、本発明によれば、蒸気発生器が、管のなかを臨界的な圧力ｐ_krit ここで ｑ_i （ｋＷ／ｍ² ）は管の内面における熱流量密度、 Ｔ_max （℃）は管の最大許容材料温度、 Ｔ_krit （℃）は臨界的な圧力（ｐ_krit）における流れ媒体の温度、 ΔＴ_W （Ｋ）は管の外壁と内壁との間の温度差、また Ｃ≧７．３・１０^-3ｋＷｓ／ｋｇＫは定数である。 を満たすように設計されていることにより解決される。 本発明はその際に、内面リブ付きの管の流れ技術的な設計に対して２つの原理 的に相い矛盾する条件が満足されなければならないという考察から出発する。一 方では管のなかの平均の質量流量密度を可能なかぎり低く選ぶ必要がある。それ により、避けるべきではない加熱差に基づいて他の管よりも多くの熱を供給され る個々の管が平均的に加熱される管よりも高い質量流量により流れ媒体を流され ることが保証されていなければならない。ドラムボイラーから知られているこの 自然循環特性は、蒸発器加熱面の出口において、蒸気温度の、従ってまた管壁温 度の比較可能性をもたらす。 他方において管のなかの質量流量密度は、管壁の確実な冷却が保証されている ように、また許容材料温度が超過されないように高く選ぶ必要がある。この仕方 で管材料の高い局部的な過熱およびそれと結び付けられる損傷（管の裂傷）が回 避される。材料温度に対する主要な影響量は、流れ媒体の温度のほかに、管壁の 外部の加熱および管内壁から流れ媒体（流体）への熱伝達である。それによって 、質量流量密度により影響される内部の熱伝達と管壁の外部の加熱との間に関連 が生ずる。 が許容可能な簡単化された形態で関係式： ここで α_min （ｋＷ／ｍ² Ｋ）は熱伝達係数、 ｍ（ｋｇ／ｍ² ｓ）はフィン付き管のなかの質量流量密度、また Ｃは市販されている管に対する平均値Ｃ＝７．３・１０^-3ｋＷｓ／ｋｇＫを 有する定数である。管の内側表面の構造に応じて、この定数Ｃは７．３・１ ０^-3ｋＷｓ／ｋｇＫと１２・１０^-3ｋＷｓ／ｋｇＫとの間の範囲内で選ばれ得る 。 により記述され得るという認識から出発する。 前記の関係式により、望ましい貫流特性（自然循環特性）を生ずると共に管壁 の確実な冷却、従ってまた許容可能な材料温度の保持を保証する管のなかの最適 な質量流量密度が与えられている。 管のなかの質量流量密度に対する前記の関係式を導き出す際の基本的な考察は 、管壁の予め定められた外部加熱―以下ではこれに対していわゆる熱流量密度（ ｋＷ／ｍ² ）、すなわち単位面積あたりの加熱が用いられる―の際に管壁の材料 温度がわずかに、しかし確実に許容可能な値の下側に位置していることにある。 その際に、約２００ないし２２１ｂａｒの臨界的な圧力範囲内で内側の管壁から 流れ媒体への熱伝達が最も望ましくないという物理的現象に注意する必要がある 。 広範囲な研究により、最も高い材料負荷は、蒸発器領域のなかで約２００ない し２２１ｂａｒにおいて比較的低い質量流量密度が最大の生ずる熱流量密度と組 み合わされるときに到達されることが示されている。これはたとえば燃焼室のバ ーナーが配置されている範囲内の場合である。その後に蒸発が終了され、蒸気過 熱が開始するとき、燃焼室壁の管の材料負荷は再び低下する。その理由は、通常 のバーナー配置および通常の燃焼進行の際に熱流量密度も減少することである。 さらに、他の圧力範囲内では、前記の２００ないし２２１ｂａｒの圧力範囲内 でリブ管を使用する際に管壁の十分な冷却が保証されているならば、熱伝達の問 題も生じないことが確かめられた。こうして低い圧力、すなわち約２００ｂａｒ よりも低い圧力では、内面にリブを設けられている管の使用により、沸騰の危機 は蒸発領域の終端において、すなわち熱流量密度が減ぜられている領域で、初め て開始する。臨界超過の圧力範囲内では沸騰の危機はもはや生じない。熱伝達は いま、管壁の十分な冷却が保証されるように強く行われる。 一方では有利な貫流特性を、また他方では管壁の確実な冷却を保証する管壁の ステップ１： 管のなかを２１０ｂａｒの圧力が支配している負荷に対する熱技術的な計算を 基礎として管外面の熱流量密度ｑ_a を求める。こうして求められたこの熱流量密 度は、熱伝達の場所的な不均等性を考慮に入れるため、１．１と１．５との間の 係数だけ高められる。 ステップ２： 管壁の加熱される側の管頂における最大許容材料温度Ｔ_max を計算する。密閉 ‐または燃焼室壁がＴ_max およびＴ_kritの平均値に相当する平均温度を有するこ とから出発すると、最大熱応力が： ここで σ_max 最大熱応力（Ｎ／ｍｍ² ） Ｔ_max 最大材料温度（℃） Ｔ_Krit 臨界的な点における流体の温度（℃） β 熱膨張係数（１／Ｋ） Ｅ 弾性係数（Ｎ／ｍｍ² ） として計算される。 ここで決定的な応力は熱応力であるから、これらが二次応力としてＡＳＭＥコ ードに相応して許容応力σ_zul の３倍の値により保護され得る。これから温度Ｔ_max が求められる： 許容応力は管メーカーの仕様書に記載されている。 ステップ３： 予め与えられた（管壁の外面に関する）熱流量密度ｑ_a が菅壁の内面に関する 熱流量密度ｑ_i に換算される： 熱再分配係数Ｋの決定は温度勾配計算に基づいており、また十分な精度で下記 のように求められ得る： Ｋ＝Ａ（ｄ_a ²・ｑ_a ）＋Ｂ （５） ここで： ｄ_a ＝管外径（ｍ） ｄ_i ＝管内径（ｍ） ｑ_a ＝外面における熱流量密度（ｋＷ／ｍ² ） ｑ_i ＝内面における熱流量密度（ｋＷ／ｍ² ） として （ｄ_a ²・ｑ_a ）≦０．５ｋＷに対して Ａ＝０．４５およびＢ＝０．６２５、 （ｄ_a ²・ｑ_a ）＞０．５かつ≦１．１ｋＷに対して Ａ＝０．２５およびＢ＝０．７２５、 （ｄ_a ²・ｑ_a ）＞１．１ｋＷに対して Ａ＝０およびＢ＝１、 ステップ４： 管外壁と管内壁との間の温度差ΔＴ_w を求める。温度差ΔＴ_w は熱伝達式： ここでλ＝管材料の熱伝導率（ｋＷ／ｍＫ） を用いて求められる。 ステップ５： に従って求める。 本発明の実施例を図面により一層詳細に説明する。 図１は垂直に配置された蒸発器管を有する貫流蒸気発生器を簡単化して示す図 、 図２は個別の蒸発器管の断面図、 図３は材料１３ＣｒＭｏ４４から成る蒸発器管の種々のジオメトリにおける質 量流量密度に対する曲線Ｅ、Ｆ、ＧおよびＨのグラフ、また 図４は１３ＣｒＭｏ４４の最大許容材料温度と許容応力（Ｎ／ｍｍ² ）との関 係を示すグラフである。 互いに相応する部分にはすべての図面のなかで等しい参照符号が付されている 。 図１には長方形の断面を有する貫流蒸気発生器２の概要が示されており、その 垂直なガス通路は密閉壁４から形成されており、この密閉壁は下端で漏斗状の底 ６に移行している。底６は、詳細には示されていない灰排出口８を含んでいる。 ガス通路の下側の範囲Ａのなかに化石燃料に対する複数個のバーナー１０（そ のうち１つしか見えない）が、垂直に配置されている蒸発器管１２から形成され ている密閉壁または燃焼室４のなかに取付けられている。垂直に延びて配置され ている蒸発器菅１２は、この範囲Ａのなかで管フィンまたは管ステム１４を介し て気密の燃焼室壁または密閉壁として互いに溶接されている。貫流蒸気発生器２ の作動の際に下から上へ貫流される蒸発器管１２は、この範囲Ａのなかで蒸発器 加熱面１６を形成する。 燃焼室４のなかに、貫流蒸気発生器２の作動の際に、化石燃料の燃焼の際に生 ずる火炎ボディ１７が位置しているので、貫流蒸気発生器２のこの範囲Ａは非常 に高い熱流量密度により際立っている。火炎ボディ１７は、燃焼室４のほぼ中央 から出発して垂直方向に上方および下方にも水平方向に側方にも、すなわち燃焼 室４の隅に向かっても、減少する温度プロフィルを有する。ガス通路の下側の範 囲Ａの上に第２の炎から遠い範囲Ｂが位置しており、さらにその上にガス通路の 第３の範囲Ｃが設けられている。ガス通路の範囲ＢおよびＣのなかに対流加熱面 １８、２０および２２が配置されている。ガス通路の範囲Ｃの上側に煙道ガス排 出路２４が位置しており、それを経て化石燃料の燃焼により発生された煙道ガス ＲＧが垂直なガス通路を去る。 図２には、内側にリブ２６を設けられている蒸発器管１２が示されている。こ の蒸発器管は貫流蒸気発生器２の作動の間に外側で燃焼室４の内部で熱流量密度 ｑ_a による加熱にさらされ、また内側で流れ媒体Ｓにより貫流されている。臨界 的な点、すなわち２２１ｂａｒの臨界的な圧力ｐ_Kritにおいて、管１２のなかの 流れ媒体または流体の温度はＴ_kritと呼ばれる。最大の熱応力σ_Zul を計算する ために管壁の加熱される側の管頂２８における最大許容可能な材料温度Ｔ_max が 用いられる。蒸発器菅１２の内径および外径はｄ_i またはｄ_a で示されている。 内面にリブを設けられている管では、リブの山および谷の影響を考慮にいれた等 価な内径を用いる必要がある。管壁の厚みはｄ_r で示されている。 図３は座標系のなかに種々の外径ｄ_a（ｍｍ）および管壁の厚みｄ_r（ｍｍ）に 対する４つの曲線Ｅ、Ｆ、ＧおよびＨを示す。横軸には管外側の熱流量密度ｑ ／ｍ² ｓ）がとられている。曲線Ｅは７ｍｍの管壁の厚みｄ_r において３０ｍｍ の管外径ｄ_a に対する経過を示す。曲線Ｆは７ｍｍの管壁の厚みｄ_r ４において ４０ｍｍの管外径ｄ_a に対する経過を示す。曲線Ｇは３０ｍｍの管外径ｄ_a およ び６ｍｍの管壁の厚みｄ_r を有する管１２に対して熱流量密度ｑ_a に関係して質 ｏ４４に対する流れ媒体Ｓの臨界的な圧力ｐ_kritおいて２５０ ３００、３５０ および４００ｋＷ／ｍ² の熱流量密度ｑ_a に対して計算されている。 定されている： ｑ_a ＝２５０ｋＷ／ｍ² ；２１０ｂａｒの圧力における管外面の熱流量密度。 管１２における熱伝達の場所的な不均等性を考慮に入れるための上昇係数として １．４。 ｄ_a ＝４０ｍｍの管外径、ｄ_r ＝７ｍｍの管壁の厚み、および管材料：１３Ｃｒ Ｍｏ４４。 ｄ_a およびｄ_r の値からｄ_i ＝２６ｍｍの管内径。第１のステップ：熱流量密度を計算する 熱技術的な計算に基づいて求められた熱流量密度が上昇係数により乗算される 。 その結果： ｑ_a ＝３５０ｋＷ／ｍ² 第２のステップ：最大許容材料温度を決定する 式（３）に従って、この温度はＴ_krit＝３７４℃（臨界的な圧力ｐ_kritにおけ る流体の温度）、β＝１６．３・１０^-6（１／Ｋ）（１３ＣｒＭｏ４４の熱膨張 係数）、Ｅ＝１７８・１０³ （Ｎ／ｍｍ² ）（１３ＣｒＭｏ４４の弾性係数）お よびσ_zul ＝６８．５（Ｎ／ｍｍ² ）（最大許容材料温度における１３ＣｒＭｏ ４４の許容応力）とおいて Ｔ_max＝５１５℃ として計算される。 Ｔ_max のこの反復して実行すべき決定は許容応力σ_zul と材料温度との関係を 示す。図４には許容応力σ_zul と最大許容材料温度とのこの関係が材料１３Ｃｒ Ｍｏ４４に対してグラフで示されている。第３のステップ：管内側の熱流量密度を計算する 式（４）および（５）により管１２の内面の熱流量密度ｑ_i に対してＡ＝０． ２５およびＢ＝０．７２５に対して ｑ_i ＝４６６ｋＷ／ｍ² 第４のステップ：管内壁と管外壁との間の温度差ΔＴ_w を求める 式（６）により、１３ＣｒＭｏ４４の熱伝導率λ＝３８．５・１０^-3ｋＷ／ｍ Ｋを用いて ΔＴ_w＝７３Ｋ が得られる。第５のステップ：必要な質量流量密度を求める Ｃ＝７．３・１０^-3ｋＷｓ／ｋｇＫとして式（７）に従って が得られる。 管外面の熱流量密度ｑ_a および最大許容可能な材料温度Ｔ_max に対する得られ ている条件に対して図３中に破線により示されている。３５０ｋＷ／ｍ² の管外 面の熱流量密度ｑ_a の仮定されている熱流量密度ｑ_a に対して、３０ｍｍと４０ ｍｍとの間の外径ｄ_a および６ｍｍと７ｍｍとの間の壁厚みｄ_r を有する管１２ において、７４０ｋｇ／ｍ² ｓと１０６０ｋｇ／ｍ² ｓとの間の最適な質量流量 管壁または密閉壁４の管１２を流れ技術的に設計するため、こうして求められ めに１００％負荷における管１２の入口における作動圧力が計算される。続いて たとえば１００％負荷における作動圧力がｐ_B ＝２７０ｂａｒであれば、質量流 m² ｓへ上昇する。 熱流量密度ｑ_a を求める際の不確実さを計算値にくらべて＋１５％ないし＋２

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 ウィトコフ、エバーハルト ドイツ連邦共和国 デー―91054 エルラ ンゲン シュローンフェルト 96

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １．気密に互いに結合された管（１２）から成る密閉壁により囲まれている燃焼 室（４）を有し、その際に垂直に延びた、その内面に表面構造（２６）を有する 管（１２）が流れ媒体（Ｓ）により下から上へ貫流され得る貫流蒸気発生器にお いて、 管（１２）のなかを臨界的な圧力ｐ_krit が支配している負荷の際の管（１２ ） ここでｑ_i（ｋＷ／ｍ²）は管（１２）の内面における熱流量密度、Ｔ_max（ ℃）は管（１２）の最大許容材料温度、Ｔ_krit（℃）は臨界的な圧力（ｐ_krit ）における流れ媒体（Ｓ）の温度、ΔT_w（Ｋ）は管（１２）の外壁と内壁との間 の温度差、またＣ≧７．３・１０^-3ｋＷｓ／ｋｇＫは定数である。 を満たすことを特徴とする貫流蒸気発生器。 ２．内壁に関する熱流量密度ｑ_i が、Ｋ＝Ａ（ｄ_a ²・ｑ_a ）＋Ｂとして、関係 式： ここで： （ｄ_a ²・ｑ_a ）≦０．５ｋＷに対して Ａ＝０．４５およびＢ＝０．６２５、 （ｄ_a ²・ｑ_a ）＞０．５かつ≦１．１ｋＷに対して Ａ＝０．２５およびＢ＝０．７２５、 （ｄ_a ²・ｑ_a ）＞１．１ｋＷに対して Ａ＝０およびＢ＝１、 またここでｑ_a は管外側の熱流量密度（ｋＷ／ｍ² ）、またｄ_a は管外径（ ｍ）である。 を満たすことを特徴とする請求項１記載の貫流蒸気発生器。 ３．最大許容材料温度Ｔ_max が関係式： ここでσ_zul は許容熱応力（Ｎ／ｍｍ² ）、βは熱膨張係数（１／Ｋ）、またＥ は管材料の弾性係数（Ｎ／ｍｍ² ）である。 を満たすことを特徴とする請求項１または２記載の貫流蒸気発生器。 ４．管外壁と管内壁との間の温度差ΔＴ_w が、Ｋ＝Ａ（ｄ_a ²・ｑ^a ）＋Ｂとし て、関係式： ここで （ｄ_a ²・ｑ_a ）≦０．５ｋＷに対して Ａ＝０．４５およびＢ＝０．６２５、 （ｄ_a ²・ｑ_a）＞０．５かつ≦１．１ｋＷに対して Ａ＝０．２５およびＢ＝０．７２５、 （ｄ_a ²・ｑ_a ）＞１．１ｋＷに対して Ａ＝０およびＢ＝１、 またここでｑ_a は管外側の熱流量密度（ｋＷ／ｍ² ）、またｄ_a は管外径 （ｍ）、またλは管材料の熱伝導率（ｋＷ／ｍＫ）である。 を満たすことを特徴とする請求項１ないし３の１つに記載の貫流蒸気発生器。 ｍ² ｓ）および熱流量密度ｑ_a（ｋＷ／ｍ² ）の値対により決定される座標系の なかの点が、３０ｍｍの管外径ｄ_a および７ｍｍの管壁厚みｄ_r に対して値対： ｑ_a ＝２５０ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ５２６ｋｇ／ｍ² ｓ、 ｑ_a ＝３００ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ７５０ｋｇ／ｍ² ｓ、 ｑ_a ＝３５０ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝１０６３ｋｇ／ｍ² ｓ、および ｑ_a ＝４００ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝１５２６ｋｇ／ｍ² ｓ、 により決定される点により定義されている曲線Ｅの上に位置していることを特徴 とする請求項１ないし４の１つに記載の貫流蒸気発生器。 ｍ₂ ｓ）および熱流量密度ｑ^a（ｋＷ／ｍ² ）の値対により決定される座標系の なかの点が、４０ｍｍの管外径ｄ_a および７ｍｍの管壁厚みｄ_r に対して値対： ｑ_a ＝２５０ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ４７１ｋｇ／ｍ² ｓ、 ｑ_a ＝３００ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ６７０ｋｇ／ｍ² ｓ、 ｑ_a ＝３５０ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ９４０ｋｇ／ｍ² ｓ、および ｑ_a＝４００ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝１３２２ｋｇ／ｍ² ｓ、 により決定される点により定義されている曲線Ｆの上に位置していることを特徴 とする請求項１ないし４の１つに記載の貫流蒸気発生器。 ｍ² ｓ）および熱流量密度ｑ_a（ｋＷ／ｍ² ）の値対により決定される座標系の なかの点が、３０ｍｍの管外径ｄ_a および６ｍｍの管壁厚みｄ_r に対して値対： ｑ_a ＝２５０ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ４２０ｋｇ／ｍ² ｓ、 ｑ_a ＝３００ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ５７６ｋｇ／ｍ² ｓ、 ｑ_a ＝３５０ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ７７５ｋｇ／ｍ² ｓ、および ｑ_a ＝４００ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝１０３７ｋｇ／ｍ² ｓ、 により決定される点により定義されている曲線Ｇの上に位置していることを特徴 とする請求項１ないし４の１つに記載の貫流蒸気発生器。 ｍ² ｓ）および熱流量密度ｑ_a（ｋＷ／ｍ² ）の値対により決定される座標系の なかの点が、４０ｍｍの管外径ｄ_a および６ｍｍの管壁厚みｄ_r に対して値対： ｑ_a ＝２５０ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ３９９ｋｇ／ｍ² ｓ、 ｑ_a ＝３００ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ５４９ｋｇ／ｍ² ｓ、 ｑ_a ＝３５０ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ７３７ｋｇ／ｍ² ｓ、および ｑ_a ＝４００ｋＷ／ｍ² 、ｍ＝ ９７７ｋｇ／ｍ² ｓ、 により決定される点により定義されている曲線Ｈの上に位置していることを特徴 とする請求項１ないし４の１つに記載の貫流蒸気発生器。 ８の１つに記載の貫流蒸気発生器。