JP2007154213A - Ｎｉ基耐熱合金を用いた焼却又はガス化装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 特に耐高温腐食性を要求される部位を、耐高温腐食性の合金を用いて構成することで、装置の酎久性及び機能を従来よりも向上させた廃棄物あるいは石炭等の固体燃料の焼却あるいはガス化装置を提供する。
【解決手段】 廃棄物あるいは石炭等の固体燃料を焼却又はガス化する装置を構成する部材あるいは機器に、質量％でＣｒを２３〜４０％、Ｗを５〜１５％、Ｓｉを０．３〜４％、Ａｌを１．５〜２．５％、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａの少なくとも一つを０．１〜５％、Ｃを０．１〜０．５％、Ｍｎを２．０％以下、Ｆｅを５％以下含み、不可避的不純物を除いて残部ＮｉからなるＮｉ基耐熱合金を用いた廃棄物あるいは石炭等の固体燃料の焼却又はガス化装置。炭化物を置換させるためのＮｂあるいは欠乏相生成を抑制する添加元素を含有させた。
【選択図】 図３

Description

本発明は、廃棄物あるいは石炭等の固体燃料を焼却又はガス化する装置において、該焼却又はガス化装置を構成する部材あるいは機器等において、高温化と共に塩化腐食や硫化腐食が同時に生じるような強い腐食を受ける部位が、耐高温腐食性の優れた合金を用いて構成されていることを特徴とする焼却又はガス化装置に関する。

廃棄物あるいは石炭等の固体燃料を焼却又はガス化する装置においては、焼却またはガス化によって発生した高温ガス中に、廃棄物あるいは燃料に含まれる塩素分及び硫黄分を起源とする塩化水素や硫黄酸化物、あるいは硫化水素等の腐食性ガスが含まれる。

このような環境では、特に塩素の作用により、金属材料は著しい腐食を起こす。図１は、高温腐食性ガス環境中における金属材料の腐食速度の温度依存性を示している。１５０℃以下の腐食は、酸露点以下で生じる電気化学的腐食である。酸露点以上の１５０〜３２０℃の領域では、腐食は比較的少ない。３２０℃を超えると、腐食は温度上昇に従って次第に激しくなる。特に、廃棄物焼却炉のボイラの内部等のように、高温腐食性ガスにダスト分が同伴されている場合は、ダスト中の塩類が３００〜７００℃で溶融して腐食を促進させる、いわゆる高温溶融塩腐食が生じるため、図１において実線Ａで表わされているように、材料の腐食速度は極めて大きくなる。またダスト分が含まれない場合でも、２３０℃以上の領城では、図１において破線Ｂで示されているように、温度が高いほど腐食が顕著になる。これらの腐食挙動は、ガス中に塩素分や硫黄分が含まれる場合、腐食によって発生する金属の塩化物が低融点であり揮発性が非常に高いため、腐食に対して保護的な皮膜を形成することができないことに基づいている。

従って、従来は上記のような高温腐食性ガスに接する環境、特に高温溶融塩腐食を生じるような環境に使用される部材には、金属材料をそのまま用いることはできるだけ回避していた。やむをえず金属材料を使用せざるを得ない場合は冷却によって金属材料の延命化を図ったり、金属が高温腐食性ガスに接触しないように耐火物等によって金属表面を保護するなどの対策がとられていた。

しかし、例えば熱交換器の伝熱管など、部材を冷却することにより本来装置に求められる機能が低下もしくは失われる場合は、冷却することはできない。また、耐火物の使用は装置の重量を増大させる上、金属と耐火物の熱膨張差による耐火物の損傷及び脱落等の問題を内在しており、装置の定期的な点検と耐火物の補修作業を必要とするという問題があった。

もちろん、金属の組成を調整することにより、材料の耐食性を向上させる試みもなされている。例えば、Ａｌｌｏｙ６２５等の高級材料は、塩化水素を含有する腐食性ガス環境において、比較的よい耐食性を示す。けれどもこうした材料は、非常に高価である上に、その耐食性は必ずしも十分とは言えず、装置各部に大量に使用する上では問題があった。

一方で、近年廃棄物処理の分野においては、環境負荷の低減やエネルギー効率の向上を図った新しいシステムが開発されている。その一つとしては、廃棄物のガス化溶融技術が既に実用化段階に達しており、今後の廃棄物の焼却処理技術の主流になると考えられている。

ガス化溶融炉における燃焼温度は約１２００〜１５００℃と、従来の焼却炉の８００〜９００℃に対して非常に高い。このため、従来よりも高温で使用される装置あるいは機器が多く存在するのみでなく、エネルギー有効利用の観点からは、１２００〜１５００℃の高温を有する排ガスから効果的に熱回収を行うシステムが必要とされている。こうした要求から、従来以上の高温、望ましくは１２００℃程度までにおいて優れた高温強度と耐高温腐食性を示す金属材料の実用化が期待されている。

本発明者らは、先にこのような高温腐食雰囲気においてＡｌの添加が耐食性向上に有効であることを発見し、Ａｌを含む耐食性Ｎｉ基合金（以下「従来合金」という、特許文献１）を開発した。この従来合金は、組成が質量％でＣｒを２５〜４０％、Ａｌを１．５〜２．５％、Ｃを０．１〜０．５％、Ｗを１５％以下、Ｍｎを２．０％以下、Ｓｉを０．３〜６％、Ｆｅを５％以下含み、不可避的不純物を除いて残部Ｎｉからなる耐高温耐食性Ｎｉ基合金である。

特開２００２−１２９２６７号公報

ただし、前記した従来合金でも、鋳造組織のまま合金を使用すると、炭化物等の連続した析出物に沿って局部腐食が進行する場合があるので、従来以上の高温、望ましくは１２００℃程度までにおいて優れた高温強度と耐高温腐食性を示す金属材料は得られていないため、装置の酎久性及び機能を従来よりも向上させた廃棄物あるいは石炭等の固体燃料の焼却あるいはガス化装置を構成することはできなかった。

本発明は、上記のような問題に鑑みてなされたもので、高温酸化に加えて塩化や硫化が同時に生じるような高温複合腐食環境においても、過度の冷却や表面保護などをする必要なしに、高温部材として十分な高温強度を有し、かつ耐高温腐食性に優れた合金を用いて、廃棄物あるいは石炭等の固体燃料の焼却あるいはガス化装置において、特に耐高温腐食性を要求される部位を、前記合金を用いて構成することで、装置の酎久性及び機能を従来よりも向上させた廃棄物あるいは石炭等の固体燃料の焼却あるいはガス化装置を提供することを目的とする。

本発明者らは、従来合金の欠点を解消し、炭化物等の連続した析出物に沿って局部腐食が進行しないなどの優れた合金を得るように研究し、市販合金及び従来合金を基に組成を変えた合金をいくつか試作し、それによりサンプル部品を作成し、焼却装置あるいはガス化装置で腐食実験を行った。
腐食実験後の従来合金を分析した結果、母材中に析出したＣｒやＷの炭化物に沿って連統的な局部腐食が進行していた。腐食形態をより詳細に検討すると、合金内部では析出したＣｒ炭化物がＣｒ塩化物やＣｒ酸化物となり腐食していた。炭化物は高温強度の維持に効果があるため無くすわけにはいかないが、このＣｒ炭化物をより腐食し難い炭化物に変更することにより、強度を低下させずに耐食性を向上させることが期待できる。

炭化物の腐食を低減させる方法として、Ｃｒ炭化物より保護性の良い皮膜を形成する化合物に変える方法と、Ｃｒ炭化物よりも酸化剤と反応し難い化合物に変化させる方法が考えられる。Ｃｒの特徴として、酸素と反応し保護性に優れたＣｒ₂Ｏ₃を形成することが挙げられる。但し当該環境では、Ｃｒ炭化物が優先的に腐食することから保護性に優れたＣｒ₂Ｏ₃皮膜が有効に作用しない事が明らかである。そのため炭化物の耐食性向上には異なる対策が要求される。Ｃｒは酸化剤との親和力が強いため解離圧が低く、酸化剤の分圧が低くても腐食反応が進行する。炭化物に沿って侵入した酸化剤は、合金内部に行くに連れ分圧が低下するため、解離圧が高い元素であれば腐食反応の進行を防ぐことが可能である。よってＣｒ炭化物の耐食性を改善するためには、Ｃｒより解離圧が高く、かつＣｒに置き換わり炭化物を形成できる元素を添加すれば良い。ただしその際に強度低下を起こし難い元素である事が望まれる。またその添加量については、問題となる腐食が連続した炭化物に沿って進行するため、Ｃｒ炭化物との置換は部分的でよく、これが酸化剤侵入に対する障害となるため、腐食を抑制することが可能である。

以上の知見に基づき、市販合金、従来合金のほか、従来合金に炭化物形成元素である５Ａ族元素の一つであるＮｂを添加した合金を試作し、ＨＣｌ含有環境で腐食試験を行った。その結果を第１表に示す。Ｎｂ添加合金は大幅に内部腐食量が減少しており、Ｎｂ添加が耐食性向上に有効であることを見出した。

ごみ焼却炉などが代表的な例であるが、塩素がアルカリ金属と共に環境中に含まれると、アルカリ塩化物溶融塩が形成され、溶融塩腐食が大きな問題となる場合がある。溶融塩腐食環境で本合金を使用しその腐食挙動を調べると、Ｃｒと共にＷが炭化物として析出するため炭化物周辺に形成していたＷ欠乏相に沿って腐食が進行していた。この様な場合はＷが炭化物として析出するのを抑制するための炭化物形成添加剤を添加し、欠乏相の生成を防ぐ事により耐食性向上が見込める。欠乏相を防ぐ目的であれば、Ｎｂ以外でも炭化物を形成できる元素であれば耐食性向上に寄与することができ、該当元素として周期律表の４Ａ及び５Ａ族が挙げられる。これらの添加により欠乏相を押さえ耐食性を向上させることが可能となる。上記の腐食試験では、ＮｂのほかＴｉ、Ｚｒ、Ｖを添加した合金についても試験を行ったが、いずれも従来合金と比較して耐食性が向上することが明らかとなった。

本発明は、以上の知見とそれに基づく実験により完成したものであり、耐塩化腐食に比較的良好な耐食性を示すＮｉをべースに、強度及び耐食性を向上させるためのＷ、そして耐食性を向上させるためのＡｌとＳｉを添加し、炭化物を置換させるためのＮｂあるいは欠乏相生成を抑制する添加元素、そして母材の耐食性を損なわない程度でＦｅを含み、さらに合金を作る際に必要なＣ、Ｍｎ、その他不純物元素などから形成される合金を、廃棄物あるいは石炭等の固体燃料を焼却又はガス化する装置において、高温化とともに塩化腐食や硫化腐食が同時に生じるような強い腐食を受ける部位に用いたことを特徴としている。

すなわち、本発明は下記の手段によって前記の課題を解決することができた。
（１）廃棄物あるいは石炭等の固体燃料を焼却又はガス化する装置を構成する部材あるいは機器に、質量％でＣｒを２３〜４０％、Ｗを５〜１５％、Ｓｉを０．３〜４％、Ａｌを１．５〜２．５％、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａの少なくとも一つを０．１〜５％、Ｃを０．１〜０．５％、Ｍｎを２．０％以下、Ｆｅを５％以下含み、不可避的不純物を除いて残部ＮｉからなるＮｉ基耐熱合金を用いたことを特徴とする廃棄物あるいは石炭等の固体燃料の焼却又はガス化装置。
（２）前記Ｎｉ基耐熱合金は質量％でＮｂを０．１〜３％含むことを特徴とする前記（１）に記載の焼却又はガス化装置。
（３）前記部材あるいは機器は、腐食性を有する高温ガスからの熱回収を目的としてガス流路中に設置される熱交換装置であり、該熱交換装置において前記高温ガスに接する伝熱管の材料として前記Ｎｉ基耐熱合金を用いたことを特徴とする前記（１）又は（２）に記載の焼却又はガス化装置。

前記合金は、Ａｌを添加したＮｉ基耐食合金に炭化物形成元素であるＮｂ又は４Ａあるいは５Ｂ族元素を添加し、耐食性の劣るＣｒ炭化物を他の炭化物に置換する事又は欠乏相を抑制する事を特徴としている。そして要求される耐食性に応じ、Ｆｅ含有量を増加させる事により、合金のコストを下げる事ができる。

以下に、前記合金の組成を上記のようなものとした理由を説明する。
Ｃｒは、高温腐食性を改善するために不可欠な元素であり、雰囲気の酸素と結びつきＣｒ₂Ｏ₃皮膜を形成し良好な高温耐食性を発揮する。１０００℃を超える温度では２３％以下の添加量で十分な効果が発揮されない。Ｃｒを多量に添加しすぎると、機械的強度の低下を招き４０％以上の添加では耐食性に悪影響を示すα−Ｃｒが析出する。したがって２３％〜４０％に限定した。

Ｗは、高温強度を高めるためには不可欠な元素である。またＷは溶融塩腐食環境で耐食性向上に寄与するため、強度及び溶融塩腐食性を確保するため５％以上添加する。しかし、Ｗ自身の耐食性は低くＮｉ−Ｃｒ系含金に１５％を超えて添加すると、高温での耐食性を悪化させるため上限を１５％とし、その成分範囲を５〜１５％とした。

Ｓｉは、高温強度を低下させるが、鋳造性向上及び耐酸化性向上に有効な元素である。鋳造性向上等の効果を発揮する０．３％を添加量の下限とした。本合金系の特徴として、ＡｌとＳｉが合金中に存在すると耐食性が向上する事が挙げられる。そのため添加量を増やす事により著しく耐食性が向上するが、同時に機械的性質の低下も招くため、機械的性能見地から４％を添加の上限とした。なお、特に高い機械的性質が必要となる場合は、０．３〜１．５％の添加とすることが望ましい。

Ａｌは、本合金系で耐塩化腐食性を向上させる元素であるが、１．５％以下ではその効果が薄く、多量の添加により鋳造性の悪化を引起す。そのため鋳造的見地より２．５％を添加の上限とし、成分範囲を１．５〜２．５％と定めた。
４Ａ及び５Ａ族元素（Ｔｉ，Ｚｒ，Ｈｆ，Ｖ，Ｎｂ，Ｔａ）は、炭化物生成元素であり、Ｃｒ炭化物の析出を抑制及びＷ欠乏相の生成を防ぎ耐食性向上に必要な添加元素である。その添加量は０．１％以上の添加により効果が現れるが、過剰な添加は耐食性を悪化させるため５％を上限とした。

この炭化物生成元素としてはＮｂを用いることが最も好ましく、その添加量は０．１％の添加でＣｒ炭化物の連続性を寸断する事ができるが、Ｎｂ自身の高温耐食性は極端に劣るため、過度な添加は耐食性を悪化させる。そのためＮｂを用いる場合は耐食性に影響の少ない３％を上限とし、添加量を０．１〜３％とすることがより好ましい。
Ｃは、耐食性の観点から少ない方が望ましいが、機械的強度および鋳造性を向上させる。そのため０．１〜０．５％に限定した。

Ｍｎは、耐酸化性、高温強度を低下させるので多量の添加は好ましくないが、鋳物としての鋳造性を高め、脱酸材、脱硫材としても有効である。したがって耐酸化性、高温強度を著しく低下させない範囲の２％以下、好ましくは１％以下で含有させる。
Ｆｅは、耐食性の観点から含まれない方が望ましいが、スクラップ等を原料として使用した場合に、不純物としてＦｅが混入することを考慮し、その上限を５％とした。より好ましくは１％以下とするのがよい。Ｆｅ含有量を増加すると、合金のコストを下げることができるので、耐食性を損なわない範囲で添加することができる。

前記合金は、機械的強度に優れているため加工が困難である。また熱処理をしなくても局部腐食を低減させる事ができるため、本合金により機械部品を製作する場合は、コスト的に鋳造法によると有利である。また特に管状製品の製作に当たっては、本発明の合金を適用するためには、遠心鋳造法を用いて製造するのが好ましい。この方法に因れば、コストを抑え、かつ外表面側を耐食性に優れた組織に形成することができる。

以下において、本発明において、成分としてＮｂを添加した技術的理由を詳しく説明する。先に説明したように、前記の鋳造合金では、高温酸化条件では腐食が生じるが、その腐食の際、連続的に析出したＣｒ炭化物が優先的に腐食することから、この鋳造合金で十分な耐食性を得るためには、Ｃｒ炭化物の優先腐食を解決する必要があった。
その耐食性を向上させる解決策としては、次の３つの方法が考えられる。
（１）Ｃｒ炭化物の析出を防止する。
ａ．Ｃｒ炭化物が析出しないように、Ｃｒ濃度を下げる。
ｂ．Ｃｒ炭化物が析出しないように、Ｃ添加量を下げる。
（２）Ｃｒ炭化物を腐食し難い炭化物に変える。
（３）連続的に析出したＣｒ炭化物を不連続にする。
ａ．熱処理による組織制御により、炭化物の形状を変える。
ｂ．添加元素によりＣｒ炭化物の一部を他の炭化物に置き換える。

前記（１）については、Ｃｒ₂Ｏ₃皮膜が形成されることにより、基本的な耐食性を維持しており、Ｃｒが不足すると母材自身の耐食性が悪化するため、Ｃｒをむやみに減らすことはできない。また、炭化物により高温強度を維持するため、Ｃの添加をむやみに減らすことも不可である。
（２）については、Ｃｒよりも炭化物を形成し易い元素を添加すれば、Ｃｒ炭化物を置き換えることは可能（具体的には周期律表の４Ａ及び５Ａ族など）である。しかし、Ｃｒは元来非常に高温での耐酸化性に優れ、Ｃｒ以上に高温耐食性に優れる元素としては、Ｓｉ，Ａｌ程度しか存在しないため、このような目的を達成できる添加元素は見当たらない。

このため、方法論としては（３）のＣｒ炭化物を不連続にする方法が挙げられることになる。その不連続にする手段としては、熱処理による組織制御が必要である。しかし、炭化物の形態を変化させるためには、非常に高い温度まで再加熱する必要があり、それは技術及びコスト（主にコスト）面から非現実的である。
そこで、解決策として浮上したのが、Ｃｒ炭化物の一部を他の炭化物により置換し、Ｃｒ炭化物を不連続にする方法である。添加元素にも種々の特徴があり、炭化物析出の仕方が元素により大きく異なる。今回の目的である一部分を置換し、元々のＣｒ炭化物を不連続にできるのはＮｂが最適である。他の元素では、Ｃｒ炭化物の周囲に析出、一緒に存在、などで不連続にできない。なお、本件明細書には４Ａ及び５Ａの他の元素も記載しているところがありますが、これらについてはＷ欠乏相を防ぐことが目的である。

このような観点から、本発明では、Ｎｂを添加するようにしたものであるが、このＮｂ自身は非常に耐高温酸化性が極端に悪く、添加の仕方によっては耐食性が悪化する可能性もある。特に鋳造合金の場合、組織制御せずに鋳造組織をそのまま使用するため、Ｎｂの合金中での存在形態により著しい耐食性劣化を引き起こす可能性がある。これは１１００℃以上での超高温での酸化皮膜剥離性が増す傾向があり、それによって耐食性悪化を引き起こすものであるが、本発明において実際にＮｂを添加して種々実験を行なったところ、実際には予想外の良結果が得られたものである。それに関して以下で説明する。

その中で、想定していなかった効果としては、溶融塩腐食環境での耐食性向上が挙げられます。合金中にＮｂを添加することにより８００〜９００℃で生じる高温塩化腐食を抑制し、耐食性向上に有効であることが分かった。しかし、Ｎｂ自身の耐食性が著しく劣るため、高温ではむしろＮｂを添加することにより耐食性が悪化する可能性がある。実際の使用状況を考えた場合、使用温度が８００〜９００℃と限定されることは稀で、５００〜１２００℃程度の幅広い温度域で使用される可能性が高い。また焼却炉などでの使用を考慮した場合、６００℃程度の温度域では溶融塩腐食などが生じる可能性がある。

よって、実際に使用する上では、幅広い温度域での安定な耐食性と、溶融塩腐食などの腐食にも耐える必要がある。溶融塩腐食環境での耐食性を調査すると、析出したＷ炭化物の周囲に形成されるＷ欠乏相から腐食が進行していた。合金中にＮｂを添加すると、Ｎｂ炭化物が形成されＷ炭化物が減少するため、Ｗ欠乏相の生成が抑制できることが分かり、ごみ焼却炉などで３００〜７００℃程度で生じる溶融塩腐食環境でも、優れた耐食性を発揮することが明らかとなった。本発明で用いる合金は、本来、高温塩化―酸化複合腐食環境での使用を考え開発された合金であったが、ごみ焼却炉や各種燃焼装置などの溶融塩腐食が生じる可能性のある環境でも、優れた耐食性を発揮することが分かった。

本発明によれば、耐高温腐食性に優れており、特に塩素が多量に含まれるような激しい腐食環境中で優れた耐久性を示す合金を、廃棄物あるいは石炭等の固体燃料の焼却あるいはガス化装置において、該装置を構成する部材や機器のうち高温腐食性ガスに対する耐食性を要求される部位に用いることによって、該装置の耐久性、信頼性、コスト等を向上させることができる。あるいは、従来は不可能であったプロセスを可能とすることにより、装置の機能や性能を向上させることができる。

本発明は、高温化と供に塩化腐食や硫化腐食が同時に生じるような強い腐食を受ける部位を、耐高温腐食性の優れた合金を用いて構成しており、本発明は廃棄物あるいは石炭等の固体燃料を焼却またはガス化する装置に利用可能である。

以下、本発明の実施の形態について、いくつかの実施例をあげて説明する。なお以降にあげた各実施例では、その実施例で用いる機器に質量％でＣｒを２３〜４０％、Ｗを５〜１５％、Ｓｉを０．３〜４％、Ａｌを１．５〜２．５％、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａの少なくとも一つを０．１〜５％、Ｃを０．１〜０．５％、Ｍｎを２．０％以下、Ｆｅを５％以下含み、不可避的不純物を除いて残部ＮｉからなるＮｉ基耐熱合金を用いることで、十分な耐食性及び高温強度を持たせることが可能である。各実施例中にはさらに好ましい金属の例を特記している。

図３は、流動床ガス化炉と旋回溶融炉の２炉からなる廃棄物のガス化溶融炉の全体フローを示している。廃棄物ａはまず、供給装置１０８により流動床ガス化炉１０１に投入され、廃棄物の燃焼に必要な理論酸素量よりも低い酸素量の酸欠状態で５００〜６００℃に加熱され、ガス化される。なお、この流動床ガス化炉１０１によれば、流動層温度が低く、しかも還元雰囲気であるため、不燃物中の鉄、銅、アルミニウムなどの金属を未酸化の状態で回収可能である。

流動床ガス化炉１０１で生成された、チャー、タール等を含む熱分解ガスｂは、旋回溶融炉１０２に送られ、補助燃料なしで１２００〜１５００℃の高温で燃焼する。旋回溶融炉１０２ではガス燃焼が主体となるため、１．３程度の低空気比燃焼が可能であり、これにより旋回溶融炉１０２からの排ガス量を低減できる。また、１２００℃以上で燃焼するため、ダイオキシン類の完全分解が可能である。さらに、旋回溶融炉１０２において、旋回流を用いることで遠心力効果によりスラグを効率よく分離でき、これを冷却することでガラス状の固体スラグｃ中に重金属を封じ込めることができる。

旋回溶融炉１０２からの排ガスｄは、１２００〜１５００℃の温度を有しており、旋回溶融炉１０２から排出された後、高温熱交換器１０３、廃熱ボイラ１０４、エコノマイザ１０５、空気予熱器１０６等を経由して減温される。排ガスｄは、最終的にはバグフィルタ１０７で除塵された後、煙突より大気へ放出される。

この装置においては、流動床式ガス化炉１０１において廃棄物を熱分解した際に、廃棄物に含まれる塩素分、硫黄分を起源とする塩化水素、硫黄酸化物あるいは硫化水素等の腐食性ガス成分が発生する。それらの一部は、溶融炉、廃熱ボイラ等を経由する過程で分解、合成したりするが、大半はバグフィルタ１０７の手前で投入される消石灰ｅによって中和除去され、バグフィルタ灰ｆの一部として装置外に排出される。

したがって、流動床式ガス化炉１０１から、バグフィルタ１０７までの間の機器内部には、腐食性ガス成分が存在しており、この部分において特に耐食性が必要な部分を前記のＮｉ基耐熱合金を用いて構成することで、装置の耐久性あるいは機能を従来よりも向上させることができる。図３においては、前記合金を用いることで、耐久性あるいは機能の向上が期待できる部位に丸印が付してある。以下、各々の部位について、詳細に実施例の説明を行う。

本発明の第１の実施例は、図３における流動床式ガス化炉１０１への供給装置１０８に前記のＮｉ基耐熱合金を応用した例であり、図４にその詳細が示されている。なお、本実施例では、炉の型式を流動床式ガス化炉としているが、炉の型式は必ずしもこれに限定される性格のものではなく、例えば流動床式焼却炉、キルン式ガス化炉等、その他の型式の炉であっても構わない。

図４において、流動床式ガス化炉１０１に取り付けられたスクリューコンベア式の供給装置１０８のケーシング１、スクリュー軸２、スクリュー羽根３は、高温となる炉内と直接に接しており、廃棄物のガス化によって発生した５００〜７００℃程度の高温の腐食性ガスｇに晒される。従来はケーシング１、スクリュー軸２、スクリュー羽根３の材料としては一般的なステンレス鋼等を用い、高温化による材料の劣化を防ぐ目的から、冷却水により冷却を行うことが一般的であった。この場合、回転するスクリュー軸の内側に冷却水ｈを通じるため、スクリュー軸及び冷却水配管との接続部の構造が複雑となる上、設備の規模によっては冷却水ｈの量が膨大となる問題があった。また、ケーシング１、スクリュー軸２、スクリュー羽根３の何れも廃棄物ａに直接接触するため、廃棄物ａとの摩擦を生じるが、極度な摩耗や腐食によりスクリュー軸２の破断が生じた場合に、冷却水ｈが漏洩し、炉の燃焼状態に悪影響を与える危険性もあった。

前記のＮｉ基耐熱合金は、前記５００〜７００℃の高温腐食性ガスに対しても非常に優れた耐食性を示すので、本合金を用いてケーシング１、スクリュー軸２、スクリュー羽根３等を構成することにより、従来に比べて供給装置の耐久性を向上させることができるほか、従来必要であった冷却水ｈの量を大幅に削減したり、あるいは冷却水ｈそのものを不要とすることで、装置の構成を大幅に単純化することができる。

なお、具体的な合金の組成については、５００〜７００℃、特に６００℃前後における耐食性を考慮して決めるとよい。具体的には、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜５％、好ましくは０．１〜３％、さらに好ましくは０．１〜２％程度添加したものとすることで耐食性を確保するのがよい。

またケーシングに本発明合金を使用する場合は、遠心鋳造法により製造したパイプを用いるのがよい。さらに、スクリュー軸、スクリュー羽根に本発明合金を使用する場合は、スクリュー軸、スクリュー羽根との溶接性及び耐摩耗性を考慮し、溶接性を確保するためにＳｉを低減すると同時に、高温強度を上げるためにＷを増やすのがよく、好ましくはＳｉを０．３〜１．５％、Ｗを７〜１５％、さらに好ましくはＳｉを０．３〜１．０％、Ｗを１０〜１５％とするのがよい。

本発明の第２の実施例は、図３における流動床式ガス化炉１０１あるいは旋回溶融炉１０２の起動用・助燃用バーナ１０９の材料として、前記のＮｉ基耐熱合金を用いた例であり、図５にその詳細が示されている。なお、実施例では、バーナが使用されている炉の型式を流動床式ガス化炉あるいは旋回溶融炉としているが、必ずしもそれに限定されるものではなく、例えば流動床式焼却炉、キルン式ガス化炉、シャフト式溶融炉等の、高温腐食性ガス環境を有する炉において使用されるバーナであれば構わない。

バーナ１０９の燃料ｊとしては、一般には軽油、重油、プロパンガス、天然ガス等の化石燃料が用いられており、その燃焼温度は、空燃比（空気ｉと燃料ｊの比率）にもよるが、１０００℃を越える高温に達する。このため、特に高温になるノズルチップ１１、保炎器１２等の部材は、冷却により保護を図っているが、材料の耐久性をあげるために過度の冷却を行うと、燃焼温度すなわち燃焼状態に影響を与えるため好ましくない。したがって、これらの部材としては、通常材料温度を冷却するように冷却水ｈを通じた上で、そのような温度において十分な機械的強度を有する材料を用いていた。しかし、従来の高温強度を重視した材料は一般に耐食性に劣るため、バーナを使用していない際は、空気、蒸気あるいは窒素等のパージガスｋを通じたり、あるいは機械的なバーナ抜取装置によりバーナを炉内から抜き取る等の対策により、高温腐食ガスｇにバーナが晒されない様に工夫する必要があった。

本発明によるＮｉ基耐熱合金は、９００〜１０００℃程度においても優れた耐食性を示すのみならず、ある程度の高温強度も有しているため、これをバーナのノズルチップ１１、保炎器１２等の材料として用いることで、その寿命を大幅に伸ばすことが期待できる。また、パージガスｋの投入量の削減により、パージガスｋが炉の燃焼状態に悪影響を与えることを防ぐこともできる。さらに、バーナ抜取装置の省略により、装置の簡略化も期待できる。

なお、具体的な合金の組成については、特に９００℃以上における耐食性を考慮して決めるとよい。具体的には、好しくはＣｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜３％、さらに好ましくは０．１〜３％、さらに好ましくは０．１〜２％程度添加したものとすることで耐食性を確保するのが良い。

またこうしたバーナ装置の部品形状は複雑であるため、鋳造による製造性を考慮し、耐食性と高温強度に問題のない範囲でＳｉの添加を少なくするのがよく、好ましくはＳｉを０．３〜１．５％、Ａｌを１．８〜２．２％、より好ましくはＳｉを０．３〜１．０％とするのがよい。

本発明の第３の実施例は、図３の流動床式ガス化炉１０１あるいは旋回溶融炉１０２において、空気・酸素・蒸気等の気体を炉内に吹き込むノズル部分１１０を前記のＮｉ基耐熱合金を用いて構成した例であり、図６から図９にその詳細が示されている。なお、本実施例では、ノズルが設置される炉の型式を流動床式ガス化炉あるいは旋回溶融炉としているが、必ずしもこれに限定されるものではなく、例えば流動床式焼却炉、キルン式ガス化炉、シャフト式溶融炉等、高温腐食性ガスを有する環境中に空気・酸素・蒸気等の気体を吹き込むノズルであれば構わない。

図６及び図７は、流動床式ガス化炉１０１の場合のように、炉内に灰分が溶融したスラグが存在しない場合に対する実施例を示している。空気等の気体１（Ｌの小文字、以下同様）は、ノズル１１０を経由して炉内に供給される。ここで、炉壁は鋼製の鉄皮または水管壁２１の内面に耐火物２２を取り付けて構成されている。ノズル１１０の材料としては、従来は炭素鋼あるいはステンレス鋼の一般的な金属材料が用いられていた。ノズル１１０の温度は、炉内より十分手前の部分では、内部の気体１の温度とほぼ等しいが、先端部１１０ａでは炉内温度の影響を受け大幅に上昇する。

図６では、ノズル１１０の先端を、耐火物２２の内面より引き込ませている。このような構造とした場合は、ノズル１１０の先端部１１０ａが高温に晒されることによる強度低下と、炉内の高温腐食性ガスｇとの接触による腐食をある程度避けることができる。しかし、耐火物２２の角部２２ａにおいて、耐火物２２が熱膨張により亀裂、脱落といった損傷を起こすという問題があった。

一方、図７は、ノズル１１０の先端を、耐火物２２の内面と同一平面とした場合を示している。このような構造とした場合は、前記の耐火物２２の損傷を防ぐことはできるが、ノズル１１０の先端部１１０ａが高温化し、炉内の高温腐食性ガスｇに接触するため、ノズル１１０の材料の高温強度と耐高温腐食性が十分でないと、ノズル１１０の損傷が容易に生じるという問題があった。

前記のＮｉ基耐熱合金は、１０００〜１２００℃に及ぶ温度範囲においても、優れた機械的強度と耐食性を示すので、本合金を用いて図７の構造によりノズル１１０を構成した場合は、上記の問題点を全て解決することができる。即ち、耐火物２２の損傷を防ぎ、かつノズル１１０自体の腐食損傷も低減することができる。

一方、図８及び図９は、旋回溶融炉１０２の場合のように、炉内に灰分が溶融したスラグが存在し、炉内壁を伝わって流下する場合に空気等の気体を炉内へ供給するノズルに前記のＮｉ基耐熱合金を使用した実施例を示している。このような場合は、一般に供給される気体１の温度は炉内温度よりも大幅に低いため、図７のように空気供給ノズル１１０の先端部１１０ａを耐火物２２の内面と同一平面にすると、ノズルの先端部１１０ａにおいてスラグｍが固化成長し、ノズルを閉塞してしまうおそれがある。

図８及び図９は、この問題を解決するための方法を示しており、ノズルの先端部１１０ａを炉内に多少突き出させた構造とすることで、スラグの流れがノズル先端部１１０ａから供給される気体１と接触しないようにしたものである。なお、スラグの流れに直接接触するスラグ接触部２３は、図８に示すように耐火物２２と一体の構造として構成してもよいが、図９に示すようにノズル先端部１１０ａとスラグ接触部２３を一体の構造とした部材２４を前記のＮｉ基耐熱合金を用いて構成し、これをノズル１１０の先端に取り付けた構造とすることもできる。スラグの浸食により、スラグ接触部２３が劣化した場合、図８の構造の場合は炉内にて耐火物の補修を行う必要があるため、補修が非常に大がかりとなるが、図９の構造の場合は、部材２４を消耗品として交換することにより対処することができ、補修が非常に簡便となるという効果がある。

図８及び図９のどちらの場合においても、ノズル１１０あるいは部材２４の、高温腐食性ガスに接触する部分は前記のＮｉ基耐熱合金によって構成することにより、従来材料を用いた場合に問題となる部材の耐久性を、大幅に向上させることができる。

なお、具体的な合金の組成については、ノズル１１０あるいは部材２４の温度に応じて成分を調整するのがよい。例えば温度５００〜７００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保するのがよく、また７００〜１０００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％添加するのがよい。さらに、１０００℃以上で使用するのであれば、高温強度を確保する目的からＷを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％とするのがよい。

本発明の第４の実施例は図３における流動床式ガス化炉１０１あるいは旋回溶融炉１０２、廃熱ボイラ１０４等の装置内において、装置内の温度測定に用いられる熱電対の保護管あるいは、装置内のガス性状の測定に用いられるサンプリング装置のプローブを前記のＮｉ基耐熱合金を用いて構成した例であり、図１０から図１２にその詳細が示されている。なお、炉の型式は流動床式ガス化炉又は旋回溶融炉に限定されるものではなく、例えば流動床式焼却炉、キルン式ガス化炉、シャフト式溶融炉やその他の化学的合成・分解装置等、高温腐食性ガス環境における熱電対やサンプリング装置であっても構わない。

従来、このような環境で用いられる熱電対の保護管、サンプリング装置のプローブの材料としては、７００℃程度まではステンレス鋼等の金属、７００℃以上の温度環境ではアルミナ等のセラミック材料が一般的に用いられていた。しかし、セラミック材料は熱衝撃に弱いため、炉の温度変動によって材料が突発的に割れ破損することがあり、寿命が予測できないのが問題であった。

また、７００〜１０００℃程度の温度範囲では、Ａｌｌｏｙ６２５等の高級金属材料を用いる例も見られるが、こうした高級材料は非常に高価である上、塩化水素等の腐食性ガスを多く含む環境での耐食性は必ずしも十分ではなく、次第に腐食減肉を生じるために消耗品的に使用せざるを得ず、その交換コストが膨大なものであった。

図１０は、熱電対の保護管３１の材料として前記のＮｉ基耐熱合金を用いた場合を示している。前記のＮｉ基耐熱合金は、従来のステンレス鋼、Ａｌｌｏｙ６２５等の高級金属材料に比べ、特に７００〜１０００℃の温度領域で高い耐食性が期待できるため、これを用いて熱電対保護管３１を構成することにより、交換コストの低減を図ることができる。また、１２００℃程度まで十分な高温強度を有しているため、従来セラミック材料を使用させざるを得なかった温度域においても金属材料を用いることが可能となり、セラミック材料を使用した場合の突発的な割れ破損による、熱電対線３２の断線も回避することができる。

また図１１及び図１２は、焼却炉、ガス化炉、溶融炉等の装置において、炉内の高温腐食性ガスの性状を把握するために用いられるサンプリング装置のプローブとして、前記のＮｉ基耐熱合金を使用した例を示している。炉内のガス性状を把握するための最も簡便な方法としては、図１１に示すように、炉内にパイプ状のプローブ３３を挿入し、炉内の高温腐食性ガスｇを外部へ吸引する方法がよい。図１１の構造の場合、プローブ３３の温度は炉内ガスの温度とほぼ等しくなるため、炉内温度が非常に高くプローブ３３の耐久性に問題がある場合は、図１２のような構造として、プローブ３３を冷却用の流体（例えば、冷却水）ｈによって冷却し、材料の耐久性を上げることが行われる。図１２の構造において、セラミック材料を用いた場合、プローブ３３が破損すると、高温腐食性ガスｇが冷却用の流体ｈに漏れ出したり、またはその逆に冷却用の流体ｈが炉内に濡れ出すという問題があったが、前記の合金をプローブ３３に使用した場合には、プローブ３３の耐久性を大幅に向上させることができるため、そのような心配はない。

なお、具体的な合金の組成については、使用温度に応じて成分を調整するのがよい。例えば温度５００〜７００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保するのがよく、また、７００〜１０００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％添加するのがよい。さらに、１０００℃以上で使用するのであれば、高温強度を確保する目的から、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％とするのがよい。

本発明の第５の実施例は、図３の溶融炉１０２の下部におけるスラグ排出部１１１を前記のＮｉ基耐熱合金を用いて構成するものであり、図１３にその詳細が示されている。なお、炉の型式は旋回溶融炉に限定されるものではなく、例えばシャフト式溶融炉、プラズマ式溶融炉や電気抵抗炉等の他の型式の溶融炉であっても構わない。

溶融炉内にて灰分を溶融して発生したスラグは、液状となって溶融炉下部のスラグ排出部から炉外に排出される。一般的には、スラグ排出部は炉内壁と一体構造として、不定形耐火物を用いて構成されるが、その場合、スラグ流下部において局所的に耐火物が浸食されるため、浸食状況を定期的に点検し、必要な場合は耐火物の補修を行う必要がある。耐火物の補修工事は、既設耐火材の撤去、耐火材支持金具の補修、耐火材の打設といった数々の工程が必要であるため、比較的長期に亘る工事となり、炉の長期間の操業停止が必要となるという問題があった。また、スラグを効果的に排出するためには、排出部にスラグの流路をあらかじめ形成しておく等の工夫が考えられるが、不定形耐火物を用いる場合は、そのような複雑な形状を構成することが困難であるという問題があった。

都市ごみのガス化溶融炉の場合、一般にスラグの融点は１２００℃程度であるため、スラグ排出部には、少なくとも１２００℃程度まで十分な機械的強度と、炉内の高温腐食性ガスに対する耐食性を有している材料を用いることが望ましい。前記のＮｉ基耐熱合金は、１２００℃程度までの温度範囲において十分な機械的強度と、優れた耐高温腐食性を示すため、従来耐火物を用いて構成することが一般的であったスラグ流出部を、本合金を用いて構成することで上記の問題を解決することができる。

図１３に示した実施例は、前記のＮｉ基耐熱合金を用いて、樋状の部材４１を製作し、これを用いてスラグ排出部を構成した例を示している。樋状の部材４１は支持金具４２によって炉壁４３に取り付けられており、スラグｍは樋状の部材４１の上面に形成された流路にそって炉外へ排出される。樋状の部材４１は、鋳造によって製造するのが好ましく、安価かつ簡便に流路を形成することができる。また、材料の腐食・劣化にしたがってスラグ排出部を補修する必要が生じた場合でも、部材４１のみを取り外し、新品と交換するだけでよいため、耐火物４４の大がかりな補修工事は必要とせず、比較的短期間の補修工事にて対応することができる。

１２００℃前後を越える使用温度を考慮し、窒化なども併せて生じることより優れた耐高温腐食性と、高温強度を考慮し、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを１〜４％、Ａｌを１．５〜２％、Ｎｂを０．１〜０．５％とするのがよい。

本発明の第６の実施例は、スラグ排出部１１１から排出されたスラグの冷却及び造粒装置１１２を本発明によるＮｉ基耐熱合金を用いて構成するものであり、図１４及び図１５にその詳細が示されている。なお、炉の型式は廃棄物のガス化溶融炉に限定されるものではなく、シャフト式溶融炉、プラズマ式溶融炉や電気抵抗等の他の型式の溶融炉であっても構わない。

溶融炉から排出されるスラグを冷却、造粒する方法としては、一般には図１４に示すように、傾斜した金属板５１の上に冷却水ｈを流し、これに直接に炉からのスラグｍを接触させ、急冷させることにより造粒して粒状の水砕スラグｎとして炉外へ排出する水砕方式が多く採用されている。スラグの組織が脆くなるため強度が低下し、路盤材や建設資材としてスラグを再利用する上で大きな障害となっていた。

本出願人らは以前に特開平１１−２９１６１号公報において、図１５に示すように下側から冷却水ｈによって冷却した金属板５１の上にスラグｍを流下させるとともに、金属板５１を振動装置５２によって振動させることにより間接的にスラグを冷却、造粒して、粒状の間接冷却スラグｏとして炉外へ排出する方法を提案している。この方法を用いれば、金属板５１の下面の冷却水ｈの温度及び水量を変化させることにより、金属板５１の温度ならびにスラグｍの冷却速度を制御することができるが、水砕方式と比較して金属板５１の上面の温度が高くなる上、金属板５１の上側は炉内の高温腐食性ガスｇが存在する雰囲気であるため、金属板５１の耐久性に問題があった。この耐久性の点からは、ステンレス鋼によって金属板５１を構成した場合は、金属板５１の温度としては実用上は５００℃程度を上限とせざるを得なかった。冷却速度はできるだけ遅くした方が、間接冷却スラグｏの組織が緻密となり機械的強度が向上するため好ましいが、そのためには金属板５１の温度をさらに高くする必要があり、そのような環境でも長期間の使用可能な優れた耐食性を有する材料が求められていた。

前記のＮｉ基耐熱合金は、１２００℃程度までの温度範囲においても優れた耐高温腐食性を示すため、この合金によって金属板５１を構成することにより、従来のステンレス鋼を使用した場合に比べて金属板５１の温度を大幅に上昇させ、なおかつ耐久性を向上させることができる。

また、この方法によると、次のような利点がある。スラグの冷却速度は、スラグｍの温度と金属板５１の温度差に比例する。例えば、スラグｍの温度を１３００℃、金属板５１として耐熱温度５００℃のステンレス鋼を用いた場合、両者の温度差は８００℃であるが、金属板５１に前記の合金を使用し、使用温度を９００℃とした場合は、両者の温度差は４００℃となり、従来に比べて２分の１の冷却速度を得ることができる。即ち、本合金を用いて金属板５１を構成することにより、スラグｍの冷却速度の制御範囲を大幅に広げることができる。

なお、具体的な合金の組成については、必要とする冷却速度に応じて金属板５１の使用温度を設定して、成分を調整するのがよい。例えば温度５００〜７００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Vのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保するのがよく、また７００〜１０００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％添加するのがよい。さらに、１０００℃以上で使用するのであれば、高温強度を確保する目的から、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％とするのがよい。

本発明の第７の実施例は、図３における溶融炉１０２の出口の高温腐食性排ガス中に設置される高温熱交換器１０３に前記のＮｉ基耐熱合金を使用した例であり、図１６から図１９にその詳細が示されている。なお、本実施例では流動床式ガス化溶融炉を対象として説明しているが、炉の型式は必ずしもこれに限定されるものではなく、キルン式ガス化溶融炉、シャフト式溶融炉等の他の型式のガス化溶融炉や、ストーカ式あるいは流動床式等の焼却炉など、他の型式のものであっても構わない。

廃棄物ガス化溶融炉において、炉出口からの排ガスは、一般的には溶融炉の燃焼温度と同等の１２００〜１５００℃という非常に高い温度を有している。したがって、この高温排ガスの有する高い熱エネルギーを、プロセスの上流側へ循環させたり、或いは発電用等に利用するために回収することにより、外部からの補助燃料の削減、発電効率の向上など、エネルギー収支上非常に多くのメリットが期待できる。

しかし、このような環境において直接に熱回収を行う装置については、これまで様々な工夫がなされてきたものの、高温の腐食性ガス環境下で生じる激しい腐食の問題から、実用化の域に達しているとは決していえない状況である。

このような環境において直接に熱回収を行う装置の一例として、蓄熱式熱交換器がある。蓄熱式熱交換器は、セラミック等の蓄熱体を設置して、加熱側と被加熱側の流体を交互にこの蓄熱体に通すことにより熱交換を行う方法であるが、加熱側と被加熱側の流体の若干の混合が避けられないこと、排ガス流路の切り替えのために高温腐食性環境にバルブ等の機械的装置を設置する必要があり設備が複雑化する等、数多くの問題がある。

また他の例としては、金属製の伝熱管を排ガス流路中に配置し、その表面（腐食性ガスとの接触面）を耐火物で覆うことにより金属を保護する構造の熱交換装置も提案されている。しかし、金属製の伝熱管と耐火材との熱膨張の差を吸収して確実に耐火材を保持するためには、支持金具等の構造が非常に複雑なものとなるという問題がある。また、耐火物の熱伝導率は一般に金属材料に比べて著しく低く、熱交換装置の伝熱効率が大幅に低下するため、伝熱面積を非常に大きくせざるを得ない等の問題がある。

一方、前記のＮｉ基耐熱合金は、このような高温腐食性ガスに対しても優れた耐食性を示すため、本合金を用いた場合はより簡便な構造で優れた耐久性を有する熱交換装置を構成することができる。

図１６に、前記の耐高温腐食性材料を用いて構成される高温熱交換装置の一例として、バヨネット式高温熱交換器の構造を示す。バヨネット式熱交換器は、多数の二重管構造の熱交換部を具備しているが、図１６では一個の二重管構造の熱交換部のみを示している。二重管構造の熱交換部は、一端が開口し他端が閉塞した略円筒容器状の外筒６１と、両端が開口した円筒状の内筒６２とからなっている。低温の空気等の被加熱気体ｐは、内筒６２の一端から流入し、他端の開口から外筒６１と内筒６２の間の環状空間に流入し、外筒６１の一端の開口より流出する。この間に、空気等の被加熱気体ｐは高温腐食性の燃焼排ガスｇと熱交換を行い加熱される。

なお、被加熱流体ｐの流れる方向は、図１６とは逆向きであってもよい。その場合、被加熱流体ｐは外筒６１と内筒６２の間の管状空間を通って加熱されながら外筒の先端部に達し、ついで内筒６２の内部を通って冷却されながら、内筒６２の端部より排出される。

なお、後述の実施例においては、低温の被加熱側の流体ｐを空気等の気体としているが、もちろんこれに限定されるものではない。例えば、酸素、蒸気、窒素やこれらの混合気体等を、プロセスの必要性に応じて選択してもよい。あるいは、低温の燃焼排ガスを高温の燃焼排ガスによって加熱するような熱交換器であっても構わない。

このような高温で使用される熱交換器においては、燃焼排ガスｇと空気等の被加熱気体ｐとの温度差が非常に大きいため、伝熱管を両端固定とすると、熱膨張対策を十分施さなければならないため構造が複雑となる。一方、図１６に示したバヨネット方式の高温熱交換器は片持ち構造であり、一端が完全自由の構造となっているため、熱膨張対策を考慮する必要がなく簡単である。

外筒６１の外面には、高温腐食性の燃焼排ガスｇが接触するため、外筒６１を前記のＮｉ基耐熱合金を用いて構成する。外筒の製作方法としては、遠心鋳造管として作成した直管部に、砂型鋳物または金型鋳物として作成したキャップ部を溶接するのが望ましいが、場合によっては全体を一体の鋳物として構成したり、鍛造によって製作した直管やキャップを用いてもよい。

内筒６２の材質については、被加熱側の流体ｐが空気、酸素、蒸気、窒素やこれらの混合気体のように、腐食性のない気体である場合には、一般的な炭素鋼やステンレス鋼を用いて構成してもよいが、被加熱側の流体ｐが腐食性を有している場合、例えば燃焼排ガスなどである場合には、前記のＮｉ基耐熱合金を用いて構成するのが望ましい。

なお、具体的な合金の組成については、外筒６１あるいは内筒６２の使用温度を考慮して成分を調整するのがよい。例えば温度５００〜７００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保するのがよく、また７００〜１０００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％添加するのがよい。さらに、１０００℃以上で使用するのであれば、高温強度を確保する目的から、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％とするのがよい。

また、外筒６１に本発明のＮｉ基耐熱合金を用いる場合、直管部は遠心鋳造法により製造したパイプ、先端部は砂型鋳物または金型鋳物により製造したキャップを用い、それらを溶接により接合して製造するのが望ましい。このため、先端部は砂型鋳物または金型鋳物による鋳造性を考慮して、耐食性および高温強度に問題のない範囲でＳｉの添加量を少なくするのがよく、好ましくは０．３〜２％、さらに好ましくは０．３〜１％とするのがよい。

なお、本合金の使用条件としては１２００℃程度までの温度範囲が適当である。ただし、仮に燃焼排ガスｇの温度が１５００℃であっても、外筒６１は、被加熱流体ｐによって冷却を受けているため、被加熱流体ｐの温度をある程度低くすれば外筒６１の温度を１２００℃以下とすることは容易であり、本合金の使用条件上問題はない。

以上の高温熱交換装置への本合金の使用例において、図１６に示したバヨネット式熱交換装置はあくまで一例であり、より一般的なシェルアンドチューブ式の熱交換器等であってもかまわない。但し、高温腐食性ガスに接触する部分は、前記のＮｉ基耐熱合金を用いて構成されている必要がある。

図１６の高温熱交換装置で回収された熱量の利用方法としては、様々な用途先が考えられるが、いくつかの例について図１７から図１９に示す。

図１７から図１９は、ガス化炉と溶融炉の２炉から構成される廃棄物のガス化溶融炉に、前記の高温熱交換装置を使用した例を示している。図１７から図１９の実施例では、ガス化炉１０１の後段の溶融炉１０２の直後に本発明による高温熱交換器１０３が設置されており、溶融炉からの１２００℃以上の高温腐食性排ガスｇと常温〜２５０℃程度の空気ｒ１を熱交換することにより、４００〜８００℃の高温空気ｒ２を得ている。なお、高温熱交換器１０３の設置装置位置については、かならずしも溶融炉１０２の直後に独立して設けられる必要はなく、溶融炉と一体構造として溶融炉内の出口付近に高温熱交換器１０３を設置したり、あるいは後段のボイラ１０４と一体構造としてボイラ内に高温熱交換器１０３を設置しても構わない。

図１７に示した実施例は、高温熱交換器１０３で得られた高温空気ｒ２を、溶融炉１０２における燃焼用空気として使用する場合を示している。溶融炉の燃焼用空気として、通常用いられる常温あるいは２５０℃程度の比較的低温の空気ではなく、このような高温の空気を用いることにより、廃棄物の発熱量が低い場合においても、補助燃料の投入が不要となるか、あるいは必要であるとしてもその量を大幅に削減できるという効果が期待できる。

また、図１８に示した実施例は、本発明者らが先に提案した廃棄物燃焼発電システム（ＰＣＴ／ＪＰ９８／０４６４１）における高温空気加熱器として、本発明による高温熱交換器を適用した例である。高温熱交換器としての高温空気加熱器１０３で得られた約７００℃の高温の空気ｒ２は、後段のボイラ１０４で得られた約４００℃の過熱蒸気ｓ１を、蒸気加熱器１１３において再加熱するために用いられる。この方式により、５００℃程度の高温の過熱蒸気ｓ２が得られ、発電端効率３０〜３２％の高効率の廃棄物発電を行うことが可能となる。蒸気を加熱した後の空気ｒ２は、４００〜５００℃程度に冷却されているが、一般に溶融炉の燃焼用の空気として用いられる常温あるいは２５０℃程度の比較的低温の空気と比較すると、十分高温を有しているため、これを溶融炉の燃焼用の空気として用いることにより、図１７の実施例と同様に補助燃焼を削減する効果が期待できる。

また、図１９に示した実施例は、ガス化炉１０１がキルン式ガス化炉である場合に、キルン式ガス化炉の内部を適切なガス化温度に保つための熱源として、高温空気加熱器１０３で得られた高温空気を用いる場合を示している。

ガス化炉におけるガス化温度は一般に４００〜１０００℃、好ましくは５００〜６００℃が適切であるが、この温度に炉内を保つためには、間接加熱用の空気はこれよりも十分高温である必要がある。また、加熱用の空気温度ができるだけ高い方が、ガス化炉内の雰囲気との温度差が大きくなり、伝熱効率が向上するため、伝熱面積を減少させることができる。

図１９に示した方式によれば、この目的にふさわしい４００〜８００℃の高温の空気ｒ２が容易に得られるため、効果的にガス化炉の加熱を行うことができる。なお、図１９ではガス化炉を加熱した後の空気ｒ３は溶融炉の燃焼用空気として使用するように示されているが、白煙防止のための排ガスの再加熱、ボイラ給水の加熱など他の用途に再利用してもよい。あるいは、図１７に示した実施例と組み合わせて、高温空気加熱器で得られた高温の空気ｒ２の一部をガス化炉の加熱用に、残りを溶融炉の燃焼用空気として使用するなどの方式としてもよい。

本発明の第８の実施例は、図３の廃熱ボイラ１０４を構成する、ボイラ伝熱管１０４ａ、蒸気過熱器伝熱管１０４ｂ、伝熱管サポート、プロテクタ等の部材を、前記のＮｉ基耐熱合金を用いて構成したものであり、図３及び図２０にその詳細が示されている。なお、本実施例では流動床式ガス化溶融炉後段の廃熱ボイラを対象として説明しているが、炉の型式は必ずしもこれに限定されるものではなく、キルン式ガス化溶融炉、シャフト式溶融炉等の他の型式のガス化溶融炉や、ストーカ式あるいは流動床式等の焼却炉など、他の型式のものであっても構わない。

廃熱ボイラまたは蒸気過熱器の伝熱管材質としては、従来は炭素鋼が広く用いられているが、廃棄物焼却炉のような高温の腐食性排ガスで使用される場合、図１を用いて説明したように溶融塩腐食による激しい腐食が問題となるため、伝熱管表面温度が約３００℃以下における使用が限界であった。そして、ボイラ伝熱管の温度は、一般には内部の蒸気温度＋３０〜５０℃程度となるため、廃棄物焼却ボイラにおける蒸気温度は３５０℃程度が上限とされていた。

近年では、ステンレス鋼やＡｌｌｏｙ６２５等に代表される高級金属を用いて伝熱管を構成することにより、伝熱管の耐食性を向上させて蒸気温度を４００℃程度まで上げた廃棄物発電設備も見られるが、このような高級金属を用いる場合、伝熱管材料が非常に高コストであるという問題があった。

前記の耐高温腐食性材料は、こうした高級金属に比べると低コストであるのみでなく、耐高温腐食性にも優れているため、本材料によって廃熱ボイラ又は蒸気過熱器の伝熱管を構成することにより、従来に比べて低コストで耐久性の優れたボイラを構成することができる。

図３の廃熱ボイラ１０４において、前記の耐高温腐食合金を使用することが考えられる部位としては、ボイラ伝熱管１０４ａ、蒸気過熱器伝熱管１０４ｂへの使用がまず考えられる。これらの部位への、前記のＮｉ基耐熱合金の使用により、従来以上の耐久性の向上あるいは伝熱管のコストダウンが期待できる。

なお、具体的な合金の組成については、これまでと同様に、伝熱管１０４ａあるいは１０４ｂの使用温度を考慮して成分を調整するのがよい。腐食性環境における過熱蒸気の温度としては、一般に４００〜５００℃が上限であるので、材料の使用温度としては、例えば温度５００〜７００℃程度を想定すれば十分である。このことから、本発明の合金のうち、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保したものを用いるのがよいが、加圧水または加圧蒸気に対する耐圧強度を考慮し、Ａｌを耐食性に問題のない範囲で少なく添加するのがよく、好ましくはＡｌを１．５〜２．０％とするのがよい。

また本合金については、ボイラ伝熱管１０４ａ、蒸気過熱器伝熱管１０４ｂ等のサポート部材への適用も考えられる。サポート部材については、伝熱管１０４ａあるいは１０４ｂの様に、内部が蒸気あるいは飽和水によって冷却されていないので、一般に温度が伝熱管１０４ａあるいは１０４ｂに比べて高くなり、従来材料では耐食性の面で問題となる場合があった。前記のＮｉ基耐熱合金は、特に８００〜１２００℃といった高温領域で従来材料に比べて優れた耐食性を示すので、サポート部材に本合金を用いることにより、従来に比べて高い信頼性及び耐久性を期待することができる。

また、廃熱ボイラにおいては、燃焼排ガスに同伴される灰粒子の作用によるエロージョンにより、伝熱管のある特定の部位が摩耗減肉することがある。そのような場合、金属製のプロテクタを伝熱管の表面を保護するように取り付けることで、伝熱管が摩耗しないようにする対策が行われる。プロテクタの材質としては、一般的にはステンレス鋼が用いられるが、ボイラ内の温度条件によっては、プロテクタは非常に激しく腐食減肉するため、頻繁に交換・補修が必要となるという問題がある。

図２０に示した実施例は、これを解決するため、上記プロテクタを前記のＮｉ基耐熱合金によって構成した例である。伝熱管６５の表面を保護するように、前記のＮｉ基耐熱合金で構成されるプロテクタ６６が取り付けられている。なお、ここではプロテクタ６６を半円筒形としているが、平板状として複数の伝熱管６５を保護する構造としてもよい。

サポート及びプロテクタとして前記のＮｉ基耐熱合金を使用する場合の具体的な合金組成については、特に耐圧強度は要求されないため、それぞれの使用温度と腐食環境に応じた耐食性を優先させた成分となるよう調整するのがよい。例えば温度５００〜７００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保するのがよく、また７００〜１０００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％添加するのがよい。さらに、１０００℃以上で使用するのであれば、高温強度を確保する目的から、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％とするのがよい。なお、いずれの場合においても、溶接による取り付けを行う場合には、溶接性を考慮してＳｉの添加量を０．３〜１％とするのがよい。

以上、図３に示した廃棄物の流動床式ガス化溶融装置を対象として、本発明によるＮｉ基耐熱合金を応用した例を説明してきた。以下では、前記のＮｉ基耐熱合金を、他の型式の焼却装置又はガス化装置に応用した例について説明する。

本発明の第９の実施例は、廃棄物のキルン式ガス化溶融装置におけるキルン式ガス化炉等のキルン炉の加熱用伝熱管を、前記のＮｉ基耐熱合金により構成したものであり、図２１にその詳細が示されている。

廃棄物ガス化溶融炉におけるキルン式ガス化炉においては、投入された廃棄物ａは、伝熱管７１内を流れる高温流体ｕによって加熱され、熱分解ガス化される。熱分解ガス化によって発生した熱分解ガスｂは、水蒸気の他、水素、一酸化炭素、炭化水素等を主成分とするが、そのほか、廃棄物ａに含まれる塩素分及び硫黄分が、塩化水素ガス及び硫化水素ガス等として発生することによる腐食性を有するため、伝熱管７１の材質には十分な耐食性が要求される。そのため、耐食性が不十分であると、伝熱管７１の頻繁な交換が必要となる。キルン式ガス化炉は一般に非常に長大な装置であるため、伝熱管７１の交換は大きな作業スペースと多大な作業時間を必要とし、炉の敷地面積、運転コスト等の面で問題があった。

廃棄物の熱分解ガス化に最適な温度は、廃棄物の性状にもよるが、一般には４００〜１０００℃、好ましくは４００〜６００℃が適当である。仮にガス化温度を５００℃とし、伝熱管７１内を流れる高温流体ｕの温度を７００℃とすると、伝熱管７１の温度は平均的に６００℃前後になり、図１に示したように従来の炭素鋼、ステンレス鋼などでは非常に激しい高温腐食の領域に晒されることとなる。このため、従来は伝熱管表面を耐火物によって保護することで伝熱管表面が腐食性ガスに晒されることを防いだり、伝熱管表面にプロテクタを取り付けたり、操作温度を下げる等の対策がとられているが、耐火材あるいはプロテクタで保護すること、また操作温度を下げることにより伝熱効率が低下するため、伝熱面積の増大を招き、装置全体が非常に大きなものとなってしまうという問題があった。

本発明によるＮｉ基耐熱合金は、このような６００℃程度の高温腐食性ガス環境において従来材料に比較して非常に優れた耐食性を示すので、本合金を用いて伝熱管７１を構成することにより耐火物やプロテクタを省略し、あるいは操作温度を向上させることで伝熱効率を向上させることができる。これにより、装置を小さくすることができ、設置スペースの低減が可能である。また、伝熱管７１の耐久性が増すため、伝熱管７１の交換作業が不要となるか、その回数を大幅に減らすことができる。

なお、具体的な合金組成については、６００℃程度での耐食性を考慮して、好ましくはＣｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂを０．１〜２％程度添加したものとすることで耐食性を確保するのがよい。

本発明の第１０の実施例は、流動床式焼却炉又はガス化炉のフリーボード部材に設置して、木材等の有機性廃棄物を低酸素状態で加熱して炭化させ、炭化物として回収する装置に前記Ｎｉ基耐熱合金を応用したものであり、図２２にその詳細が示されている。

本出願人らは、先に流動床式焼却炉又はガス化炉のフリーボード部に設置して、木材等の有機性廃棄物を低酸素状態で加熱して炭化させ、炭化物として回収する装置（ＰＣＴ／ＪＰ９９／０５９７７）を提案している。図２２はその一例を示しており、木材等の有機性廃棄物である炭化原料ｖは、流動床式ガス化炉１０１のフリーボード部１０１ａに設置された炭化ドラム７２に投入され、ガス化炉内の熱分解ガスｂによって加熱され、炭化される。熱分解ガスｂは、廃棄物の燃焼によって発生したガスであるため、塩化水素等の腐食性の成分を多量に含んでいる。

また、その温度は一般に６００〜１０００℃、好ましくは７００〜９００℃程度であるため、炭化ドラム７２の材質にはこのような高温腐食性ガス雰囲気における十分な耐食性が要求される。さらに、炭化ドラム７２の内部で炭化原料ｖが炭化する際には、熱分解ガスｗが発生する。この熱分解ガスｗを冷却水ｈにより間接冷却することによりその一部を凝縮し、凝縮させて液体より木酢液等を回収するために、炭化ドラム７２の後流側に木酢液回収装置７５が設けられている。熱分解ガスｗの性状は炭化原料ｖの種類によって異なるが、塩素分や硫黄分などの腐食性成分が含まれていることが考えられるので、不適切な材質を用いた場合、炭化ドラム７２は外部のみでなく内部からも腐食が進行する。

前記のＮｉ基耐熱合金は、このような高温腐食性ガス雰囲気での使用に適しており、炭化ドラム７２をこのＮｉ基耐熱合金によって構成することで、例えばステンレス鋼等の一般的な材料を用いた場合に比べて、炭化ドラム７２の耐久性を大幅に向上させることができる。

なお、具体的な合金組成については、炭化ドラムが熱変形するとスクリューの運転に影響をきたすため、熱変形を生じないようにある程度の高温強度を有し、かつ７００〜１０００℃程度での耐食性を重視して決定するのがよい。この点から、好ましくはＣｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％とするとともに、Ｗの添加量を好ましくは８〜１５％、さらに好ましくは１０〜１５％としたものを用いるのが良い。なお、炭化ドラムは遠心鋳造法により製造したパイプを利用するのが良い。

本発明の第１１の実施例は、ストーカ式焼却炉の火格子に前記のＮｉ基耐熱合金を応用した例であり、図２３にその詳細が示されている。
ストーカ式焼却炉は、段階状に構成された火格子８１を火格子駆動用シリンダ８２により機械的に運動させ、火格子８１の上に投入された廃棄物ａを乾燥、ガス化、燃焼の各工程に順次移動させて焼却する。ストーカ式焼却炉における燃焼温度は、平均的には約９００℃程度であるが、火格子は空冷又は水冷構造として４００〜５００℃程度に冷却することにより耐久性の向上が図られている。しかし、上記の温度は平均的なものであり、廃棄物の燃焼の不均一性などにより、局部的には火格子の温度は６００〜７００℃の高温に達することがある。

火格子８１の材質としては、一般に耐熱鋳鋼あるいは耐熱合金が使用されているが、それらの材質には、最大６００〜７００℃の温度域まで十分な機械的強度を有している必要がある上、燃焼によって発生した高温腐食性ガスｇに対する耐高温腐食性は勿論のこと、火格子上を直接廃棄物ａが移動していくため、廃棄物ａとの摩擦に対する耐摩耗性も要求される。このように、火格子８１の使用環境は極めて苛酷であるため、火格子８１は消耗品として炉の定期点検時に損傷の激しい部位を交換するのが一般的である。以上の点から、火格子８１の材質としてはできるだけ低コストで、優れた耐久性を示すことが望ましく、耐久性のわずかな低下が炉の運転コストの大幅な増大を招くという問題がある。

また、最近では火格子を下部から水冷する水冷構造のストーカ炉も見られるが、水冷のための冷却水を火格子に効果的に供給することと、火格子の交換を簡便にするための構造とがかならずしも合致せず、構造上複雑なものとならざるを得ない。

前記のＮｉ基耐熱合金は、最高８００〜１２００℃に及ぶ温度範囲において、従来の耐熱鋳鋼あるいは耐熱合金に比べて非常に優れた耐高温腐食性を有しているため、本合金を用いて火格子８１を構成することにより、従来に比べて大幅に火格子８１の耐久性を増大することができ、炉の運転コストの低減を図ることができる。

なお、具体的な合金組成については、火格子の使用温度における耐食性に加えて、特に耐磨耗性を考慮して決定するのが望ましい。耐食性の観点からは、例えば温度５００〜７００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保するのがよく、また７００〜１０００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％添加するのがよい。さらに、１０００℃以上で使用するのであれば、高温強度を確保する目的から、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％とするのがよい。耐磨耗性を考慮して、Ｓｉの添加量を１〜４％、特に２〜４％とするのが良い。なおＳｉの添加量を増すことにより、硬い材料となって耐磨耗性を向上させることが期待できるが、この場合溶接性や鋳造性が悪化する。このため、実際には火絡子の形状に応じて鋳造性を検討し、Ｓｉの添加量を決定するのが望ましい。

本発明の第１２の実施例は、より一般的な例として、高温腐食性ガスを取り扱う配管あるいはダクトの材料として前記のＮｉ基耐熱合金を用いた例である。
従来、配管あるいはダクトの材質としては、３００℃程度までは炭素鋼を、３００〜７００℃程度ではステンレス鋼を用いるのが一般的であり、それ以上の温度、例えば７００〜１０００℃の高温ガスに対しては金属材料で配管材として使用できる安価な材料がなく、配管あるいはダクトの内面に耐火物や断熱材を施工することにより、材料が高温化し強度低下を起こすことを防いでいた。

特に、取り扱い流体が塩化水素等を多量に含む高温腐食性ガスである場合には、ガスの温度が高いほど激しい腐食が生じることから、炭素鋼又はステンレス鋼で構成された配管の内面に耐火物や断熱材を施工することにより、配管部材が直接高温腐食性ガスに接触することを避けていた。このように、配管の内面に耐火物や断熱材を施工する場合、耐火物や断熱材の厚さ分だけ配管径が大きくなるため、配管の価格が上昇する他、配管の設置スペースが増大するという問題があった。また、耐火物を施工する場合、その重量が大きくなるため、配管を支持するサポート、架構等の強度を上げる必要があり、プラント全体の建設費が大きくなるという問題があった。

前記のＮｉ基耐熱合金は、３００〜７００℃の温度範囲のみならず、７００〜１２００℃の高温腐食性ガスに対しても優れた耐食性及び高温強度を有しているので、本合金を用いた場合、内面に耐火物や断熱材を施工する必要なしに上記の高温腐食性ガスを取り扱う配管を構成することができる。なお、放熱による内部の高温腐食性ガスの温度低下を防ぐためには、断熱材を取り付けるのが望ましいが、従来と異なり断熱材は配管部材が高温化するのを防止する目的ではないので、配管の外部に断熱材を施工することができる。その場合、従来のように配管内部に断熱材を取り付ける場合に比べて、施工及び使用中の補修や交換が簡便であるという利点が得られる。

なお、具体的な合金の組威については、配管の使用温度を考慮して成分を調整するのがよい。例えば温度５００〜７００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保するのがよく、また７００〜１０００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％添加するのがよい。さらに１０００℃以上で使用するのであれば、高温強度を確保する目的から、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％とするのがよい。

なお、配管の製作方法としては、遠心鋳造法によって製作するのが安価かつ簡便で、質のよい製品ができるのでよい。ただし、曲げ管、分岐管のような配管部品については、一般的な砂型鋳物あるいは金型鋳物によって製造するのが適当であり、機械加工によるコストの向上を避けることができる。

本発明の第１３の実施例は、高温腐食性ガスを取り扱う管路における、流量調整用のバルブあるいはダンパの材料として前記Ｎｉ基耐熱合金を用いた例である。

従来、バルブあるいはダンパの材質としては、３００℃程度までは鋳鉄や黄銅を、３００〜７００℃程度ではステンレス鋳物等を用いるのが一般的であり、それ以上の温度、例えば７００〜１２００℃の高温ガスに対しては高級材料を使用する必要があった。

特に、取り扱う流体が塩化水素等を多量に含む高温腐食性ガスである場合には、ガスの温度が高いほど激しい腐食が生じることから、例えばＡｌｌｏｙ６２５等の高級材料を用いても、長期間の耐用は非常に困難であった。

前記のＮｉ基耐熱合金は、３００〜７００℃程度の温度域のみならず、７００〜１２００℃程度の高温腐食性ガスに対しても優れた耐食性を示すため、本合金を用いてバルブ・ダンバ等を構成することにより、従来不可能であった１２００℃程度の高温腐食性ガスの流量調整が可能なバルブあるいはダンバを提供することができる。

なお、具体的な合金の組成については、使用温度を考慮して成分を調整するのがよい。例えば温度５００〜７００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保するのがよく、また７００〜１０００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％添加するのがよい。さらに、１０００℃以上で使用するのであれば、高温強度を確保する目的から、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％とするのがよい。なお、バルブ部品のように複雑な部品形状となる場合は、いずれの温度で使用する場合においても製造時の鋳造性を考慮してＳｉの添加量を決定するのがよく、好ましくはＳｉの添加量を０．３〜１％とするのが良い。

また、バルブあるいはダンパの製作方法としては、バルブあるいはダンバ本体を鋳造により、内部の主要部品は鋳造からの機械加工か、鍛造等により製作するのが一般的と考えられるが、いずれにしても高温腐食性ガスと接する部分は本発明によるＮｉ基耐熱合金によって構成されている必要がある。

本発明の第１４の実施例は、高温腐食性ガスを取り扱う管路における、ファンあるいはブロワの材料として前記のＮｉ基耐熱合金を使用した例である。
従来、ファンあるいはブロワのケーシング、インペラ等、取り扱うガスに接する部分の材質としては、３００℃程度までは鋳鉄等、３００〜７００℃程度ではステンレス鋳物等を用いるのが一般的であり、それ以上の温度、例えば７００〜１２００℃の高温ガスに対しては高級材料を使用する必要があった。

特に、取り扱う流体が塩化水素等を多量に含む高温腐食性ガスである場合には、ガスの温度が高いほど激しい腐食が生じることから、例えばＡｌｌｏｙ６２５等の高級材料を用いても、長期間の耐用は非常に困難であった。

前記のＮｉ基耐熱合金は、３００〜７００℃程度の温度域のみならず、７００〜１２００℃の程度の高温腐食性ガスに対しても優れた耐食性を示すため、本合金を用いてファンあるいはブロワの部材を構成することにより、従来不可能であった１２００℃程度の高温腐食性ガスに対応したファンあるいはブロワを提供することができる。

なお、具体的な合金の組成については、使用温度を考慮して成分を調整するのがよい。例えば温度５００〜７００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保するのがよく、また７００〜１０００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％添加するのがよい。さらに、１０００℃以上で使用するのであれば、高温強度を確保する目的から、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％とするのがよい。なお、ブロアのインペラなど、複雑な部品形状となる場合は、いずれの温度で使用する場合においても製造時の鋳造性を考慮してＳｉの添加量を決定するのがよく、好ましくはＳｉの添加量を０．３〜１％とするのが良い。

以上、第１２から第１４の実施例は、従来取り扱いが困難であった高温腐食性ガスを一般的に取り扱う配管についての実施例であり、これらを組み合わせることで従来は不可能であったプロセスが可能となる。以下、そのような実施例について図２４から図２６を用いて説明する。

図２４に示した実施例は、ガス化炉と溶融炉から構成される廃棄物のガス化溶融炉において、ガス化炉１０１が２炉、旋回溶融炉１０２が１炉からなるシステムに本合金を用いて構成されるダンパを使用した例を示している。

廃棄物中に非常に多量の不燃物等の燃焼不適物が含まれる場合、燃焼不適物はガス化炉１０１において選別され、下部から排出されるため、溶融炉１０２の負荷が相対的にガス化炉１０１に対して小さくなる。この場合、溶融炉１０２の負荷が小さすぎると、燃焼によって発生する熱量に対して放熱損失の割合が大きくなり、安定な灰の溶融のためには助燃量が過大となるという問題がある。

また、燃焼不適物が金属ワイヤ等で、排出時に詰まるなどのトラブルが懸念される場合、ガス化炉１０１がトラブルのために停止した場合に溶融炉１０２も停止せざるを得ないという問題がある。

このような点に対しては、図２４に示すように、ガス化炉２炉に対し溶融炉を１炉として、ガス化炉と溶融炉の負荷のバランスを適切なものにするとともに、万一トラブルによりガス化炉の１炉が停止した場合でも、他方のガス化炉によって廃棄物の処理を継続することができる。ところが、この方式の場合、２炉を同時に使用する場合には２つのガス化炉１０１ａ及び１０１ｂの圧力差を吸収するために、溶融炉入口の手前に圧力調整用のダンパ８５ａ、８５ｂが必要となる。またこのダンパ８５ａ、８５ｂは、ガス化炉の一方を停止しながら他方を運転する際に、停止しているガス化炉と運転しているガス化炉とを隔離するためにも必要である。

ガス化炉出口の熱分解ガスｂは、４００〜１０００℃、好ましくは８００〜９００℃の温度を有している上、灰分を含有しているため、そのような環境で使用可能なダンパはこれまでは実用化困難であった。前記のＮｉ基耐熱合金は、そのような環境においても優れた耐食性を示し、炉１０２の下流部へ排出することにより、スラグ排出部１１１（図２６参照）が冷却されることを防ぐことができる。しかし、ブロワ８７及びその前後の配管は燃焼排ガスｄと蒸気ｘの混合した高温の腐食性ガスｄ２に晒されるため、従来の金属材料を用いた場合は耐腐食性の面で問題があった。

前記のＮｉ基耐熱合金は、最高８００〜１２００℃に及ぶ温度範囲において、従来の耐熱鋳鋼あるいは耐熱合金に比べて非常に優れた耐高温腐食性を有しているため、ブロワ８７及びその前後の配管を前記のＮｉ基耐熱合金により構成することにより、ブロワ８７の耐久性を大幅に改善することができる。なお、ブロワ８７を経由した高温腐食性ガスｄ２が溶融炉１０２に再投入されるノズル１１０については、前記第３の実施例における図１７あるいは図１８の構造とすることにより、ノズルの耐久性及びスラグの固化による閉塞等の問題を解決することができる。また、ダンパ８５ｄも同様に前記の耐高温腐食性合金により構成されている。

高温腐食性ガスｄ２は高温の燃焼排ガスｄ１と低温の蒸気ｘが混合した気体であるため、蒸気ｘの発生量（すなわちスラグｃの排出量）によりその温度が大きく変化する。このため、対象とする廃棄物の性状に応じて、スラグｃの排出量、蒸気ｘの排出量を求め、それをもとに高温腐食性ガスｄ２の温度を求めることが望ましい。ブロワ８７及び前後の配管、ノズル１１０等の具体的な材料組成は、その高温腐食性ガスｄ２の温度に応じて選定することとなる。

例えば温度５００〜７００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２３〜２７％、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖのいずれかを０．１〜２％程度添加することで耐食性を確保するのがよく、また７００〜１０００℃程度で使用するのであれば、Ｃｒを２５〜２７％、Ａｌを１．８〜２．５％、Ｎｂを０．１〜２％添加するのがよい。さらに、１０００℃以上で使用するのであれば、高温強度を確保する目的から、Ｗを１０〜１５％、Ｓｉを０．３〜１％とするのがよい。なお、ブロア８７のインペラなど、複雑な部品形状となる場合は、いずれの温度で使用する場合においても製造時の鋳造性を考慮してＳｉの添加量を決定するのがよく、好ましくはＳｉの添加量を０．３〜１％とするのが良い。

本発明は、廃棄物あるいは石炭等の固体燃料を焼却又はガス化する装置において、高温化と共に塩化腐食や硫化腐食が同時に生じるような強い腐食を受けるような用途においても耐高温腐食性が優れた焼却又はガス化装置として使用することができる。

腐食性ガス環境下における一般的な金属材料の腐食速度の温度依存性を説明した図を示す。 Ｔ合金にＡｌあるいはＳｉを添加した試作合金の腐食量の変動の傾向を表すグラフを示す。 流動床式ガス化溶融炉の全体フローの概要説明図を示す。 廃棄物の供給装置に対しての本発明の実施例の概要説明図を示す。 炉の起動用あるいは助燃用バーナに対しての本発明の実施例の概要説明図を示す。 空気・酸素・蒸気等を炉内へ投入するノズルに対しての本発明の実施例の概要説明図を示す。 空気・酸素・蒸気等を炉内へ投入するノズルに対しての本発明の別の実施例の概要説明図を示す。 空気・酸素・蒸気等を炉内へ投入するノズルに対しての本発明の部材２３を設けた実施例の概要説明図を示す。 空気・酸素・蒸気等を炉内へ投入するノズルに対しての本発明の交換可能な部材２４を設けた実施例の概要説明図を示す。 熱電対の保護管に対しての本発明の実施例の概要説明図を示す。 サンプリング装置のプローブに対しての本発明の実施例の概要説明図を示す。 サンプリング装置のプローブに対しての本発明の別の実施例の概要説明図を示す。 スラグ排出部に対しての本発明の実施例の概要説明図を示す。 水砕方式によるスラグの冷却造粒装置の概要説明図を示す。 間接冷却方式によるスラグの冷却装置に対しての本発明の実施例の概要説明図を示す。 本発明を適用したバヨネット式熱交換装置の説明図を示す。 高温熱交換装置を利用した廃棄物のガス化溶融装置に対する本発明の実施例の概要説明図を示す。 高温熱交換装置を利用した廃棄物のガス化溶融装置に対する本発明の別の実施例の概要説明図を示す。 高温熱交換装置を利用した廃棄物のガス化溶融装置に対する本発明の別の実施例の概要説明図を示す。 ボイラ伝熱管のプロテクタに対する本発明の実施例の概要説明図を示す。 キルン式ガス化炉に対する本発明の実施例の概要説明図を示す。 炭化装置に対する本発明の実施例の概要説明図を示す。 ストーカ式焼却炉の火格子に対する本発明の実施例の概要説明図を示す。 本発明により新たに実現可能となる廃棄物のガス化溶融システムの実施例の概要説明図を示す。 本発明により新たに実現可能となる廃棄物のガス化溶融システムの別の実施例の概要説明図を示す。 廃棄物のガス化溶融炉において、スラグ排出部の冷却を防ぐために高温排ガスの一部をスラグ排出部に通じた場合に本発明を適用した概要説明図を示す。

符号の説明

１ ケーシング
２ スクリュー軸
３ スクリュー羽根
１１ ノズルチップ
１２ 保炎器
２１ 水管壁
２２ 耐火物
２２ａ 耐火物の角部
２３ スラグ接触部
２４ 部材
３１ 保護管
３２ 熱電対線
３３ プローブ
４１ 樋状の部材
４２ 支持金具
４３ 炉壁
４４ 耐火物
５１ 金属板
５２ 振動装置
６１ 外筒
６２ 内筒
６５ 伝熱管
６６ プロテクタ
７１ 伝熱管
７２ 炭化ドラム
７３ スクリュー軸
７４ スクリュー羽根
７５ 木酢液回収装置
８１ 火格子
８２ 火格子駆動用シリンダ
８５ａ、８５ｂ、８５ｃ、８５ｄ ダンパ
８６ ブロワ
８７ ブロワ
１０１ 流動床ガス化炉
１０１ａ フリーボード部
１０２ 旋回溶融炉
１０３ 高温熱交換器
１０４ 廃熱ボイラ
１０４ａ ボイラ伝熱管
１０４ｂ 蒸気過熱器伝熱管
１０５ エコノマイザ
１０６ 空気予熱器
１０７ バグフィルタ
１０８ 供給装置
１０９ 起動用・助燃用バーナ
１１０ ノズル
１１０ａ ノズル先端部
１１１ スラグ排出部
１１２ 造粒装置
１１３ 蒸気過熱器
ａ 廃棄物
ｂ 熱分解ガス
ｃ 固体スラグ
ｄ 排ガス
ｄ１ 燃焼排ガス
ｄ２ 混合高温腐食性ガス
ｅ 消石灰
ｆ バグフィルタ灰
ｇ、ｇ１、ｇ２ 腐食性ガス
ｈ 冷却水
ｉ 空気
ｊ 燃料
ｋ バージンガス
ｌ 気体
ｍ スラグ
ｎ 水砕スラグ
ｏ 間接冷却スラグ
ｐ 被加熱気体
ｒ１ ２５０℃程度の空気
ｒ２ 高温空気
ｒ３ ガス化炉を加熱した後の空気
ｓ１ 過熱蒸気
ｓ２ 高温の過熱蒸気
ｕ 高温流体
ｖ 炭化原料
ｗ 熱分解ガス
ｘ 蒸気

Claims (3)

1. 廃棄物あるいは石炭等の固体燃料を焼却又はガス化する装置を構成する部材あるいは機器に、質量％でＣｒを２３〜４０％、Ｗを５〜１５％、Ｓｉを０．３〜４％、Ａｌを１．５〜２．５％、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａの少なくとも一つを０．１〜５％、Ｃを０．１〜０．５％、Ｍｎを２．０％以下、Ｆｅを５％以下含み、不可避的不純物を除いて残部ＮｉからなるＮｉ基耐熱合金を用いたことを特徴とする廃棄物あるいは石炭等の固体燃料の焼却又はガス化装置。
2. 前記Ｎｉ基耐熱合金は、質量％でＮｂを０．１〜３％含むことを特徴とする請求項１に記載の焼却又はガス化装置。
3. 前記部材あるいは機器は、腐食性を有する高温ガスからの熱回収を目的としてガス流路中に設置される熱交換装置であり、該熱交換装置において前記高温ガスに接する伝熱管の材料として前記Ｎｉ基耐熱合金を用いたことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の焼却又はガス化装置。

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