JP3857414B2 - 貫流ボイラ - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内面に螺旋状のリブを備えたリブド管で炉壁を形成し、前記リブド管の内部に冷却用の流体を通すようにした貫流ボイラに関する。
【０００２】
【従来の技術】
図６は真直な蒸発管１を垂直に並べて火炉を囲む炉壁を形成した場合の、内部の流体の流動様式を示す図である。矢印で示すように下方から供給される液単相流の流体は炉壁を冷却、すなわち火炉からの熱を吸収することにより温度が沸点まで上昇すると、蒸気が発生して液相に気相が混在する気泡流になり、蒸気の割合が増加したスラグ流、中心部のほとんどが蒸気で占められる環状流、蒸気と霧状の液が混在する噴霧流を経て蒸気単相流になる。このとき、噴霧流になるまで管壁が液相に覆われ、火炉を効率よく冷却する。また、図７に示すように、内面に螺旋状の多条あるいは単条のリブ２を備えたリブド管３で炉壁を形成すると、火炉の冷却効率をさらに向上させることができることが、「みぞ付蒸発管におけるバーンアウトに関する研究」（西川ら、第８回伝熱シンポジウム、１９７２年５月）や、「臨界圧近傍におけるライフル管の伝熱特性」（岩淵ら、日本機械学会論文集Ｂ編第４８巻第４３２号１５０１−１５０８頁、１９８２年発行）や、「Ｈｅａｔ Ｔｒａｎｓｆｅｒ ａｎｄ Ｐｒｅｓｓｅｒｅ Ｌｏｓｓ ｉｎ Ｒｉｆｌｅｄ Ｔｕｂｅｓ」（Ｗ．Ｋｏｈｌｅｒ ａｎｄ Ｗ．Ｋａｓｔｎｅｒ、Ｅｉｇｈｔｈ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｈｅａｔ Ｔｒａｎｓｆｅｒ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ、１９８６年８月１７〜２２日）や、「Ｓｔｅａｍ：ｉｔｓ ｇｅｎｅｒａｔｉｏｎ ａｎｄ ｕｓｅ」（Ｂａｂｃｏｃｋ ａｎｄ Ｗｉｌｃｏｘ社編、第４０版）等に報告されている。また、特開平５−１１８５０７号、特表平６−５００８５０号にはこのようなリブド管で炉壁を形成したボイラの技術が開示されている。なお、図７におけるθはリブ２のリード角であり、ｈはリブ２の高さである。
【０００３】
図８は、蒸発管１を垂直方向に配置したときの炉壁温度と蒸気温度を示す図であり、（ａ）は炉壁を展開して示す図、（ｂ）は（ａ）に対応する位置の熱負荷の分布を示す図、（ｃ）は（ａ）に対応する蒸発管１の出口蒸気温度を示す図である。図で、４は炉壁であり、前壁４ａ、側壁４ｂ、４ｄおよび後壁４ｃで構成されている。５はバーナで、前壁４ａおよび後壁４ｃに配置されている。図示しない流体は蒸発管１の下部から供給されて図中矢印で示す方向に流れる間に蒸気となり、上部でまとめられて蒸気タービン等の外部装置に供給される。（ｂ）に示すように、炉壁４の温度は中央部がコーナ部よりも高く、中央部に配置された蒸発管１とコーナ部に配置された蒸発管１では内部流体の流動様式が異なり、（ｃ）に示すように蒸発管出口の蒸気温度が均一にならない。このため、変圧運転時の出力制御が困難になる。そこで、近年では、蒸発管１を斜めまたは水平に配置して火炉を構成する、いわゆるスパイラル形の蒸発管配置の火炉構造が採用されている。
【０００４】
図９は、蒸発管１をスパイラル形に配置したときの炉壁温度と蒸気温度を示す図であり、（ａ）、（ｂ）、（ｃ）はそれぞれ上記図８（ａ）、（ｂ）、（ｃ）に対応している。この図９の場合、（ｂ）で示す熱負荷分布は上記図８の場合と同一であるが、総ての蒸発管１が火炉を周回することにより、吸収する熱がほぼ同一になる結果、（ｃ）に示すように、蒸発管出口の蒸気温度がほぼ均一になる。このため、変圧運転時の出力制御が容易で、負荷変動に対して応答速度を速くすることができた。例えば、特開昭５４−７４００１号公報には蒸発管１にリブド管を採用する技術が開示されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
蒸発管１をスパイラル形に配置すると（以下、スパイラル形の蒸発管１をスパイラル蒸発管１ｓ、また、スパイラル蒸発管１ｓを配置した炉壁をスパイラル壁４ｓという。）、蒸発管１本当りの長さが垂直に配置される場合に比べて長くなるため、流体の圧力損失が大きくなる。また、内部の流動様式が垂直の場合に比べて複雑となる。すなわち、図１０に示すように、スパイラル蒸発管１ｓでは、気相と液相の密度差により相が上下に分離する分離流となり、気相側ではほとんど火炉を冷却できない。そこで、従来は環状流が形成されるように、内部を通す流体の質量流量を大きく、すなわち蒸気出力１００％時の設計条件で管内の質量流量を３０００〜４０００ｋｇ／ｍ2Ｓにして管内面と液相間のせん断力を大きくしていた。
【０００６】
一方、内面に螺旋状のリブを有するリブド管３をスパイラル形に配置すると、リブ２により流体が旋回して図１０に示す気相部の管壁を濡らすため、管内の質量流量を減らすことができる。しかし、リブによる摩擦圧力損失が増大するため、２５００ｋｇ／ｍ2Ｓ以上を必要とした。このため、蒸発管１をスパイラル形に配置する場合、蒸発管を垂直に配置する場合に比べ出力の大きい給水ポンプが必要となり設備費が高価になるだけでなく、運転コストが上昇した。
【０００７】
本発明の目的は、上記従来技術における課題を解決し、変圧運転時の出力制御が容易で、冷却効率が高く、しかも管内の質量流量を小さくすることができる貫流ボイラを提供するにある。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
上記の目的を達成するため、第１の手段は、内面に螺旋状のリブを備えたリブド管で炉壁を形成し、その炉壁で火炉を囲み、前記リブド管の内部に冷却用の流体を通すようにした貫流ボイラにおいて、前記リブド管を鉛直方向に対して４５〜９０度傾けると共に、前記火炉の内側から正面に見る前記流体の流れ方向が右から左へ水平または上昇する場合は、前記リブの巻き方向が右ねじ方向のリブド管を用い、前記流体の流れ方向が左から右へ水平または上昇する場合は、前記リブの巻き方向が左ねじ方向のリブド管を用いることを特徴とする。
【０００９】
また、第２の手段は、第１の手段において、
蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、
前記質量流量Ｍが１０００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜２６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２、
Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以上の領域に位置するように前記等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θが選択されていることを特徴とする。
【００１０】
また、第３の手段は、第１の手段において、
蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、
前記質量流量Ｍが６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜１８００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝６００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０、
Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以下の領域に位置するように前記等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θが選択されていることを特徴とする。
【００１１】
また、第４の手段は、第１の手段において、
蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、
前記質量流量Ｍが１０００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜２６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２、
Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以上の領域に位置し、
かつ、前記質量流量Ｍが６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜１８００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝６００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０、
Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以下の領域に位置するように、
前記等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θが選択されていること特徴とする。
【００１２】
【発明の実施の形態】
以下、本発明を図示の実施の形態に基づいて説明する。
図１は本発明を図示の実施の形態に係る貫流ボイラの蒸発管の配置を示す図であり、スパイラル形のリブド管３（以下、リブド管３ｓという。）で炉壁６を形成したものである。実線で示すリブド管３ｓの巻きつけ角度αは鉛垂方向に対して４５〜９０度であり、リブ２の巻き方向が右ねじ方向のものを採用している。
【００１３】
次に、本実施の形態の動作について説明する。
図２はリブド管３ｓ内部の流体の様子を示す図であり、（ａ）は図１に実線で示すリブド管３ｓｌの断面、（ｂ）は図１に２点鎖線で示すリブド管３ｓｒの断面である。なお、リブド管３ｓｌとリブド管３ｓｒは出発点がある炉壁に関してほぼ対称の位置であり、鉛垂方向に対する巻きつけ角度αもほぼ対称になっている。また、流体は紙面の手前から向う側へ流れており、リブ２が右ねじの方向であるから、流体はリブ２管内壁に沿って反時計回りに旋回しながら流れる。図２（ａ）の場合、流体の流れ方向は火炉の内側から正面に見る前記流体の流れ方向が右から左へ流れており、左側から加熱されるため、左側から気泡が発生する。発生した気泡は密度差により上方に向かい、気泡の移動方向が流体の旋回方向と一致するため、流体の流速は加速される。すなわち、流体の流れ方向が火炉の内側から正面に見て右から左へ流れる場合、リブ２の巻き方向が右ねじ方向のものを採用することにより圧力損失が小さくなり、管内の質量流量を小さくできる。
【００１４】
一方、図２（ｂ）の場合、流体は右側から加熱され、右側から気泡が発生する。発生した気泡の移動方向は流体の旋回方向と逆向きであるため、流体の流速は減速される。すなわち、流体の流れ方向が火炉の内側から正面に見て右から左へ流れる場合、リブ２の巻き方向が右ねじ方向のものを採用すると圧力損失が大きくなり、管内の質量流量を大きくしなければならない。
【００１５】
図３は、図２（ａ）、（ｂ）の位置Ｉ、II、III、IVにおける壁面温度を示す図で、実線は（ａ）の場合を、点線は（ｂ）の場合を示している。図から明らかなように、流体の流れ方向が火炉の内側から見て正面の右から左へ流れる場合、リブ２の巻き方向が右ねじ方向であれば管壁のピーク値が低く、冷却効果が高いことが分かる。したがって、（ａ）の組み合わせは、質量流量を小さくできる。なお、リブド管３ｓｒの場合は、上記から容易に推察できるように、リブ２の巻き方向が左ねじ方向のものを採用すれば、管壁のピーク値を下げることができる。
【００１６】
次に、リブ２の形状および配置について説明する。
始めに、リブ２の高さｈが流体の流れに及ぼす影響について説明する。高さｈが高い場合、旋回力により液相が内壁を覆い、冷却効率は高い。したがって、冷却効率の点からは、高さｈは高い方が良い。一方、高さｈが高いと、リブ２の面積を除いたリブド管３ｓの内側断面積と等価な面積をもつ円の直径（以下、等価内径ｄという。）が小さくなり、圧力損失は大きくなる。
【００１７】
次に、リブ２のリード角θが流体の流れに及ぼす影響について説明する。リブ２のリード角θが大きい場合、等価内径ｄが大きく、圧力損失は小さくなる。しかし、単位長さ当りのリブ２の数が少ないから、単位長さ当りの流体の旋回数が減り、冷却効率は低くなる。一方、リード角θが小さい場合、流れ方向に対するリブ２の角度が大きいため、単位長さ当りの流体の旋回数が増加して冷却効率は高くなる。しかし、等価内径ｄは小さくなるから、流体がリブ２に沿って流れにくくなり、圧力損失は大きくなる。
【００１８】
そこで、本発明者は、ボイラの定格出力で概略寸法が決まる等価内径ｄに対し、冷却効率が高く、質量流量を小さくすることができるリブ２の高さｈとリード角θの関係を求めるため、等価内径ｄとリブ２の高さｈおよびリード角θの種々の組合せについて実際の加熱条件に従った試験を行い、上記各寸法を以下のように決定すれば良いことを見出した。
【００１９】
図４は蒸気出力１００％時においてリブド管３ｓ内を通る流体の質量流量Ｍと無次元量Ｆの関係を示す図である。ここで、ＦはＦ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ）で表され、質量流量Ｍの単位はｋｇ／ｍ2Ｓであり、等価内径ｄと高さｈの単位はｍ、リード角θの単位は度である。また、曲線（イ）は（Ｍ＝１０００，Ｆ＝２５）、（Ｍ＝２０００，Ｆ＝４５）、（Ｍ＝２６００，Ｆ＝６５）の各点を通る曲線であり、曲線（ロ）は（Ｍ＝６００，Ｆ＝４０）、（Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０）、（Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５）の各点を通る曲線である。また、曲線（ハ）は（Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２）、（Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０）、（Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８）の各点を通る曲線である。
【００２０】
Ｆが曲線（イ）の上側の領域にある場合は圧力損失が小さく、管内の質量流量を蒸発管を垂直に配置した場合と同等かそれ以下にすることができる。また、Ｆが曲線（ロ）の上側の領域にある場合は冷却効率が低下する。したがって、Ｆが曲線（イ）と（ロ）の間に位置するようにｄ、ｈおよびθを選定すると、冷却効率が高く、質量流量を小さくできる。
【００２１】
なお、化石燃料が石炭や灰付着の激しい油であり、灰の付着・脱落のため加熱条件が厳しくなるボイラのように、圧力損失が若干増加しても冷却効果を高める必要があるときには、Ｆが曲線（ロ）と（ハ）の間の領域に位置するようにｄ、ｈおよびθを選定すればよい。
【００２２】
なお、図５に示すように、本発明はリブド管３ｓを水平にした場合に適用しても上記と同様の効果を得ることができる。また、リブド管３ｓは火炉を少なくとも０．５周させればよい。
【００２３】
以上のように、本実施形態によれば、内面に螺旋状のリブを備えたリブド管で炉壁を形成し、リブド管を鉛直方向に対して４５〜９０度傾けると共に、蒸気出力１００％時にリブド管内を通る流体の質量流量Ｍに対し、無次元量Ｆが実験で得られた曲線（ハ）と（ロ）、好ましくは曲線（イ）と（ロ）に挟まれる領域に位置するようにリブド管の等価内径ｄ、リブの高さｈおよびリード角θを選定することにより、蒸発管を垂直に配置した貫流ボイラと同等以下に質量流量を低減できる。したがって、給水ポンプの容量を小さくすることができる。また、蒸気管出口の温度が均一になるから、変圧運転時の出力制御が容易になる。このとき、火炉の内側から正面を見た流体の流れ方向に応じてリブの巻き方向を選定し、内部流体の管壁に沿う旋回力を増すようにするとさらに効果を上げることができる。
【００２４】
【発明の効果】
これまでの説明で明らかなように、請求項１記載の発明によれば、リブド管を鉛直方向に対して４５〜９０度傾けると共に、火炉の内側から正面に見る流体の流れ方向が右から左へ水平または上昇する場合は、リブの巻き方向が右ねじ方向のリブド管を用い、流体の流れ方向が左から右へ水平または上昇する場合は、リブの巻き方向が左ねじ方向のリブド管を用いるので、内部流体の管壁に沿う旋回力を増加することができ、これによって変圧運転時の出力制御が容易になり、冷却効率が高く、しかも管内の質量流量を小さくすることができる。
【００２５】
請求項２記載の発明によれば、蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、前記質量流量Ｍが１０００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜２６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、（Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２）、（Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０）、（Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８）の各点を通るＭ−Ｆ曲線以上の領域に位置するように等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θを選択したので、請求項１記載の発明の効果をさらに高めることができる。
【００２６】
請求項３記載の発明によれば、蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、前記質量流量Ｍが６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜１８００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、 ( Ｍ＝６００，Ｆ＝４０ ) 、（Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０）、（Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５）の各点を通るＭ−Ｆ曲線以下の領域に位置するように等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θを選択したので、請求項１記載の発明の効果をさらに高めることができる。
【００２７】
請求項４記載の発明によれば、蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、前記質量流量Ｍが１０００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜２６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、（Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２）、（Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０）、（Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８）の各点を通るＭ−Ｆ曲線以上の領域に位置し、かつ、前記質量流量Ｍが６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜１８００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、（Ｍ＝６００，Ｆ＝４０）、（Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０）、（Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５）の各点を通るＭ−Ｆ曲線以下の領域に位置するように、等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θを選択したので、請求項１記載の発明の効果をさらに高めることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の実施の形態に係る貫流ボイラの蒸発管の配置を示す図である。
【図２】リブド管内部の流体の様子を示す図である。
【図３】図２（ａ）、（ｂ）における位置I、II、III、IVの壁面温度を示す図である。
【図４】蒸気出力１００％時においてリブド管内を通る流体の質量流量Ｍと無次元量Ｆの関係を示す図である。
【図５】本発明の実施の形態に係る貫流ボイラの蒸発管の他の配置例図である。
【図６】真直な蒸発管を垂直に並べて火炉を囲む炉壁を形成した場合の、内部の流体の流動様式を示す図である。
【図７】リブド管の断面図である。
【図８】蒸発管を垂直方向に配置したときの炉壁温度と蒸気温度を示す図である。
【図９】蒸発管をスパイラル形に配置したときの炉壁温度と蒸気温度を示す図である。
【図１０】スパイラル蒸発管内部の状態説明図である。
【符号の説明】
Ｍ 質量流量
Ｆ 無次元量、ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ）
ｄ リブド管の等価内径
ｈ リブド管のリブの高さ
θ リブド管のリブのリード角
【発明の属する技術分野】
本発明は、内面に螺旋状のリブを備えたリブド管で炉壁を形成し、前記リブド管の内部に冷却用の流体を通すようにした貫流ボイラに関する。
【０００２】
【従来の技術】
図６は真直な蒸発管１を垂直に並べて火炉を囲む炉壁を形成した場合の、内部の流体の流動様式を示す図である。矢印で示すように下方から供給される液単相流の流体は炉壁を冷却、すなわち火炉からの熱を吸収することにより温度が沸点まで上昇すると、蒸気が発生して液相に気相が混在する気泡流になり、蒸気の割合が増加したスラグ流、中心部のほとんどが蒸気で占められる環状流、蒸気と霧状の液が混在する噴霧流を経て蒸気単相流になる。このとき、噴霧流になるまで管壁が液相に覆われ、火炉を効率よく冷却する。また、図７に示すように、内面に螺旋状の多条あるいは単条のリブ２を備えたリブド管３で炉壁を形成すると、火炉の冷却効率をさらに向上させることができることが、「みぞ付蒸発管におけるバーンアウトに関する研究」（西川ら、第８回伝熱シンポジウム、１９７２年５月）や、「臨界圧近傍におけるライフル管の伝熱特性」（岩淵ら、日本機械学会論文集Ｂ編第４８巻第４３２号１５０１−１５０８頁、１９８２年発行）や、「Ｈｅａｔ Ｔｒａｎｓｆｅｒ ａｎｄ Ｐｒｅｓｓｅｒｅ Ｌｏｓｓ ｉｎ Ｒｉｆｌｅｄ Ｔｕｂｅｓ」（Ｗ．Ｋｏｈｌｅｒ ａｎｄ Ｗ．Ｋａｓｔｎｅｒ、Ｅｉｇｈｔｈ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｈｅａｔ Ｔｒａｎｓｆｅｒ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ、１９８６年８月１７〜２２日）や、「Ｓｔｅａｍ：ｉｔｓ ｇｅｎｅｒａｔｉｏｎ ａｎｄ ｕｓｅ」（Ｂａｂｃｏｃｋ ａｎｄ Ｗｉｌｃｏｘ社編、第４０版）等に報告されている。また、特開平５−１１８５０７号、特表平６−５００８５０号にはこのようなリブド管で炉壁を形成したボイラの技術が開示されている。なお、図７におけるθはリブ２のリード角であり、ｈはリブ２の高さである。
【０００３】
図８は、蒸発管１を垂直方向に配置したときの炉壁温度と蒸気温度を示す図であり、（ａ）は炉壁を展開して示す図、（ｂ）は（ａ）に対応する位置の熱負荷の分布を示す図、（ｃ）は（ａ）に対応する蒸発管１の出口蒸気温度を示す図である。図で、４は炉壁であり、前壁４ａ、側壁４ｂ、４ｄおよび後壁４ｃで構成されている。５はバーナで、前壁４ａおよび後壁４ｃに配置されている。図示しない流体は蒸発管１の下部から供給されて図中矢印で示す方向に流れる間に蒸気となり、上部でまとめられて蒸気タービン等の外部装置に供給される。（ｂ）に示すように、炉壁４の温度は中央部がコーナ部よりも高く、中央部に配置された蒸発管１とコーナ部に配置された蒸発管１では内部流体の流動様式が異なり、（ｃ）に示すように蒸発管出口の蒸気温度が均一にならない。このため、変圧運転時の出力制御が困難になる。そこで、近年では、蒸発管１を斜めまたは水平に配置して火炉を構成する、いわゆるスパイラル形の蒸発管配置の火炉構造が採用されている。
【０００４】
図９は、蒸発管１をスパイラル形に配置したときの炉壁温度と蒸気温度を示す図であり、（ａ）、（ｂ）、（ｃ）はそれぞれ上記図８（ａ）、（ｂ）、（ｃ）に対応している。この図９の場合、（ｂ）で示す熱負荷分布は上記図８の場合と同一であるが、総ての蒸発管１が火炉を周回することにより、吸収する熱がほぼ同一になる結果、（ｃ）に示すように、蒸発管出口の蒸気温度がほぼ均一になる。このため、変圧運転時の出力制御が容易で、負荷変動に対して応答速度を速くすることができた。例えば、特開昭５４−７４００１号公報には蒸発管１にリブド管を採用する技術が開示されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
蒸発管１をスパイラル形に配置すると（以下、スパイラル形の蒸発管１をスパイラル蒸発管１ｓ、また、スパイラル蒸発管１ｓを配置した炉壁をスパイラル壁４ｓという。）、蒸発管１本当りの長さが垂直に配置される場合に比べて長くなるため、流体の圧力損失が大きくなる。また、内部の流動様式が垂直の場合に比べて複雑となる。すなわち、図１０に示すように、スパイラル蒸発管１ｓでは、気相と液相の密度差により相が上下に分離する分離流となり、気相側ではほとんど火炉を冷却できない。そこで、従来は環状流が形成されるように、内部を通す流体の質量流量を大きく、すなわち蒸気出力１００％時の設計条件で管内の質量流量を３０００〜４０００ｋｇ／ｍ2Ｓにして管内面と液相間のせん断力を大きくしていた。
【０００６】
一方、内面に螺旋状のリブを有するリブド管３をスパイラル形に配置すると、リブ２により流体が旋回して図１０に示す気相部の管壁を濡らすため、管内の質量流量を減らすことができる。しかし、リブによる摩擦圧力損失が増大するため、２５００ｋｇ／ｍ2Ｓ以上を必要とした。このため、蒸発管１をスパイラル形に配置する場合、蒸発管を垂直に配置する場合に比べ出力の大きい給水ポンプが必要となり設備費が高価になるだけでなく、運転コストが上昇した。
【０００７】
本発明の目的は、上記従来技術における課題を解決し、変圧運転時の出力制御が容易で、冷却効率が高く、しかも管内の質量流量を小さくすることができる貫流ボイラを提供するにある。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
上記の目的を達成するため、第１の手段は、内面に螺旋状のリブを備えたリブド管で炉壁を形成し、その炉壁で火炉を囲み、前記リブド管の内部に冷却用の流体を通すようにした貫流ボイラにおいて、前記リブド管を鉛直方向に対して４５〜９０度傾けると共に、前記火炉の内側から正面に見る前記流体の流れ方向が右から左へ水平または上昇する場合は、前記リブの巻き方向が右ねじ方向のリブド管を用い、前記流体の流れ方向が左から右へ水平または上昇する場合は、前記リブの巻き方向が左ねじ方向のリブド管を用いることを特徴とする。
【０００９】
また、第２の手段は、第１の手段において、
蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、
前記質量流量Ｍが１０００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜２６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２、
Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以上の領域に位置するように前記等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θが選択されていることを特徴とする。
【００１０】
また、第３の手段は、第１の手段において、
蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、
前記質量流量Ｍが６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜１８００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝６００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０、
Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以下の領域に位置するように前記等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θが選択されていることを特徴とする。
【００１１】
また、第４の手段は、第１の手段において、
蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、
前記質量流量Ｍが１０００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜２６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２、
Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以上の領域に位置し、
かつ、前記質量流量Ｍが６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜１８００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝６００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０、
Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以下の領域に位置するように、
前記等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θが選択されていること特徴とする。
【００１２】
【発明の実施の形態】
以下、本発明を図示の実施の形態に基づいて説明する。
図１は本発明を図示の実施の形態に係る貫流ボイラの蒸発管の配置を示す図であり、スパイラル形のリブド管３（以下、リブド管３ｓという。）で炉壁６を形成したものである。実線で示すリブド管３ｓの巻きつけ角度αは鉛垂方向に対して４５〜９０度であり、リブ２の巻き方向が右ねじ方向のものを採用している。
【００１３】
次に、本実施の形態の動作について説明する。
図２はリブド管３ｓ内部の流体の様子を示す図であり、（ａ）は図１に実線で示すリブド管３ｓｌの断面、（ｂ）は図１に２点鎖線で示すリブド管３ｓｒの断面である。なお、リブド管３ｓｌとリブド管３ｓｒは出発点がある炉壁に関してほぼ対称の位置であり、鉛垂方向に対する巻きつけ角度αもほぼ対称になっている。また、流体は紙面の手前から向う側へ流れており、リブ２が右ねじの方向であるから、流体はリブ２管内壁に沿って反時計回りに旋回しながら流れる。図２（ａ）の場合、流体の流れ方向は火炉の内側から正面に見る前記流体の流れ方向が右から左へ流れており、左側から加熱されるため、左側から気泡が発生する。発生した気泡は密度差により上方に向かい、気泡の移動方向が流体の旋回方向と一致するため、流体の流速は加速される。すなわち、流体の流れ方向が火炉の内側から正面に見て右から左へ流れる場合、リブ２の巻き方向が右ねじ方向のものを採用することにより圧力損失が小さくなり、管内の質量流量を小さくできる。
【００１４】
一方、図２（ｂ）の場合、流体は右側から加熱され、右側から気泡が発生する。発生した気泡の移動方向は流体の旋回方向と逆向きであるため、流体の流速は減速される。すなわち、流体の流れ方向が火炉の内側から正面に見て右から左へ流れる場合、リブ２の巻き方向が右ねじ方向のものを採用すると圧力損失が大きくなり、管内の質量流量を大きくしなければならない。
【００１５】
図３は、図２（ａ）、（ｂ）の位置Ｉ、II、III、IVにおける壁面温度を示す図で、実線は（ａ）の場合を、点線は（ｂ）の場合を示している。図から明らかなように、流体の流れ方向が火炉の内側から見て正面の右から左へ流れる場合、リブ２の巻き方向が右ねじ方向であれば管壁のピーク値が低く、冷却効果が高いことが分かる。したがって、（ａ）の組み合わせは、質量流量を小さくできる。なお、リブド管３ｓｒの場合は、上記から容易に推察できるように、リブ２の巻き方向が左ねじ方向のものを採用すれば、管壁のピーク値を下げることができる。
【００１６】
次に、リブ２の形状および配置について説明する。
始めに、リブ２の高さｈが流体の流れに及ぼす影響について説明する。高さｈが高い場合、旋回力により液相が内壁を覆い、冷却効率は高い。したがって、冷却効率の点からは、高さｈは高い方が良い。一方、高さｈが高いと、リブ２の面積を除いたリブド管３ｓの内側断面積と等価な面積をもつ円の直径（以下、等価内径ｄという。）が小さくなり、圧力損失は大きくなる。
【００１７】
次に、リブ２のリード角θが流体の流れに及ぼす影響について説明する。リブ２のリード角θが大きい場合、等価内径ｄが大きく、圧力損失は小さくなる。しかし、単位長さ当りのリブ２の数が少ないから、単位長さ当りの流体の旋回数が減り、冷却効率は低くなる。一方、リード角θが小さい場合、流れ方向に対するリブ２の角度が大きいため、単位長さ当りの流体の旋回数が増加して冷却効率は高くなる。しかし、等価内径ｄは小さくなるから、流体がリブ２に沿って流れにくくなり、圧力損失は大きくなる。
【００１８】
そこで、本発明者は、ボイラの定格出力で概略寸法が決まる等価内径ｄに対し、冷却効率が高く、質量流量を小さくすることができるリブ２の高さｈとリード角θの関係を求めるため、等価内径ｄとリブ２の高さｈおよびリード角θの種々の組合せについて実際の加熱条件に従った試験を行い、上記各寸法を以下のように決定すれば良いことを見出した。
【００１９】
図４は蒸気出力１００％時においてリブド管３ｓ内を通る流体の質量流量Ｍと無次元量Ｆの関係を示す図である。ここで、ＦはＦ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ）で表され、質量流量Ｍの単位はｋｇ／ｍ2Ｓであり、等価内径ｄと高さｈの単位はｍ、リード角θの単位は度である。また、曲線（イ）は（Ｍ＝１０００，Ｆ＝２５）、（Ｍ＝２０００，Ｆ＝４５）、（Ｍ＝２６００，Ｆ＝６５）の各点を通る曲線であり、曲線（ロ）は（Ｍ＝６００，Ｆ＝４０）、（Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０）、（Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５）の各点を通る曲線である。また、曲線（ハ）は（Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２）、（Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０）、（Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８）の各点を通る曲線である。
【００２０】
Ｆが曲線（イ）の上側の領域にある場合は圧力損失が小さく、管内の質量流量を蒸発管を垂直に配置した場合と同等かそれ以下にすることができる。また、Ｆが曲線（ロ）の上側の領域にある場合は冷却効率が低下する。したがって、Ｆが曲線（イ）と（ロ）の間に位置するようにｄ、ｈおよびθを選定すると、冷却効率が高く、質量流量を小さくできる。
【００２１】
なお、化石燃料が石炭や灰付着の激しい油であり、灰の付着・脱落のため加熱条件が厳しくなるボイラのように、圧力損失が若干増加しても冷却効果を高める必要があるときには、Ｆが曲線（ロ）と（ハ）の間の領域に位置するようにｄ、ｈおよびθを選定すればよい。
【００２２】
なお、図５に示すように、本発明はリブド管３ｓを水平にした場合に適用しても上記と同様の効果を得ることができる。また、リブド管３ｓは火炉を少なくとも０．５周させればよい。
【００２３】
以上のように、本実施形態によれば、内面に螺旋状のリブを備えたリブド管で炉壁を形成し、リブド管を鉛直方向に対して４５〜９０度傾けると共に、蒸気出力１００％時にリブド管内を通る流体の質量流量Ｍに対し、無次元量Ｆが実験で得られた曲線（ハ）と（ロ）、好ましくは曲線（イ）と（ロ）に挟まれる領域に位置するようにリブド管の等価内径ｄ、リブの高さｈおよびリード角θを選定することにより、蒸発管を垂直に配置した貫流ボイラと同等以下に質量流量を低減できる。したがって、給水ポンプの容量を小さくすることができる。また、蒸気管出口の温度が均一になるから、変圧運転時の出力制御が容易になる。このとき、火炉の内側から正面を見た流体の流れ方向に応じてリブの巻き方向を選定し、内部流体の管壁に沿う旋回力を増すようにするとさらに効果を上げることができる。
【００２４】
【発明の効果】
これまでの説明で明らかなように、請求項１記載の発明によれば、リブド管を鉛直方向に対して４５〜９０度傾けると共に、火炉の内側から正面に見る流体の流れ方向が右から左へ水平または上昇する場合は、リブの巻き方向が右ねじ方向のリブド管を用い、流体の流れ方向が左から右へ水平または上昇する場合は、リブの巻き方向が左ねじ方向のリブド管を用いるので、内部流体の管壁に沿う旋回力を増加することができ、これによって変圧運転時の出力制御が容易になり、冷却効率が高く、しかも管内の質量流量を小さくすることができる。
【００２５】
請求項２記載の発明によれば、蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、前記質量流量Ｍが１０００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜２６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、（Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２）、（Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０）、（Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８）の各点を通るＭ−Ｆ曲線以上の領域に位置するように等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θを選択したので、請求項１記載の発明の効果をさらに高めることができる。
【００２６】
請求項３記載の発明によれば、蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、前記質量流量Ｍが６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜１８００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、 ( Ｍ＝６００，Ｆ＝４０ ) 、（Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０）、（Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５）の各点を通るＭ−Ｆ曲線以下の領域に位置するように等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θを選択したので、請求項１記載の発明の効果をさらに高めることができる。
【００２７】
請求項４記載の発明によれば、蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、前記質量流量Ｍが１０００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜２６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、（Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２）、（Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０）、（Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８）の各点を通るＭ−Ｆ曲線以上の領域に位置し、かつ、前記質量流量Ｍが６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜１８００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、（Ｍ＝６００，Ｆ＝４０）、（Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０）、（Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５）の各点を通るＭ−Ｆ曲線以下の領域に位置するように、等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θを選択したので、請求項１記載の発明の効果をさらに高めることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の実施の形態に係る貫流ボイラの蒸発管の配置を示す図である。
【図２】リブド管内部の流体の様子を示す図である。
【図３】図２（ａ）、（ｂ）における位置I、II、III、IVの壁面温度を示す図である。
【図４】蒸気出力１００％時においてリブド管内を通る流体の質量流量Ｍと無次元量Ｆの関係を示す図である。
【図５】本発明の実施の形態に係る貫流ボイラの蒸発管の他の配置例図である。
【図６】真直な蒸発管を垂直に並べて火炉を囲む炉壁を形成した場合の、内部の流体の流動様式を示す図である。
【図７】リブド管の断面図である。
【図８】蒸発管を垂直方向に配置したときの炉壁温度と蒸気温度を示す図である。
【図９】蒸発管をスパイラル形に配置したときの炉壁温度と蒸気温度を示す図である。
【図１０】スパイラル蒸発管内部の状態説明図である。
【符号の説明】
Ｍ 質量流量
Ｆ 無次元量、ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ）
ｄ リブド管の等価内径
ｈ リブド管のリブの高さ
θ リブド管のリブのリード角
Claims (4)
- 内面に螺旋状のリブを備えたリブド管で炉壁を形成し、その炉壁で火炉を囲み、前記リブド管の内部に冷却用の流体を通すようにした貫流ボイラにおいて、
前記リブド管を鉛直方向に対して４５〜９０度傾けると共に、
前記火炉の内側から正面に見る前記流体の流れ方向が右から左へ水平または上昇する場合は、前記リブの巻き方向が右ねじ方向のリブド管を用い、前記流体の流れ方向が左から右へ水平または上昇する場合は、前記リブの巻き方向が左ねじ方向のリブド管を用いることを特徴とする貫流ボイラ。 - 請求項１記載の貫流ボイラにおいて、
蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ2Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、
前記質量流量Ｍが１０００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜２６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２、
Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以上の領域に位置するように前記等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θが選択されていることを特徴とする貫流ボイラ。 - 請求項１記載の貫流ボイラにおいて、
蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、
前記質量流量Ｍが６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜１８００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝６００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０、
Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以下の領域に位置するように前記等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θが選択されていることを特徴とする貫流ボイラ。 - 請求項１記載の貫流ボイラにおいて、
蒸気出力１００％時に前記リブド管内を通る流体の質量流量をＭ〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕、リブド管の等価内径をｄ〔ｍ〕、リブの高さをｈ〔ｍ〕、リブのリード角をθ〔度〕とするとき、
前記質量流量Ｍが１０００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜２６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝２２、
Ｍ＝２０００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝２６００，Ｆ＝５８
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以上の領域に位置し、
かつ、前記質量流量Ｍが６００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕〜１８００〔ｋｇ／ｍ 2 Ｓ〕で、
前記質量流量Ｍの値に応じた無次元量Ｆ（ただし、Ｆ＝ｄ／（ｈｃｏｓθ））が、
Ｍ＝６００，Ｆ＝４０、
Ｍ＝１０００，Ｆ＝５０、
Ｍ＝１８００，Ｆ＝７５
の各点を通るＭ−Ｆ曲線以下の領域に位置するように、
前記等価内径ｄ、リブの高さｈ、及びリブのリード角θが選択されていることを特徴とする貫流ボイラ。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP10488198A JP3857414B2 (ja) | 1998-04-15 | 1998-04-15 | 貫流ボイラ |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP10488198A JP3857414B2 (ja) | 1998-04-15 | 1998-04-15 | 貫流ボイラ |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
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| JPH11294703A JPH11294703A (ja) | 1999-10-29 |
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ID=14392540
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| JP10488198A Expired - Lifetime JP3857414B2 (ja) | 1998-04-15 | 1998-04-15 | 貫流ボイラ |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3857414B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR20160102544A (ko) * | 2013-12-27 | 2016-08-30 | 미츠비시 히타치 파워 시스템즈 가부시키가이샤 | 전열관, 보일러 및 증기 터빈 설비 |
-
1998
- 1998-04-15 JP JP10488198A patent/JP3857414B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR20160102544A (ko) * | 2013-12-27 | 2016-08-30 | 미츠비시 히타치 파워 시스템즈 가부시키가이샤 | 전열관, 보일러 및 증기 터빈 설비 |
| US20160320052A1 (en) * | 2013-12-27 | 2016-11-03 | Mitsubishi Hitachi Power Systems, Ltd. | Heat transfer tube, boiler and steam turbine device |
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| US10132494B2 (en) | 2013-12-27 | 2018-11-20 | Mitsubishi Hitachi Power Systems, Ltd. | Heat transfer tube including a groove portion having a spiral shape extending continuously and a rib portion extending continuously and protruding inward by the groove portion |
Also Published As
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|---|---|
| JPH11294703A (ja) | 1999-10-29 |
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