JPH0285601A - 回収ボイラ - Google Patents
回収ボイラInfo
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- JPH0285601A JPH0285601A JP23593988A JP23593988A JPH0285601A JP H0285601 A JPH0285601 A JP H0285601A JP 23593988 A JP23593988 A JP 23593988A JP 23593988 A JP23593988 A JP 23593988A JP H0285601 A JPH0285601 A JP H0285601A
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は回収ボイラに係り、特に過熱器管の高温腐食を
防止できる回収ボイラに関する。
防止できる回収ボイラに関する。
製紙工場における回収ボイラは、蒸解廃液である黒液を
燃焼し、薬品と蒸気を回収する主要な設備であり、最近
では工場における主要な動力源であるこのボイラをさら
に効率−なものとするため、高濃度黒液の燃焼および高
温高圧型回収ボイラの採用が進められている。
燃焼し、薬品と蒸気を回収する主要な設備であり、最近
では工場における主要な動力源であるこのボイラをさら
に効率−なものとするため、高濃度黒液の燃焼および高
温高圧型回収ボイラの採用が進められている。
しかしながら、この新しい型のボイラを採用した場合、
従来、ボイラ出口の最高蒸気温度が４８０℃であワたも
のを５００〜５０５℃に高めるため、ボイラ過熱器管の
表面温度は５３０〜５４０゛Ｃ近くまで上昇し、回収ボ
イラ特有の高温腐食が進行する。
従来、ボイラ出口の最高蒸気温度が４８０℃であワたも
のを５００〜５０５℃に高めるため、ボイラ過熱器管の
表面温度は５３０〜５４０゛Ｃ近くまで上昇し、回収ボ
イラ特有の高温腐食が進行する。
この高温腐食は、回収ボイラで黒液を燃焼する際、多量
のアルカリ化合物が飛散し、これが過熱器管表面に付着
堆積することにより起こるものである。付着物の主成分
は、Ｎａ、ＳＯ４であるが、これに木材チップからのＫ
や系外から混入してくるＮａＣ／！が加わり、５００〜
６００℃の範囲に共融点を持つ共融物が生じるため、溶
融塩下の金属の腐食反応が著しく進行する。第６図は、
各種回収ボイラの過熱器管表面の付着物を採取し、熱分
析を行なった結果である。クラフトパルプでは蒸解薬品
としてＮａ ＯＴ（とＮａ、Ｓを用いるため、回収ボイ
ラの付着物の主成分はＮａ、Ｃｏ、とＮａ、ＳＯ４であ
り、これらの混合物の共融点は比較的高く、図中の７７
０〜白１０℃に当たる。
のアルカリ化合物が飛散し、これが過熱器管表面に付着
堆積することにより起こるものである。付着物の主成分
は、Ｎａ、ＳＯ４であるが、これに木材チップからのＫ
や系外から混入してくるＮａＣ／！が加わり、５００〜
６００℃の範囲に共融点を持つ共融物が生じるため、溶
融塩下の金属の腐食反応が著しく進行する。第６図は、
各種回収ボイラの過熱器管表面の付着物を採取し、熱分
析を行なった結果である。クラフトパルプでは蒸解薬品
としてＮａ ＯＴ（とＮａ、Ｓを用いるため、回収ボイ
ラの付着物の主成分はＮａ、Ｃｏ、とＮａ、ＳＯ４であ
り、これらの混合物の共融点は比較的高く、図中の７７
０〜白１０℃に当たる。
これに対して、系外からの不純物であるＫおよびＣｌが
混入してくると著しく共融点が下がり、図に示す５１４
〜５７０℃といった温度になる。
混入してくると著しく共融点が下がり、図に示す５１４
〜５７０℃といった温度になる。
この温度は、付着物のＫおよびＣｌの含有量に左右され
るが、高温高圧型の回収ボイラの場合、例えば蒸気温度
を５００℃と設定すると、過熱器管のメタル温度が５３
０〜５４０″Ｃになり、付着物によっては共融点以上と
なり、激しい腐食環境となる。
るが、高温高圧型の回収ボイラの場合、例えば蒸気温度
を５００℃と設定すると、過熱器管のメタル温度が５３
０〜５４０″Ｃになり、付着物によっては共融点以上と
なり、激しい腐食環境となる。
このような問題に対処するためにＮｉ−Ｃｒ合金等の耐
食材が使用されているが、５００℃以上に蒸気温度を長
時間維持して運転すると、予想以上に伝熱管の腐食が進
行することが確認されたため、従来どおりの４８０ ’
Ｃ程度に蒸気温度を下げて運転しているのが現状である
。
食材が使用されているが、５００℃以上に蒸気温度を長
時間維持して運転すると、予想以上に伝熱管の腐食が進
行することが確認されたため、従来どおりの４８０ ’
Ｃ程度に蒸気温度を下げて運転しているのが現状である
。
また、高温腐食徒対して過熱器の配置が考慮されている
。第７図は、従来技術による高温高圧型回収ボイラの構
造図である。この装置は、過熱器を一次過熱器８、二次
過熱器９、三次過熱器１０に区分し、最も蒸気温度の高
い三次過熱器１０をノーズ１１直上に配置し、火炉４か
らの放射熱や高温の燃焼ガスの直撃を避けるように配置
されている。しかし、このような設計的配慮も回収ボイ
ラにおける厳しい腐食環境に対して充分な効力がない。
。第７図は、従来技術による高温高圧型回収ボイラの構
造図である。この装置は、過熱器を一次過熱器８、二次
過熱器９、三次過熱器１０に区分し、最も蒸気温度の高
い三次過熱器１０をノーズ１１直上に配置し、火炉４か
らの放射熱や高温の燃焼ガスの直撃を避けるように配置
されている。しかし、このような設計的配慮も回収ボイ
ラにおける厳しい腐食環境に対して充分な効力がない。
また、幾つかの回収ボイラにおいては、所定の蒸気温度
に近づけた運転がなされているが、この場合は第６図に
示したように、共融点が５４０℃以上にある付着物であ
るため、溶融塩下の腐食は進行しない。しかし、回収ボ
イラにおける付着物の組成は、経時的に大きく変化する
ため、高温高圧型回収ボイラにおける高温腐食が本質的
に解決されたものではなく、所定の高温蒸気が安定に供
給されないという問題がある。
に近づけた運転がなされているが、この場合は第６図に
示したように、共融点が５４０℃以上にある付着物であ
るため、溶融塩下の腐食は進行しない。しかし、回収ボ
イラにおける付着物の組成は、経時的に大きく変化する
ため、高温高圧型回収ボイラにおける高温腐食が本質的
に解決されたものではなく、所定の高温蒸気が安定に供
給されないという問題がある。
本発明の目的は、上記従来技術の問題を解決し、高温蒸
気を安定に供給することができる高温高圧型回収ボイラ
を提供することにある。
気を安定に供給することができる高温高圧型回収ボイラ
を提供することにある。
本発明は、パルププラントの蒸解廃液である黒液を燃焼
して４８５℃以上の蒸気を発生する高温高圧回収ボイラ
において、高温蒸気を取出す最終段階の過熱器を、運転
中のガス温度が６５０〜５５０℃である排ガス中に配置
したことを特徴とする。
して４８５℃以上の蒸気を発生する高温高圧回収ボイラ
において、高温蒸気を取出す最終段階の過熱器を、運転
中のガス温度が６５０〜５５０℃である排ガス中に配置
したことを特徴とする。
ボイラ過熱器のうち三次過熱器を、ガス温度の低い位置
に移すことにより、管表面に付着するアルカリ化合物の
金属に対する腐食性が著しく軽減する。これは、付着物
の共融点が変化したものではなく、付着物中に含まれる
ＮａＣ１等の塩化物の含有量が、高温ガス雰囲気に配置
した三次過熱器の付着物に較べて極めて低いことによる
。したがって、過熱器管の高温腐食が抑制され、所定の
高温蒸気が安定に供給される。
に移すことにより、管表面に付着するアルカリ化合物の
金属に対する腐食性が著しく軽減する。これは、付着物
の共融点が変化したものではなく、付着物中に含まれる
ＮａＣ１等の塩化物の含有量が、高温ガス雰囲気に配置
した三次過熱器の付着物に較べて極めて低いことによる
。したがって、過熱器管の高温腐食が抑制され、所定の
高温蒸気が安定に供給される。
以下、本発明を実施例により詳細に説明する。
第１図は、本発明の一実施例による高温高圧型回収ボイ
ラの構造図である。図において、黒液タンク１からの黒
液は、ライン１６を通り黒液ポンプ２でバーナ３に送ら
れ、このバーナ３によって火炉４内に噴射される。噴射
黒液は、乾燥、熱分解され、揮発分とチャーに分かれ、
揮発分は直ちに燃焼するが、チャーはその大部分が炉底
に溜まり、チャーベツド５を形成する。チャーベツド５
では、還元反応が起こるためＮａ、Ｓｏ、はＮａ。
ラの構造図である。図において、黒液タンク１からの黒
液は、ライン１６を通り黒液ポンプ２でバーナ３に送ら
れ、このバーナ３によって火炉４内に噴射される。噴射
黒液は、乾燥、熱分解され、揮発分とチャーに分かれ、
揮発分は直ちに燃焼するが、チャーはその大部分が炉底
に溜まり、チャーベツド５を形成する。チャーベツド５
では、還元反応が起こるためＮａ、Ｓｏ、はＮａ。
Ｓとなり、Ｎａ、Ｇｏ、とともにスメルトスパウト６か
ら溶解タンク７へ排出される。これらは次工程の苛性化
反応でＮａ、ＳとＮａＯＨになり、蒸解液として再利用
される。一方、火炉４内で生成したチャーの一部は、燃
焼ガスに同伴され炉頂部へと飛散しながら燃焼し、付着
力の強いスメルトとなり過熱器管表面へ付着堆積する。
ら溶解タンク７へ排出される。これらは次工程の苛性化
反応でＮａ、ＳとＮａＯＨになり、蒸解液として再利用
される。一方、火炉４内で生成したチャーの一部は、燃
焼ガスに同伴され炉頂部へと飛散しながら燃焼し、付着
力の強いスメルトとなり過熱器管表面へ付着堆積する。
この付着物が前述のごとく高温腐食の媒体となるが、本
発明においては一次過熱器８を高温ガス部に配置し、次
いで二次過熱器９を置き、ガス温度が６００±５０℃の
ところに三次過熱器１０を設けることにより高温腐食を
抑制することができ、所定の高温蒸気を安定に供給する
ことができる。以下、その理由を述べる。なお、第１図
において１２は火炉前壁、１３は汽缶部、１４はエコノ
マイザ、１５は火炉後壁である。
発明においては一次過熱器８を高温ガス部に配置し、次
いで二次過熱器９を置き、ガス温度が６００±５０℃の
ところに三次過熱器１０を設けることにより高温腐食を
抑制することができ、所定の高温蒸気を安定に供給する
ことができる。以下、その理由を述べる。なお、第１図
において１２は火炉前壁、１３は汽缶部、１４はエコノ
マイザ、１５は火炉後壁である。
第２図は、実際の回収ボイラにおける過熱器部のガス温
度の等温度曲線を示したものである。これらの温度分布
は、火炉出口部に設けられたノーズ１１の大きさおよび
形状、ならびに−次週熱器８と火炉前壁１２の間隔に影
響を受けるが、相当精度よく設計の段階において求める
ことができる。
度の等温度曲線を示したものである。これらの温度分布
は、火炉出口部に設けられたノーズ１１の大きさおよび
形状、ならびに−次週熱器８と火炉前壁１２の間隔に影
響を受けるが、相当精度よく設計の段階において求める
ことができる。
したがって、上記三次過熱器１０を６００±５０℃Ｏガ
ス温度の位置に配置することは容易である。
ス温度の位置に配置することは容易である。
第１表は、固形分処理で６４０ｔ／ｄ規模の回収ボイラ
の、過熱器管表面に付着堆積している付着物を、各種ガ
ス温度領域から採取して化学分析した結果である。なお
、分析に当たっては第３図に示すように、過熱器管表面
の付着物を壁に直接接触している付着物ａと、堆積が進
み採取していた時点でガス温度に最も近い付着物すに区
分した。
の、過熱器管表面に付着堆積している付着物を、各種ガ
ス温度領域から採取して化学分析した結果である。なお
、分析に当たっては第３図に示すように、過熱器管表面
の付着物を壁に直接接触している付着物ａと、堆積が進
み採取していた時点でガス温度に最も近い付着物すに区
分した。
第１表の分析結果から、金属の腐食に強く影響するＣ２
の含有量が、同じ場所から採取したにもかかわらず、管
壁側ａとガス側すとでは相当な差が見られ、またこの差
は運転時のガス温度によっても影響を受けていることが
わかった。すなわち、運転時のガス温度が６５０℃以上
の温度雰囲気にある過熱器管表面の付着物（試料ｋｌお
よび２）では、Ｃ２濃度は管壁側ａが濃く、ガス側では
薄い。これとは対照に、ガス温度が６５０〜５５０℃に
あった付着物（試料Ｎα３）は、管壁側ａのＣｌが極め
て低く、逆にガス側すでは高くなっている。
の含有量が、同じ場所から採取したにもかかわらず、管
壁側ａとガス側すとでは相当な差が見られ、またこの差
は運転時のガス温度によっても影響を受けていることが
わかった。すなわち、運転時のガス温度が６５０℃以上
の温度雰囲気にある過熱器管表面の付着物（試料ｋｌお
よび２）では、Ｃ２濃度は管壁側ａが濃く、ガス側では
薄い。これとは対照に、ガス温度が６５０〜５５０℃に
あった付着物（試料Ｎα３）は、管壁側ａのＣｌが極め
て低く、逆にガス側すでは高くなっている。
以下余白
第 １ 表
この理由についてはまだ充分には解明されていないが、
次のように考えられる。
次のように考えられる。
ＮａＣ１，、ＫＣｌなどの塩化物は蒸気圧が高く、炉底
の高温燃焼域で気化し、過熱器ゾーンに飛散してくるが
、ガス・温度がまだ高温度にあるところでは、塩化物の
蒸気は伝熱管表面に衝突し、凝縮固着するため、管壁側
のＣ１濃度は高（なる。しかし、ガス温度が下がるにつ
れて塩化物の蒸気も冷却され、固体になる。このような
状態では管壁に対する付着力が著しく低下しており、こ
の部位での０１含有量は少ない。このような管壁側のＣ
ｌの挙動に対して、ガス温度に近くなるガス側の付着物
も、回収ボイラ特有の挙動を示す。すなわち、ガス温度
が高い領域では、付着物中に含まれるＮａＣ１は、ガス
中のＳＯｘ （硫黄酸化物）と次式のように反応し、Ｈ
Ｃｌとしてガス中に移るため、付着物中のＣｌ量は低下
する。
の高温燃焼域で気化し、過熱器ゾーンに飛散してくるが
、ガス・温度がまだ高温度にあるところでは、塩化物の
蒸気は伝熱管表面に衝突し、凝縮固着するため、管壁側
のＣ１濃度は高（なる。しかし、ガス温度が下がるにつ
れて塩化物の蒸気も冷却され、固体になる。このような
状態では管壁に対する付着力が著しく低下しており、こ
の部位での０１含有量は少ない。このような管壁側のＣ
ｌの挙動に対して、ガス温度に近くなるガス側の付着物
も、回収ボイラ特有の挙動を示す。すなわち、ガス温度
が高い領域では、付着物中に含まれるＮａＣ１は、ガス
中のＳＯｘ （硫黄酸化物）と次式のように反応し、Ｈ
Ｃｌとしてガス中に移るため、付着物中のＣｌ量は低下
する。
２ＮａＣｊ！＋ＳＯｚ ＋％ｏ！＋Ｈ２０−Ｎａｇ Ｓ
Ｏ４＋２ＨＣ／！↑ 一方、ガス温度の低いところでは上記反応が進まなく、
付着物のガス側部でのＣ２濃度の変化は起こらない。
Ｏ４＋２ＨＣ／！↑ 一方、ガス温度の低いところでは上記反応が進まなく、
付着物のガス側部でのＣ２濃度の変化は起こらない。
このように過熱器出口部のガス温度６５０〜５５０℃の
ゾーンでは、過渡的な現象として付着物中の０２濃度は
管壁側で少なく、ガス側で多いことになる。
ゾーンでは、過渡的な現象として付着物中の０２濃度は
管壁側で少なく、ガス側で多いことになる。
また、ガス温度が５００″Ｃ以下の付着物（試料Ｎα４
）は、先の試料Ｎα３と同じ傾向にあるが、管壁側ａの
Ｃ１量は高くなっている。
）は、先の試料Ｎα３と同じ傾向にあるが、管壁側ａの
Ｃ１量は高くなっている。
以上のような結果は、９１０ ｔ／ｄおよび１１００ｔ
／ｄの各回収ボイラにおいても同じようになることが確
認された。このようなことから、上記各付着物の組成の
違い、特にＣ１濃度が、過熱器管材への腐食に大きく影
響すると考え、付着物中で試料Ｎａ３の管壁側ａ″？！
ｃｚ量が最も少ないため、管材への腐食性も最も低くな
ると推定した。
／ｄの各回収ボイラにおいても同じようになることが確
認された。このようなことから、上記各付着物の組成の
違い、特にＣ１濃度が、過熱器管材への腐食に大きく影
響すると考え、付着物中で試料Ｎａ３の管壁側ａ″？！
ｃｚ量が最も少ないため、管材への腐食性も最も低くな
ると推定した。
上記各付着物を腐食媒体として用い、代表的な管材の腐
食試験を行なった。第４図は、伝熱管として５ＴＢＡ２
４材を用いた場合の腐食試験の実施結果を示す図である
。試験の条件としては、過熱器管の表面温度以上の温度
で、しかも付着物の共融点以上であり、さらに加速試験
とするため、設定温度は６００℃とした。腐食媒体は各
テストピース（１０Ｘ１０Ｘ２’ ”）の片面に５０■
塗布した。なお、溶融塩腐食においては０２分圧が大き
く影響するため雰囲気は大気中とし、これも厳しい条件
とした。第４図からは各付着物の採取場所およびその試
料の区分により明確な違いが出ており、運転中のガス温
度が６５０℃以上の試料徹１およびＮα２の付着物によ
る腐食量は、いずれも管壁側ａのほうが著しく高いこと
がわかる。
食試験を行なった。第４図は、伝熱管として５ＴＢＡ２
４材を用いた場合の腐食試験の実施結果を示す図である
。試験の条件としては、過熱器管の表面温度以上の温度
で、しかも付着物の共融点以上であり、さらに加速試験
とするため、設定温度は６００℃とした。腐食媒体は各
テストピース（１０Ｘ１０Ｘ２’ ”）の片面に５０■
塗布した。なお、溶融塩腐食においては０２分圧が大き
く影響するため雰囲気は大気中とし、これも厳しい条件
とした。第４図からは各付着物の採取場所およびその試
料の区分により明確な違いが出ており、運転中のガス温
度が６５０℃以上の試料徹１およびＮα２の付着物によ
る腐食量は、いずれも管壁側ａのほうが著しく高いこと
がわかる。
第５図は、５ＵＳ３０４材による腐食試験の実施結果を
示す図である。前記５ＴＢＡ２４材とは鋼種による腐食
量の差はあるが、各付着物の腐食性は同様の結果を示し
た。
示す図である。前記５ＴＢＡ２４材とは鋼種による腐食
量の差はあるが、各付着物の腐食性は同様の結果を示し
た。
したがって、第１図で示したように、所定の５００〜５
０５℃の高温蒸気を安定して取出す最終段階の過熱器（
本実施例では三次過熱器）を、ガス温度が６５０〜５５
０℃の位置に配置することが、管材の腐食を防止する上
で有効であることが示された。
０５℃の高温蒸気を安定して取出す最終段階の過熱器（
本実施例では三次過熱器）を、ガス温度が６５０〜５５
０℃の位置に配置することが、管材の腐食を防止する上
で有効であることが示された。
第１表の分析結果から、ガス側すの０２含有量は、運転
中のガス温度が高い試料Ｎα１および２において低く、
ガス温度が低下した試料に３および４において逆に高く
なることがわかったが、この現象については次のように
考えられる。
中のガス温度が高い試料Ｎα１および２において低く、
ガス温度が低下した試料に３および４において逆に高く
なることがわかったが、この現象については次のように
考えられる。
クラフト法においては、ＮａＯＨの他にＮａ。
Ｓを蒸解薬品として用いるため、パルプを得た後の蒸解
廃液である黒液を燃焼する回収ボイラにおいては、相当
のイオウ化合物が炉内で発生してそのほとんどがＳＯｔ
となり、このＳＯ２は高温下で次式のようにＮａ Ｃｊ
！と反応する。
廃液である黒液を燃焼する回収ボイラにおいては、相当
のイオウ化合物が炉内で発生してそのほとんどがＳＯｔ
となり、このＳＯ２は高温下で次式のようにＮａ Ｃｊ
！と反応する。
２ＮａＣｆ＋ＳＯｚ ＋Ｏｚ ｗＮａｚ ３０４ ＋２
ＨＣｊ！したがって、過熱器管表面の付着物が成長して
その温度がガス温度に近くなると、ガス中のＳ０２と付
着物中に含まれるＮａＣ１が上式のように反応し、ＨＣ
ｌを放出するため、付着物のガス側すにはＣｌ量が少な
くなる。これはガス温度の高いところでの現象であり、
ガス温度が下がってくると上記反応は進みにくい。
ＨＣｊ！したがって、過熱器管表面の付着物が成長して
その温度がガス温度に近くなると、ガス中のＳ０２と付
着物中に含まれるＮａＣ１が上式のように反応し、ＨＣ
ｌを放出するため、付着物のガス側すにはＣｌ量が少な
くなる。これはガス温度の高いところでの現象であり、
ガス温度が下がってくると上記反応は進みにくい。
また、第１表の分析結果から、管表面に直接接触してい
る付着物は、高温ガス部においてＣ１含有量が多く、ガ
ス温度が低くなったところでは少ないことがわかったが
、この現象は次のように考えられる。
る付着物は、高温ガス部においてＣ１含有量が多く、ガ
ス温度が低くなったところでは少ないことがわかったが
、この現象は次のように考えられる。
第２表は、化学便覧（改訂３版）から引用したＮａＣ１
とＫＣｌの蒸気圧を示したものである。
とＫＣｌの蒸気圧を示したものである。
第、 ２ 表
いずれも、回収ボイラに′おける火炉内の温度では、高
い蒸気圧を持つことがわかる。このように、黒液の燃焼
に伴って発生する塩化物の蒸気は、過熱器に入り冷却さ
れ液体になり、最終的には固体となる。このような相変
化は、管表面への付着に大きく影響することになる。す
なわち、過熱器部に入っても、ガス温度の高いところで
は塩化物は蒸気から液体に変わり、付着性が非常に高い
状態にあるため、ガス温度より低温の過熱器管表面に衝
突し付着することになる。このように管表面への塩化物
の選択的な付着が０２濃度を高める結果となる。また過
熱器によりガス温度が低下してくると、塩化物も液体の
状態から固体に変わるため、その付着力は著しく低下す
る。その結果、第１表における試料Ｎα３の管壁側ａの
分析結果のように、ＣＰ濃度が極めて低いものとなる。
い蒸気圧を持つことがわかる。このように、黒液の燃焼
に伴って発生する塩化物の蒸気は、過熱器に入り冷却さ
れ液体になり、最終的には固体となる。このような相変
化は、管表面への付着に大きく影響することになる。す
なわち、過熱器部に入っても、ガス温度の高いところで
は塩化物は蒸気から液体に変わり、付着性が非常に高い
状態にあるため、ガス温度より低温の過熱器管表面に衝
突し付着することになる。このように管表面への塩化物
の選択的な付着が０２濃度を高める結果となる。また過
熱器によりガス温度が低下してくると、塩化物も液体の
状態から固体に変わるため、その付着力は著しく低下す
る。その結果、第１表における試料Ｎα３の管壁側ａの
分析結果のように、ＣＰ濃度が極めて低いものとなる。
以上の検討結果から、回収ボイラにおける過熱器の付着
物の組成は、火炉の出口部に過熱器を配置する構造にお
いて、常に同じような変化をすることは明らかである。
物の組成は、火炉の出口部に過熱器を配置する構造にお
いて、常に同じような変化をすることは明らかである。
なお、第１図は、本発明を実施する場合の基本的な概念
を示したにすぎず、他の実施例として、第１図に示した
一次、二次および三次過熱器の各配置を入れ替えたり、
それぞれの過熱器を必要に応じて分割することも可能で
ある。さらに、三次過熱器が過熱蒸気の最終段階とせず
、二次または四次としてもよい。高温蒸気を取出す最終
段階の過熱器、すなわちその一部を６５０〜５５０℃の
ガス温度域に設けることは本発明に包含される。
を示したにすぎず、他の実施例として、第１図に示した
一次、二次および三次過熱器の各配置を入れ替えたり、
それぞれの過熱器を必要に応じて分割することも可能で
ある。さらに、三次過熱器が過熱蒸気の最終段階とせず
、二次または四次としてもよい。高温蒸気を取出す最終
段階の過熱器、すなわちその一部を６５０〜５５０℃の
ガス温度域に設けることは本発明に包含される。
本発明の高温高圧型回収ボイラによれば、高温蒸気によ
る腐食が防止できるため、所定の蒸気を連続的に安定し
て供給でき、タービン効率を高めたプラントの操業が実
施できる。また、安全運転の確保、エネルギーの有効利
用などに貢献できる。
る腐食が防止できるため、所定の蒸気を連続的に安定し
て供給でき、タービン効率を高めたプラントの操業が実
施できる。また、安全運転の確保、エネルギーの有効利
用などに貢献できる。
第１図は、本発明の一実施例による高温高圧型回収ボイ
ラの構造図、第２図は、過熱器部のガス温度分布測定図
、第３図は、管表面付着物の区分説明図、第４図は、付
着物を媒体にした５ＴＢＡ２４材の腐食試験結果の説明
図、第５図は、付着物を媒体にした５ＵＳ３０４材の腐
食試験結果の説明図、第６図は、過熱器管表面付着物の
熱分析図、第７図は、従来法による高温高圧型回収ボイ
ラの構造図である。 １・・・黒液タンク、２・・・黒液ポンプ、３・・・バ
ーナ、４・・・火炉、５・・・チャーベツド、６・・・
スメルトスパウト、７・・・溶解タンク、８・・・−次
週熱器、９・・・二次過熱器、ｌＯ・・・三次過熱器、
１３・・・汽缶部、１４・・・エコノマイザ。 出願人 バブコック日立株式会社 代理人 弁理士 川 北 武 長 第４図
ラの構造図、第２図は、過熱器部のガス温度分布測定図
、第３図は、管表面付着物の区分説明図、第４図は、付
着物を媒体にした５ＴＢＡ２４材の腐食試験結果の説明
図、第５図は、付着物を媒体にした５ＵＳ３０４材の腐
食試験結果の説明図、第６図は、過熱器管表面付着物の
熱分析図、第７図は、従来法による高温高圧型回収ボイ
ラの構造図である。 １・・・黒液タンク、２・・・黒液ポンプ、３・・・バ
ーナ、４・・・火炉、５・・・チャーベツド、６・・・
スメルトスパウト、７・・・溶解タンク、８・・・−次
週熱器、９・・・二次過熱器、ｌＯ・・・三次過熱器、
１３・・・汽缶部、１４・・・エコノマイザ。 出願人 バブコック日立株式会社 代理人 弁理士 川 北 武 長 第４図
Claims (1)
- （１）パルププラントの蒸解廃液である黒液を燃焼して
４８５℃以上の蒸気を発生する高温高圧回収ボイラにお
いて、高温蒸気を取出す最終段階の過熱器を、運転中の
ガス温度が６５０〜５５０℃である排ガス中に配置した
ことを特徴とする回収ボイラ。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63235939A JP3061384B2 (ja) | 1988-09-20 | 1988-09-20 | 回収ボイラ |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63235939A JP3061384B2 (ja) | 1988-09-20 | 1988-09-20 | 回収ボイラ |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0285601A true JPH0285601A (ja) | 1990-03-27 |
| JP3061384B2 JP3061384B2 (ja) | 2000-07-10 |
Family
ID=16993465
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP63235939A Expired - Fee Related JP3061384B2 (ja) | 1988-09-20 | 1988-09-20 | 回収ボイラ |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3061384B2 (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH05280704A (ja) * | 1992-03-31 | 1993-10-26 | Hitachi Zosen Corp | 熱回収ボイラー設備の過熱器配置構造 |
| JPH05280707A (ja) * | 1992-03-31 | 1993-10-26 | Hitachi Zosen Corp | ごみ焼却炉における熱回収ボイラー設備の過熱器 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS60105802U (ja) * | 1983-12-23 | 1985-07-19 | 株式会社クボタ | エンジンのロツカア−ム支持構造 |
-
1988
- 1988-09-20 JP JP63235939A patent/JP3061384B2/ja not_active Expired - Fee Related
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS60105802U (ja) * | 1983-12-23 | 1985-07-19 | 株式会社クボタ | エンジンのロツカア−ム支持構造 |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH05280704A (ja) * | 1992-03-31 | 1993-10-26 | Hitachi Zosen Corp | 熱回収ボイラー設備の過熱器配置構造 |
| JPH05280707A (ja) * | 1992-03-31 | 1993-10-26 | Hitachi Zosen Corp | ごみ焼却炉における熱回収ボイラー設備の過熱器 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3061384B2 (ja) | 2000-07-10 |
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Legal Events
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