JPH076606B2 - 複合発電プラントの水処理方法 - Google Patents
複合発電プラントの水処理方法Info
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- JPH076606B2 JPH076606B2 JP60095926A JP9592685A JPH076606B2 JP H076606 B2 JPH076606 B2 JP H076606B2 JP 60095926 A JP60095926 A JP 60095926A JP 9592685 A JP9592685 A JP 9592685A JP H076606 B2 JPH076606 B2 JP H076606B2
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- economizer
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
- Y02E30/00—Energy generation of nuclear origin
Landscapes
- Preventing Corrosion Or Incrustation Of Metals (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 〔発明の利用分野〕 本発明は、複合発電プラントの水処理方法に係り、特に
プラント系統機器、配管等の腐食抑制と起動時間の短縮
化に好適な水処理方法に関する。
プラント系統機器、配管等の腐食抑制と起動時間の短縮
化に好適な水処理方法に関する。
近年、発電プラントの効率向上の要請は、化石燃料の高
騰と石油資源の枯渇問題からますます強まつている。こ
のため、熱効率を飛躍的に改善する一方法として、ガス
タービンと蒸気タービンを組合わせた複合発電プラント
が有望視されている。
騰と石油資源の枯渇問題からますます強まつている。こ
のため、熱効率を飛躍的に改善する一方法として、ガス
タービンと蒸気タービンを組合わせた複合発電プラント
が有望視されている。
複合発電プラントは、系統機器，配管等の防食のため、
負荷運転中の復水，給水中の溶存酸素を7ppb以下に規制
し、さらに微量のアルカリ剤（NH4OH,N2H4（溶存酸素を
除去しNH4OHになる）,NaOH,Na3PO4,Na2HPO4等）を添加
している。このアルカリ剤は、H.H.Uhlig（Corrosion H
andbook P525,Fig3）によると、系統水のpHが11.0にな
るように添加することにより、プラントの系統機器，配
管等に使用している鉄鋼材の腐食が抑制されるとしてい
る。しかし、複合発電プラントは、系統機器，配管等に
多量の鉄鋼材を使用しているが、熱効率の点から復水器
管には銅又は銅合金が使用されている。
負荷運転中の復水，給水中の溶存酸素を7ppb以下に規制
し、さらに微量のアルカリ剤（NH4OH,N2H4（溶存酸素を
除去しNH4OHになる）,NaOH,Na3PO4,Na2HPO4等）を添加
している。このアルカリ剤は、H.H.Uhlig（Corrosion H
andbook P525,Fig3）によると、系統水のpHが11.0にな
るように添加することにより、プラントの系統機器，配
管等に使用している鉄鋼材の腐食が抑制されるとしてい
る。しかし、複合発電プラントは、系統機器，配管等に
多量の鉄鋼材を使用しているが、熱効率の点から復水器
管には銅又は銅合金が使用されている。
岡本（火力発電,vol20,No,5,p498〜517,（1969））は、
実際の火力発電プラントにおいて、系統水のpHをいくら
にすべきかについて検討した。その結果実機火力発電プ
ラントの水質試験から、系統水のpHを高くすれば鉄の溶
出量は減少するが、復水器管には銅合金を使用していた
ので、逆に銅の溶量が大幅に増加することが明らかにな
つた。このため、火力発電プラント系統水の最適pHは、
鉄と銅の溶出状況から節炭器入口で9.4としている。さ
らに、日本工業規格（JIS B8223−1977）「ボイラの給
水及びボイラの水質」によると、ドラムボイラ型火力発
電プラント（複合発電プラントの給水pHは、ボイラの圧
力，温度が比較的低いことからドラムボイラ型の水質で
管理）の給水pHは、節炭器入口で8.0〜9.5に規定し、給
水系統に銅合金製機器を使用している場合は、pHの上限
を9.0に抑えている。貫流ボイラ型火力発電プラントの
給水pHは、給水加熱器の管材が銅合金の場合は節炭器入
口で8.5〜9.2、管材が鉄鋼の場合は9.0〜9.5に規定して
いる。以上、火力発電プラントの給水pHの上限は、節炭
器入口で9.5である。また、火力発電プラントと同様の
水質管理を実施している、加圧水型原子力発電プラント
の２次側系統水のpHも上限は9.5である。一方、火力発
電プラントにおいては、復水ポンプの下流に復水脱塩装
置があり、これには、アンモニア型イオン交換樹脂が採
用され復水を浄化している。しかし、アンモニア型イオ
ン交換樹脂は再生後の樹脂にナトリウム型イオン交換樹
脂（Ｒ−Na）を含むので、NaがNa+としてリークする。
火力発電プラントの給水中のNa+量については、各所で
検討し、3ppb以下にしないと、タービンへ持込まれター
ビンロータデイスクの割れの原因となる恐れがある。イ
オン交換樹脂出口のNa+量と節炭器入口pHとの関係は第
５図に示すように、pHが高くなるほどNa+量が多くなつ
ており、pH9.5においてNa+量は3ppbである。この結果か
らも、従来の火力発電プラントの給水pHは9.5以上にす
ることができないことがわかる。
実際の火力発電プラントにおいて、系統水のpHをいくら
にすべきかについて検討した。その結果実機火力発電プ
ラントの水質試験から、系統水のpHを高くすれば鉄の溶
出量は減少するが、復水器管には銅合金を使用していた
ので、逆に銅の溶量が大幅に増加することが明らかにな
つた。このため、火力発電プラント系統水の最適pHは、
鉄と銅の溶出状況から節炭器入口で9.4としている。さ
らに、日本工業規格（JIS B8223−1977）「ボイラの給
水及びボイラの水質」によると、ドラムボイラ型火力発
電プラント（複合発電プラントの給水pHは、ボイラの圧
力，温度が比較的低いことからドラムボイラ型の水質で
管理）の給水pHは、節炭器入口で8.0〜9.5に規定し、給
水系統に銅合金製機器を使用している場合は、pHの上限
を9.0に抑えている。貫流ボイラ型火力発電プラントの
給水pHは、給水加熱器の管材が銅合金の場合は節炭器入
口で8.5〜9.2、管材が鉄鋼の場合は9.0〜9.5に規定して
いる。以上、火力発電プラントの給水pHの上限は、節炭
器入口で9.5である。また、火力発電プラントと同様の
水質管理を実施している、加圧水型原子力発電プラント
の２次側系統水のpHも上限は9.5である。一方、火力発
電プラントにおいては、復水ポンプの下流に復水脱塩装
置があり、これには、アンモニア型イオン交換樹脂が採
用され復水を浄化している。しかし、アンモニア型イオ
ン交換樹脂は再生後の樹脂にナトリウム型イオン交換樹
脂（Ｒ−Na）を含むので、NaがNa+としてリークする。
火力発電プラントの給水中のNa+量については、各所で
検討し、3ppb以下にしないと、タービンへ持込まれター
ビンロータデイスクの割れの原因となる恐れがある。イ
オン交換樹脂出口のNa+量と節炭器入口pHとの関係は第
５図に示すように、pHが高くなるほどNa+量が多くなつ
ており、pH9.5においてNa+量は3ppbである。この結果か
らも、従来の火力発電プラントの給水pHは9.5以上にす
ることができないことがわかる。
従つて、火力発電プラントは、長年の使用により、構成
材料である鉄鋼材及び銅合金から溶出した腐食生成物
が、ボイラの蒸発器及び過熱器管内面、タービンのロー
タ及びブレード、給水流量計、給水調整弁等に付着・析
出して（１）管のオーバヒート、（２）タービン出力の
低下、（３）熱交換率の低下、（４）差圧上昇によるポ
ンプの過負荷、（５）流量指示不適正等種々の原因とな
る。このため、人手と多量の化学薬品を使用する腐食生
成物の酸洗い、高圧水を噴射するジエツト洗浄等を定期
的に実施しなければならない。加圧水型原子力発電プラ
ントでは、腐食生成物が蒸気発生器に持ち込まれてデン
テイング発生の原因となつている。複合発電プラントで
も、上記のような問題が発生するものと懸念されてい
る。
材料である鉄鋼材及び銅合金から溶出した腐食生成物
が、ボイラの蒸発器及び過熱器管内面、タービンのロー
タ及びブレード、給水流量計、給水調整弁等に付着・析
出して（１）管のオーバヒート、（２）タービン出力の
低下、（３）熱交換率の低下、（４）差圧上昇によるポ
ンプの過負荷、（５）流量指示不適正等種々の原因とな
る。このため、人手と多量の化学薬品を使用する腐食生
成物の酸洗い、高圧水を噴射するジエツト洗浄等を定期
的に実施しなければならない。加圧水型原子力発電プラ
ントでは、腐食生成物が蒸気発生器に持ち込まれてデン
テイング発生の原因となつている。複合発電プラントで
も、上記のような問題が発生するものと懸念されてい
る。
さらに、複合発電プラントは、電力需要に即応した、大
幅な負荷変化や急速な起動停止を毎日行なうため、どう
しても系統水中に酸素が混入する。このため、第６図に
示すように、起動時には飽和に近い復水中の溶存酸素
を、水質基準値（7ppb以下）までに低減させるのに、約
２時間を要するため、負荷運転に入るまでに時間が長く
かかる。
幅な負荷変化や急速な起動停止を毎日行なうため、どう
しても系統水中に酸素が混入する。このため、第６図に
示すように、起動時には飽和に近い復水中の溶存酸素
を、水質基準値（7ppb以下）までに低減させるのに、約
２時間を要するため、負荷運転に入るまでに時間が長く
かかる。
本発明の目的は、前記した従来の発電プラントで問題と
なつている欠点を解決し、復水器管が銅又は銅合金以外
の材料で構成され、復水脱塩装置と加熱器を有しない複
合発電プラントの系統機器及び配管の腐食抑制と起動時
間の短縮化に効果的な水処理方法を提供することにあ
る。
なつている欠点を解決し、復水器管が銅又は銅合金以外
の材料で構成され、復水脱塩装置と加熱器を有しない複
合発電プラントの系統機器及び配管の腐食抑制と起動時
間の短縮化に効果的な水処理方法を提供することにあ
る。
本発明は、ガスタービンと，該ガスタービンの燃焼排ガ
スによって水蒸気を得るボイラと，該ボイラより得た水
蒸気によって駆動される蒸気タービンと，該蒸気タービ
ンを出た水蒸気を水に戻す復水器と，該復水器を出た水
を復水配管及び給水配管を通して直接節炭器に送るとと
もに該節炭器を出た水を前記ボイラに供給する給水ポン
プとを備えた複合発電プラントの水処理方法であって、
前記復水器内の復水器管及び前記復水器から前記節炭器
入口までの各機器及び配管の前記水に接する部材が銅又
は銅合金以外の材料で構成されており、前記節炭器入口
における前記水のNaイオン濃度が3ppb以下であり、前記
給水ポンプの後流側の前記水にアルカリ剤を添加して前
記節炭器入口における前記水のpHを9.6〜10.0とし、前
記復水器以後の前記水の溶存酸素濃度を400ppb以下に低
減した後に、負荷運転することを特徴とする複合発電プ
ラントの水処理方法にある。
スによって水蒸気を得るボイラと，該ボイラより得た水
蒸気によって駆動される蒸気タービンと，該蒸気タービ
ンを出た水蒸気を水に戻す復水器と，該復水器を出た水
を復水配管及び給水配管を通して直接節炭器に送るとと
もに該節炭器を出た水を前記ボイラに供給する給水ポン
プとを備えた複合発電プラントの水処理方法であって、
前記復水器内の復水器管及び前記復水器から前記節炭器
入口までの各機器及び配管の前記水に接する部材が銅又
は銅合金以外の材料で構成されており、前記節炭器入口
における前記水のNaイオン濃度が3ppb以下であり、前記
給水ポンプの後流側の前記水にアルカリ剤を添加して前
記節炭器入口における前記水のpHを9.6〜10.0とし、前
記復水器以後の前記水の溶存酸素濃度を400ppb以下に低
減した後に、負荷運転することを特徴とする複合発電プ
ラントの水処理方法にある。
本発明者らは、複合発電プラントの給水pHは、いかにあ
るべきかについて、復水器管は全チタン製であり、低圧
給水加熱器管は鉄鋼材製であるが、復水熱交換器管には
銅合金が採用されている実際の火力発電プラントにおい
て種々検討した。
るべきかについて、復水器管は全チタン製であり、低圧
給水加熱器管は鉄鋼材製であるが、復水熱交換器管には
銅合金が採用されている実際の火力発電プラントにおい
て種々検討した。
実際の火力発電プラントの給水pHを節炭器入口で9.2〜1
0.0まで変化させた際の系統水中のFe,Cr,Ni,Cu,Zn,Al等
について分析した。その結果、Cr,Ni,Cu,Zn及びAlは全
系統水中において分析限界値の1ppb以下であつた。Feは
水質管理上最も重要なボイラのＥCO（節炭器）入口のpH
が9.5以下では、第１図に示すようにCP（復水ポンプ）
出口で若干多くなるが、DEMI（復水脱塩装置）で除去さ
れるのでCBP（復水ブースタポンプ）出口では減少す
る。しかし、脱気器入口のFeは、LPヒータ（低圧給水加
熱器）ドレン水中のFeの還流とLPヒータ管材の腐食によ
つて増加する。また、脱気器出口では、HPヒータ（高圧
給水加熱器）ドレン水中のFeが還流するのでさらに増加
する。その後、Feは節炭器入口及び主蒸気（タービン入
口）で減少する。従つて、脱気器出口から節炭器入口の
Feの減少は、高圧給水加熱器管及びボイラ主給水流量計
にスケールとしてFeが付着するためである。また、節炭
器入口から主蒸気のFeの減少は、ボイラの水壁管に付着
するためである。これらのスケールの付着は、前記した
管のオーバヒート、タービン出力の低下、熱交換率の低
下、差圧上昇、流量指示不適正、ボイラの酸洗い間隔が
短かくなる等の原因となる。しかし、節炭器入口のPHを
9.6,9.8及び10.0にすると、第２図に示すように低圧給
水加熱器及び高圧給水加熱器ドレン水中のFeが大幅に減
少し、さらに機器自体の腐食も抑制されるので脱気器入
口及び出口のFeは大きく減少する。特に節炭器入口のpH
を9.8及び10.0にした場合は、復水ブースタポンプ出口
以降のFeの増加は非常に少なく、また節炭器入口から主
蒸気にかけてもFeの減少は、ほとんど認められないこと
が明らかになつた。
0.0まで変化させた際の系統水中のFe,Cr,Ni,Cu,Zn,Al等
について分析した。その結果、Cr,Ni,Cu,Zn及びAlは全
系統水中において分析限界値の1ppb以下であつた。Feは
水質管理上最も重要なボイラのＥCO（節炭器）入口のpH
が9.5以下では、第１図に示すようにCP（復水ポンプ）
出口で若干多くなるが、DEMI（復水脱塩装置）で除去さ
れるのでCBP（復水ブースタポンプ）出口では減少す
る。しかし、脱気器入口のFeは、LPヒータ（低圧給水加
熱器）ドレン水中のFeの還流とLPヒータ管材の腐食によ
つて増加する。また、脱気器出口では、HPヒータ（高圧
給水加熱器）ドレン水中のFeが還流するのでさらに増加
する。その後、Feは節炭器入口及び主蒸気（タービン入
口）で減少する。従つて、脱気器出口から節炭器入口の
Feの減少は、高圧給水加熱器管及びボイラ主給水流量計
にスケールとしてFeが付着するためである。また、節炭
器入口から主蒸気のFeの減少は、ボイラの水壁管に付着
するためである。これらのスケールの付着は、前記した
管のオーバヒート、タービン出力の低下、熱交換率の低
下、差圧上昇、流量指示不適正、ボイラの酸洗い間隔が
短かくなる等の原因となる。しかし、節炭器入口のPHを
9.6,9.8及び10.0にすると、第２図に示すように低圧給
水加熱器及び高圧給水加熱器ドレン水中のFeが大幅に減
少し、さらに機器自体の腐食も抑制されるので脱気器入
口及び出口のFeは大きく減少する。特に節炭器入口のpH
を9.8及び10.0にした場合は、復水ブースタポンプ出口
以降のFeの増加は非常に少なく、また節炭器入口から主
蒸気にかけてもFeの減少は、ほとんど認められないこと
が明らかになつた。
したがつて、復水器管はオーステナイト系、フエライト
系、フエライト相を有するオーステナイト系ステンレス
鋼、チタン及びチタン合金を使用し、加熱器を有しない
複合発電プラントの給水pHは、系統機器に復水脱塩装置
も有しないため、Na+リークの恐れもないことにより、
節炭器入口で9.6〜10.0にすれば系統機器及び配管の腐
食が抑制できることが判明した。
系、フエライト相を有するオーステナイト系ステンレス
鋼、チタン及びチタン合金を使用し、加熱器を有しない
複合発電プラントの給水pHは、系統機器に復水脱塩装置
も有しないため、Na+リークの恐れもないことにより、
節炭器入口で9.6〜10.0にすれば系統機器及び配管の腐
食が抑制できることが判明した。
さらに、本発明者らは、実験室において複合発電プラン
トのボイラ管として用いられている、炭素鋼（STB35）
の腐食速度と溶存酸素の影響について検討した。
トのボイラ管として用いられている、炭素鋼（STB35）
の腐食速度と溶存酸素の影響について検討した。
実験は、板状試験片をバフ研摩後、脱脂洗浄したものを
循環式オートクレーブ中に浸漬して行なつた。実験条件
は、温度160℃,pH9.6（NH4OHで調整）、溶存酸素濃度10
ppb〜8.000ppb（8ppm）、浸漬時間100hである。なお、
溶存酸素の調整は、N2＋O2混合ガスを循環式オートクレ
ーブ中にバブリングして行なつた。
循環式オートクレーブ中に浸漬して行なつた。実験条件
は、温度160℃,pH9.6（NH4OHで調整）、溶存酸素濃度10
ppb〜8.000ppb（8ppm）、浸漬時間100hである。なお、
溶存酸素の調整は、N2＋O2混合ガスを循環式オートクレ
ーブ中にバブリングして行なつた。
その結果、第３図に示すように、炭素鋼の腐食速度は溶
存酸素濃度10ppb〜400ppbまではほぼ同じであるが、400
ppb以上になると著しく増大することがわかつた。
存酸素濃度10ppb〜400ppbまではほぼ同じであるが、400
ppb以上になると著しく増大することがわかつた。
従つて、複合発電プラントのボイラ材として使用されて
いる炭素鋼の腐食速度は、溶存酸素濃度が400ppb以下な
らば、ほぼ同じであることより、プラント起動時には、
復水中の溶存酸素が現在の7ppb以下ではなく400ppbにな
れば、負荷運転を行なつても良いということが明らかに
なつた。
いる炭素鋼の腐食速度は、溶存酸素濃度が400ppb以下な
らば、ほぼ同じであることより、プラント起動時には、
復水中の溶存酸素が現在の7ppb以下ではなく400ppbにな
れば、負荷運転を行なつても良いということが明らかに
なつた。
以上のことより、複合発電プラントにおいては、起動の
際に給水pHを節炭器入口で9.6〜10.0にし、復水中の溶
存酸素濃度が400ppbになれば、プラントの負荷運転を行
なつても、系統機器及び配管の腐食を防止できる。さら
に、（１）プラント性能及び効率向上、（２）腐食生成
物除去のための酸洗間隔の延長、（３）排水処理費の削
減、（４）起動時間の短縮等の効果がある。
際に給水pHを節炭器入口で9.6〜10.0にし、復水中の溶
存酸素濃度が400ppbになれば、プラントの負荷運転を行
なつても、系統機器及び配管の腐食を防止できる。さら
に、（１）プラント性能及び効率向上、（２）腐食生成
物除去のための酸洗間隔の延長、（３）排水処理費の削
減、（４）起動時間の短縮等の効果がある。
実施例Ｉ 本発明の一実施例を第４図の複合発電プラントの系統図
において説明する。給水は、バルブ14aを開け、バルブ1
4bを閉めておくことにより、チタン管製復水器２、復水
器ホツトウエル３、復水配管４、給水ポンプ５、給水配
管６を経由して、ボイラの節炭器７、ボイラの水壁管８
に入り、ここで、ガスタービン10の排熱13a,13bにより
加温され蒸気に変換された後、蒸気配管９を通りタービ
ン１に流入し、仕事をして再び復水器２に戻る。なお、
12は復水再循環配管である。
において説明する。給水は、バルブ14aを開け、バルブ1
4bを閉めておくことにより、チタン管製復水器２、復水
器ホツトウエル３、復水配管４、給水ポンプ５、給水配
管６を経由して、ボイラの節炭器７、ボイラの水壁管８
に入り、ここで、ガスタービン10の排熱13a,13bにより
加温され蒸気に変換された後、蒸気配管９を通りタービ
ン１に流入し、仕事をして再び復水器２に戻る。なお、
12は復水再循環配管である。
第４図において、系統機器及び配管の防食のため、アル
カリ剤注入装置11により、給水ポンプ５の後流で、給水
アンモニアとヒドラジンを７の節炭器入口水のpHが9.6
〜10.0になるように注入し、給水の溶存酸素濃度が400p
pb以下で運転することにより、全系統の腐食が防止でき
た。本発明による方法と従来方法を比較して表１に示
す。表１によれば、本発明は給水中の鉄濃度が大幅に減
少し、しかも銅及びその他の金属イオンの溶出は認めら
れず、十分な防食効果を達成していることがわかる。
カリ剤注入装置11により、給水ポンプ５の後流で、給水
アンモニアとヒドラジンを７の節炭器入口水のpHが9.6
〜10.0になるように注入し、給水の溶存酸素濃度が400p
pb以下で運転することにより、全系統の腐食が防止でき
た。本発明による方法と従来方法を比較して表１に示
す。表１によれば、本発明は給水中の鉄濃度が大幅に減
少し、しかも銅及びその他の金属イオンの溶出は認めら
れず、十分な防食効果を達成していることがわかる。
上述した実施例では、給水にアンモニアとヒドラジンを
注入しているが、変形例としてアンモニアとシクロヘキ
シルアミン及びモルホリンの混合物を注入して、７の節
炭器入口のpHを9.6〜10.0になるようにしても、同様の
効果を得ることができる。
注入しているが、変形例としてアンモニアとシクロヘキ
シルアミン及びモルホリンの混合物を注入して、７の節
炭器入口のpHを9.6〜10.0になるようにしても、同様の
効果を得ることができる。
本実施例においては復水器から節炭器入口までの各機器
及び配管の水に接する部材を銅又は銅合金以外の材料に
よって構成されている。また、復水脱塩装置を有してい
ないため節炭器入口でNaイオンはほとんど含有されてお
らず、従ってタービンロータディスクの割れの恐れがな
い。
及び配管の水に接する部材を銅又は銅合金以外の材料に
よって構成されている。また、復水脱塩装置を有してい
ないため節炭器入口でNaイオンはほとんど含有されてお
らず、従ってタービンロータディスクの割れの恐れがな
い。
実施例II 本発明の他の実施例を第４図において説明する。起動時
の復水は、バルブ14aを閉め、バルブ14bを開けておくこ
とにより、チタン管製復水器２、復水器ホツトウエル
３、復水配管４、復水再循環配管12を通り、再び復水器
２に戻る。
の復水は、バルブ14aを閉め、バルブ14bを開けておくこ
とにより、チタン管製復水器２、復水器ホツトウエル
３、復水配管４、復水再循環配管12を通り、再び復水器
２に戻る。
復水中に含まれる溶存酸素を除去するには、ガスタービ
ン10の排熱13を復水器２に導入し、復水器２、復水器ホ
ツトウエル３、復水配管４及び復水再循環配管12の系統
を循環している復水を加温することにより行なつてい
る。
ン10の排熱13を復水器２に導入し、復水器２、復水器ホ
ツトウエル３、復水配管４及び復水再循環配管12の系統
を循環している復水を加温することにより行なつてい
る。
プラントの負荷運転は、上述の方法により復水中の溶存
酸素が400ppbに低減後、バルブ14aを開け、バルブ14bを
閉めることにより復水を給水ポンプ５、給水配管６を経
由し、ボイラに通水して行うことにより、起動時間を大
幅に短縮することができる。なお、この際ボイラ７の節
炭器入口で給水pHが9.6〜10.0になるように、アルカリ
剤注入装置11により、アンモニアとヒドラジンを注入す
ることにより、系統機器及び配管の腐食も防止できる。
酸素が400ppbに低減後、バルブ14aを開け、バルブ14bを
閉めることにより復水を給水ポンプ５、給水配管６を経
由し、ボイラに通水して行うことにより、起動時間を大
幅に短縮することができる。なお、この際ボイラ７の節
炭器入口で給水pHが9.6〜10.0になるように、アルカリ
剤注入装置11により、アンモニアとヒドラジンを注入す
ることにより、系統機器及び配管の腐食も防止できる。
本実施例においても復水器から節炭器入口までの各機器
及び配管の水に接する部材を銅又は銅合金以外の材料に
よって構成されている。また、復水脱塩装置を有してい
ないため節炭器入口でNaイオンはほとんど含有されてお
らず、従ってタービンロータディスクの割れの恐れがな
い。
及び配管の水に接する部材を銅又は銅合金以外の材料に
よって構成されている。また、復水脱塩装置を有してい
ないため節炭器入口でNaイオンはほとんど含有されてお
らず、従ってタービンロータディスクの割れの恐れがな
い。
本発明による方法と従来方法を比較して表２に示す。表
２によれば、本発明はプラントの起動時間が10分であ
り、従来の２時間よりも大幅に短縮していることがわか
る。
２によれば、本発明はプラントの起動時間が10分であ
り、従来の２時間よりも大幅に短縮していることがわか
る。
表 ２ 起動時間（min） 従来方法 120 発明方法 10 〔発明の効果〕 本発明によれば、復水器管及び復水器から節炭器入口ま
での各機器及び配管の水に接する部材が銅又は銅合金以
外の材料で構成され、復水脱塩装置と加熱器を有しない
複合発電プラントの系統機器及び配管の防食と、起動時
間の大幅な短縮化ができるので、（１）腐食生成物除去
のための酸洗い間隔が大幅に延長する、（２）酸洗い間
隔の延長に伴なう排水処理費の削減、（３）プラントの
性能及び効率の向上、（４）プラントの起動が容易にで
きる等の効果がある。
での各機器及び配管の水に接する部材が銅又は銅合金以
外の材料で構成され、復水脱塩装置と加熱器を有しない
複合発電プラントの系統機器及び配管の防食と、起動時
間の大幅な短縮化ができるので、（１）腐食生成物除去
のための酸洗い間隔が大幅に延長する、（２）酸洗い間
隔の延長に伴なう排水処理費の削減、（３）プラントの
性能及び効率の向上、（４）プラントの起動が容易にで
きる等の効果がある。
第１図及び第２図は本発明の一実施例の復水器にチタン
管を使用した際の火力プラント系統内の全鉄変化図、第
３図は炭素鋼の腐食速度と溶存酸素濃度の関係線図、第
４図は復合発電プラントの系統図、第５図は復水脱塩装
置出口水中のNa+量と節炭器入口pHの関係線図、第６図
は起動時に復水中に含まれる溶存酸素と時間の関係線図
である。 １……タービン、２……チタン管製復水器、３……復水
器ホツトウエル、４……復水配管、５……給水ポンプ、
６……給水配管、７……ボイラの節炭器、８……ボイラ
の水壁管、９……蒸気配管、10……ガスタービン。
管を使用した際の火力プラント系統内の全鉄変化図、第
３図は炭素鋼の腐食速度と溶存酸素濃度の関係線図、第
４図は復合発電プラントの系統図、第５図は復水脱塩装
置出口水中のNa+量と節炭器入口pHの関係線図、第６図
は起動時に復水中に含まれる溶存酸素と時間の関係線図
である。 １……タービン、２……チタン管製復水器、３……復水
器ホツトウエル、４……復水配管、５……給水ポンプ、
６……給水配管、７……ボイラの節炭器、８……ボイラ
の水壁管、９……蒸気配管、10……ガスタービン。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 湊 昭 茨城県日立市久慈町4026番地 株式会社日 立製作所日立研究所内 (72)発明者 神林 剛 東京都千代田区神田駿河台４丁目６番地 株式会社日立製作所内 (72)発明者 小野 重俊 東京都千代田区大手町２丁目６番２号 バ ブコツク日立株式会社内
Claims (1)
- 【請求項１】ガスタービンと，該ガスタービンの燃焼排
ガスによって水蒸気を得るボイラと，該ボイラより得た
水蒸気によって駆動される蒸気タービンと，該蒸気ター
ビンを出た水蒸気を水に戻す復水器と，該復水器を出た
水を復水配管及び給水配管を通して直接節炭器に送ると
ともに該節炭器を出た水を前記ボイラに供給する給水ポ
ンプとを備えた複合発電プラントの水処理方法であっ
て、前記復水器内の復水器管及び前記復水器から前記節
炭器入口までの各機器及び配管の前記水に接する部材が
銅又は銅合金以外の材料で構成されており、前記節炭器
入口における前記水のNaイオン濃度が3ppb以下であり、
前記給水ポンプの後流側の前記水にアルカリ剤を添加し
て前記節炭器入口における前記水のpHを9.6〜10.0と
し、前記復水器以後の前記水の溶存酸素濃度を400ppb以
下に低減した後に、負荷運転することを特徴とする複合
発電プラントの水処理方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP60095926A JPH076606B2 (ja) | 1985-05-08 | 1985-05-08 | 複合発電プラントの水処理方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP60095926A JPH076606B2 (ja) | 1985-05-08 | 1985-05-08 | 複合発電プラントの水処理方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS61256104A JPS61256104A (ja) | 1986-11-13 |
| JPH076606B2 true JPH076606B2 (ja) | 1995-01-30 |
Family
ID=14150880
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP60095926A Expired - Lifetime JPH076606B2 (ja) | 1985-05-08 | 1985-05-08 | 複合発電プラントの水処理方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH076606B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2014129244A1 (ja) * | 2013-02-20 | 2014-08-28 | 三菱重工業株式会社 | ボイラ運転方法およびボイラ |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP4814077B2 (ja) * | 2006-12-27 | 2011-11-09 | 三菱重工業株式会社 | タービン設備、排熱回収ボイラ装置及びタービン設備の運転方法 |
| JP4909112B2 (ja) * | 2007-02-15 | 2012-04-04 | 三菱重工業株式会社 | タービン設備 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS57188710A (en) * | 1981-05-14 | 1982-11-19 | Japan Organo Co Ltd | Combined cycle power generation method |
-
1985
- 1985-05-08 JP JP60095926A patent/JPH076606B2/ja not_active Expired - Lifetime
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS57188710A (en) * | 1981-05-14 | 1982-11-19 | Japan Organo Co Ltd | Combined cycle power generation method |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2014129244A1 (ja) * | 2013-02-20 | 2014-08-28 | 三菱重工業株式会社 | ボイラ運転方法およびボイラ |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS61256104A (ja) | 1986-11-13 |
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