JPS61256104A - 複合発電プラントの水処理方法 - Google Patents

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。

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シ、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。

〔発明の背景〕

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っている。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７　ｐｐｂ以下
に規制し、さらに微量のアルカリ剤（ＮＨ４０Ｈ１Ｎｔ
　Ｈ４（溶存酸素を除去しＮＨ，０ＨＶｃなる）　、Ｎ
ａＯＨ９ＮａｓＰＯ＜、ＮａｔＨＰＯａ等）を添加して
いる。このアルカリ剤は、Ｈ，Ｈ，Ｕｈｌｉｇ（Ｃｏｒ
ｒｏｓｉｏｎ　Ｈａｎｄｂｏｏｋ　Ｐ５２５＋　Ｆ　ｉ
ｇ　３　）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シ、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。

開本（火力発電＊　ｖｏｔ２０．　Ｎｏ、　５．　ｐ４
９８〜５１７、（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
溶出量が大幅に増加すること°　　　　　　が明らかに
なった。このため、火力発電プラ〜ト系統水の最適ｐＨ
擁、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　Ｂ８２２３−１９
７７）ｒ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＆５〜９．２
、同管材が鉄鋼の場合Ｖ！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でおる。

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、加圧水厘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、復水ポンプの下滴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、とのＮａがＮａ０　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、各所テ
検討し、３ｐｐｂ以下にしないと、タービンへ持込まれ
タービンロータディ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“貴と節炭器人口Ｊ）Ｈと
の関係は第５図に示すように、ｐＨが高くなるほどＮａ
＋量が多くなっておシ、ｐＨ９，５においてＮｉ２量は
３　ｐｐｂ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＃：ｔ９．５以上にすることができな
いことがわかる。

従って、火力発電プラントは、長年の使用によシ、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）管のオーパヒーＩ’５．　（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呂
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ェット洗浄等を定
期的に実施しなければならない。加圧水型態子方発電プ
ラントでは、腐食生成物が蒸気発生器に持ち込まれてデ
フティング発生の原因となっている。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。

〔発明の目的〕

本発明の目的は、前記した従来の発電プラントで問題と
なっ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ＶＣあ
る。

〔発明の概要〕

本発明者らは、複合発電プラントの給水ｐＨば、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。

実際の火力発電プラントの給水ｐＨｔ節炭器入口で９．
２〜１０．０まで変化させた際の系統水中のＦｅ、　Ｃ
ｒ、　Ｎｉ　ｌ　Ｃｕ、　Ｚｎ、　Ａｔ等について分析
した。

その結果、　　Ｃｒ、　Ｎｉ、　Ｃｕ　Ｚｎ　　及びＡ
ｔは全系統水中において分析限界値の１　ｐｐｂ以下で
あった。

Ｆｅは水質管理上張も重要なボイラのＥ　ｃｏ　（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上ヒータ低圧給水加熱器）ドレン水中のＦｅの
還流とＬＰ上ヒータ材の腐食によって増加する。また、
脱気器出口では、ＨＰ上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、Ｆ
ｅは節炭器入口及び主蒸気（タービン入口）で減少する
。従って、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
氷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１０．０１Ｃ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＠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、はとんど認められないことが明らか
になった。

したがって、復水器管はオーステナイト系、フェライト
系、フェ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ば、系統機器に復水脱塩装
置をも有しないため、Ｎａ＋リークの恐れもないことよ
シ、節炭器入口で９．６〜１０．ＯＫ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（ＳＴＢａ
ｓ）の腐食速度と溶存酸素の影響について検討した。

実験は、板状試験片をパフ研摩後、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った。実験条件
は、温度１６０　Ｃ，Ｉ）Ｈ９，Ｑ（ＮＨ４０Ｈで調整
）、溶存酸素濃度１０　ｐｐｂさｓ、ｏｏｏｐｐｂ（８
Ｆ）、浸漬時間１００ｈである。なお、溶存酸素の調整
は、Ｎ　ｔ　十〇　を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った。

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１０　ｐｐｂ〜４００１）Ｉ）ｂ’！ではほ
ぼ同じであるが、４００ｐｐｂ以上になると著しく増大
することがわかった。

従って、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４　ｏ　ｏ　
ｐｐｂ以下ならば、は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７　ｐｐｂ以下
ではな（４００ｐｐｂ　Ｖｃなれば、負荷運転を行なっ
ても良いということが明らかになった。

以上のことよシ、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４００　ｐｐｂになれば、プラン
トの負荷運転を行なっても、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。

〔発明の実施例〕

実施例１ 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、パル
プ１４ｂを閉めておくことによシ、チタン管製復水器２
、復水器ホットウニ／Ｉ／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８Ｖｃ入り、ここで、ガスタービン１０の排熱
１３ａ、１３ｂによシ加温され蒸気に変換された後、蒸
気配管９を通ジタービン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によシ、給水ポンプ５の後流で、給
水にアンモニアとヒドラジンを７０節炭器入ロ水のｐＨ
が９．６〜ｉｏ、ｏｌＣなるように注入し、給水の溶存
酸素濃度が４００　ｐＩ）ｂ以下で運転することによシ
、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、７０節
炭器入口のｐＨを９．６〜１０、ＯＫなるようにしても
、同様の効果を得ることができる。

表　　１ 節炭器入口水中濃度（ｐｐｂ） Ｆｅ　　　　　Ｃｕ、Ｚｎ、Ａ４Ｃｒ、Ｎｉ従来方法　
５〜２０　　　　１〜３ 本発明方法　１〜３　　　　　　不検出実施例■ 本発明の他の実施例を第４図において説明する。

起動時の復水け、パルプ１４ａを閉め、ノ（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
ホットウェル３、復水配管４、復水再循環配管１２を通
り、再び復水器２Ｖｃ戻る。

復水中に含まれる溶存酸素を除去するｉ’（は、ガスタ
ービン１０の排熱１３を復水器２１’（導入し、復水器
２、復水器ホットウェル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
り行なっている。

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４００　ｐｐｂに低減後、パルプ１４ａを開け、
パルプ１４ｋｌ−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１１Ｖｃ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
シ、従来の２時間よシも大幅に短縮していることがわか
る。

表　　　２ 、　　起動時間（―） 従来方法　　１２０ 本発明方法　　　　１０ 〔発明の効果〕 本発明によれば、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。

【図面の簡単な説明】

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図は複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Ｎ　ａ　＋量と節炭器入口ｐ）（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・・
・復水器ホットウェル、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・・・ボイラ第１０ 膠２０ 郵３区 不４０ デ 姉りの 磨らの 叶叫１

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １、ガスタービンと蒸気タービンを組合せた複合発電プ
   ラントにおいて、復水器管が銅又は銅合金以外の材料で
   構成されている系統水に、アルカリ剤を添加して節炭器
   入口における給水ＰＨを９．６〜１０．０にし、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。