JPWO2018092259A1 - Ｃｕ（銅）を含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定方法、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼のクリープ損傷寿命の推定方法、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法及びＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法 - Google Patents
Ｃｕ（銅）を含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定方法、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼のクリープ損傷寿命の推定方法、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法及びＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法 Download PDFInfo
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Abstract
オーステナイト系耐熱鋼の長時間使用後又は高温域の使用温度を簡便に推定でき、精度の高いクリープ損傷寿命の推定方法を提供するために、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼５に冷間加工処理により硬化層２を形成させて、硬化層２に生成したＣｕ富化相の生成量と、使用温度と使用時間との関数で表されるラーソンミラーパラメータとの関係を予め求めておき、次に実際に使用する前の耐熱鋼の表面に冷間加工処理により硬化層２を形成させた後に、実際に高温で一定時間使用した硬化層２に生成するＣｕ富化相の生成量を測定し、予め求めていたＣｕ富化相の生成量とラーソンミラーパラメータとの関係と、測定した実際のＣｕ富化相の生成量及び実際の使用時間から、実際の使用温度を推定する。また、この推定した使用温度と実際の使用応力と、予め求めていた耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係から、クリープ寿命を推定できる。
Description
本発明は、火力発電用ボイラ等の高温部に使用されるＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定方法、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼のクリープ損傷寿命の推定方法、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法及びＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法に関する。
近年、火力発電用大型ボイラにおいては、経済性の向上、ＣＯ２ガス排出抑制の観点から、プラント効率を向上させるために蒸気条件が高温高圧化する傾向にあり、材料の使用条件が一層厳しくなってきている。
図１１には、火力発電プラントのボイラ内部の例（概略側面図）を示し、ボイラ内部の機器の配置を示している。
ボイラ２０には鉛直方向に設置された火炉２２と、火炉２２の出口に連結する煙道２４と、火炉２２の上部から煙道２４に掛けて設けられた複数の過熱器２６（一次過熱器２６ａ〜四次過熱器２６ｄ）、再熱器２８（一次再熱器２８ａ及び二次再熱器２８ｂ）及び節炭器３０などが備えられている。尚、管内の蒸気の入出の順番は節炭器３０から火炉２２（水壁）、一次過熱器２６ａ、二次過熱器２６ｂ、三次過熱器２６ｃ、四次過熱器２６ｄ、一次再熱器２８ａ、二次再熱器２８ｂとなる。
ボイラ２０には鉛直方向に設置された火炉２２と、火炉２２の出口に連結する煙道２４と、火炉２２の上部から煙道２４に掛けて設けられた複数の過熱器２６（一次過熱器２６ａ〜四次過熱器２６ｄ）、再熱器２８（一次再熱器２８ａ及び二次再熱器２８ｂ）及び節炭器３０などが備えられている。尚、管内の蒸気の入出の順番は節炭器３０から火炉２２（水壁）、一次過熱器２６ａ、二次過熱器２６ｂ、三次過熱器２６ｃ、四次過熱器２６ｄ、一次再熱器２８ａ、二次再熱器２８ｂとなる。
ボイラ２０の蒸気温度は過熱器２６や再熱器２８で最も高温となるため、これらの機器の配管等の高温部には、耐高温酸化性及び耐水蒸気酸化性に優れた、Ｃｒ（クロム）を１８％以上含有するオーステナイト系耐熱鋼が使用されている。
過熱器２６や再熱器２８の配管の温度及びこれら配管の寿命の推定技術は、ボイラの定期検査等で実管（実際に使用した管）の調査を実施した際の寿命診断や、損傷が発生した際のボイラ損傷の原因究明に活用される。実機で使用されたオーステナイト鋼管の寿命推定は、主にクリープ寿命評価によって実施されており、推定温度、推定応力及び運転時間を利用して行われている。配管温度は寿命評価に必要な重要な因子である。実管の温度推定に関しては、同じ管群でも、管前後、左右、上下等の位置によって温度が異なる。このため、クリープ寿命評価を高精度に行うためには、実際の温度を高精度に評価する必要があった。
そこで、下記特許文献１〜特許文献３によれば、オーステナイト鋼の使用温度を推定する方法が提案されている。
特許文献１では、使用後の鋼材に析出した析出物の含有率変化を利用して、使用温度を推定する方法が提案されている。しかし、この方法は推定可能温度域が６００〜７５０℃と限定されることや、析出物の含有率を測定するために、析出物のみをＩＣＰ発光分析およびＸ線回折分析により同定及び定量する必要があり、簡便ではない。
特許文献２では、使用後の鋼材のクリープ破断試験結果と新材（未使用）のクリープ破断試験結果の応力−破断時間曲線を作成し、試験温度毎の曲線の交点の熱履歴である時間と温度の関係から、実機での使用時間に対応する温度を求める方法が提案されている。しかし、この方法では、使用後の鋼材のクリープ破断試験を実施する必要があることから、使用温度の推定には時間が必要である。
特許文献３では、鋼材表面近傍に硬化層を形成させて、該硬化層の硬さ変化を利用して、使用温度を推定する方法が提案されている。しかし、７５０℃を超える温度域では、硬化層の硬さが母材（非硬化層）の硬さまで低下し、飽和するため、長時間使用後の温度推定の精度を高めにくい。
また、近年、過熱器や再熱器の配管に使用されているオーステナイト系耐熱鋼は、Ｎｂ（ニオブ）、Ｔｉ（チタン）やＣｕ等の添加元素によって、長時間使用後も組織が安定化してクリープ強度の向上が図られているため、単なる鋼材の組織変化から温度を推定することも難しくなってきている。
本発明の課題は、Ｃｕ等の添加元素を含むオーステナイト系耐熱鋼の長時間使用後又は高温域の使用温度を簡便に推定できる使用温度の推定方法、及び精度の高いクリープ損傷寿命の推定方法を提供することである。
上記本発明の課題は、下記の構成を採用することにより達成できる。
請求項１記載の発明は、発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定方法において、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼に冷間加工処理により硬化層を形成させて、該硬化層に生成したＣｕ富化相の生成量と、使用温度と使用時間との関数で表されるラーソンミラーパラメータとの関係を予め求めておき、次に実際に使用する前のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の表面に冷間加工処理により硬化層を形成させた後に、実際に高温で一定時間使用した当該硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量を測定し、前記予め求めていたＣｕ富化相の生成量とラーソンミラーパラメータとの関係と、前記測定したＣｕ富化相の生成量及び実際の使用時間から、実際の使用温度を推定するＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定方法である。
請求項１記載の発明は、発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定方法において、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼に冷間加工処理により硬化層を形成させて、該硬化層に生成したＣｕ富化相の生成量と、使用温度と使用時間との関数で表されるラーソンミラーパラメータとの関係を予め求めておき、次に実際に使用する前のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の表面に冷間加工処理により硬化層を形成させた後に、実際に高温で一定時間使用した当該硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量を測定し、前記予め求めていたＣｕ富化相の生成量とラーソンミラーパラメータとの関係と、前記測定したＣｕ富化相の生成量及び実際の使用時間から、実際の使用温度を推定するＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定方法である。
請求項２記載の発明は、発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼のクリープ損傷寿命の推定方法において、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係を予め求めておき、請求項１記載の使用温度の推定方法によって推定した使用温度とオーステナイト系耐熱鋼の実際の使用応力と、前記予め求めていたオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係から、クリープ寿命を推定するＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼のクリープ損傷寿命の推定方法である。
請求項３記載の発明は、発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法において、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼に冷間加工処理により硬化層を形成させて、該硬化層に生成したＣｕ富化相の生成量と、使用温度と使用時間との関数で表されるラーソンミラーパラメータとの関係を予め求めておき、次に実際に使用する前のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の管内表面又は管外表面に冷間加工処理により硬化層を形成させた後に、実際に高温で一定時間使用した当該硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量を測定し、前記予め求めていたＣｕ富化相の生成量とラーソンミラーパラメータとの関係と、前記測定したＣｕ富化相の生成量及び実際の使用時間から、実際の使用温度を推定するＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法である。
請求項４記載の発明は、発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法において、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係を予め求めておき、請求項３記載の使用温度の推定方法によって推定した使用温度とオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の実際の使用応力と、前記予め求めていたオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係から、クリープ寿命を推定するＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法である。
請求項５記載の発明は、発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法において、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼に冷間加工処理により硬化層を形成させて、該硬化層に生成したＣｕ富化相の生成量と、使用温度と使用時間との関数で表されるラーソンミラーパラメータとの関係を予め求めておき、次に既運転中のボイラからＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管を抜き出して管内表面又は管外表面に冷間加工処理により硬化層を形成させた後に、元に戻し、運転を再開して再び高温で一定時間使用した当該硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量を測定し、前記予め求めていたＣｕ富化相の生成量とラーソンミラーパラメータとの関係と、前記測定したＣｕ富化相の生成量及び再運転後の使用時間から、再運転後の使用温度を推定するＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法である。
請求項６記載の発明は、発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法において、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係を予め求めておき、請求項５記載の使用温度の推定方法によって推定した使用温度とオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の実際の使用応力と、前記予め求めていたオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係から、クリープ寿命を推定するＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法である。
（作用） 近年、過熱器や再熱器の配管に使用されているオーステナイト系耐熱鋼は、Ｃｕ等の添加元素によって、クリープ強度の向上が図られている。本発明は、このような添加されているＣｕの特性を見出し、これを利用することによって、達成されたものである。
過熱器や再熱器の配管に使用されるオーステナイト系耐熱鋼には水蒸気酸化スケールの生成を抑制するため、管内面に冷間加工が施されており、冷間加工による硬化層の組織は冷間加工がされていない一般部に比べて変化が生じやすい。そこで、本発明者らは、オーステナイト系耐熱鋼の硬化層の組織変化に着目し、使用温度の推定方法を見出した。具体的には、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量が非硬化層（一般部）に比べて顕著であり、かつその生成量は温度及び時間の関数（例えばラーソンミラーパラメータ）で整理できることに着目したものであり、使用時間と硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量から温度の推定ができる。
対象となるＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼としては、例えば、国内規格材の２〜４ｗｔ％（重量％、以下同じ）のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼があり、火力発電用のボイラ用シームレス鋼管である火ＳＵＳ３０４Ｊ１ＨＴＢ、火ＳＵＳ３１０Ｊ３ＴＢ及び火ＳＵＳ３２１Ｊ２ＨＴＢ等（ＪＩＳ）が挙げられる。
請求項１記載の発明によれば、硬化層に生成したＣｕ富化相の生成量と、使用温度と使用時間との関数で表されるラーソンミラーパラメータとの関係を予め求めておき、使用前に硬化層を形成させたオーステナイト系耐熱鋼を、実際に高温で一定時間使用した後、硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量を測定する。そして、予め求めていたＣｕ富化相の生成量とラーソンミラーパラメータとの関係と、測定した実際のＣｕ富化相の生成量及び実際の使用時間から、オーステナイト系耐熱鋼の実際の使用温度を推定できる。
また、請求項２記載の発明によれば、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係を予め求めておけば、上記推定した使用温度とオーステナイト系耐熱鋼の実際の使用応力と、予め求めていたオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係から、オーステナイト系耐熱鋼のクリープ寿命を推定できる。
請求項３記載の発明によれば、実際に使用する前のオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の管内表面又は管外表面に硬化層を形成させることで、予め求めていたＣｕ富化相の生成量とラーソンミラーパラメータとの関係と、測定した実際のＣｕ富化相の生成量及び実際の使用時間から、オーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の実際の使用温度を推定できる。
また、請求項４記載の発明によれば、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係を予め求めておけば、推定した使用温度とオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の実際の使用応力と、予め求めていたオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係から、オーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ寿命を推定できる。
また、請求項５記載の発明によれば、使用中のオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管であっても、装置から抜き出して硬化層を形成させた後装置内に戻し、再び高温で一定時間使用して、硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量を測定すれば、上記請求項１等と同様に、運転再開後の実際の使用温度を推定できる。
また、請求項６記載の発明によれば、使用中のオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ寿命も、オーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係を予め求めておけば、推定した使用温度とオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の実際の使用応力と、予め求めていたオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係から、推定できる。
本発明によれば、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定に従来適用が困難であった高温、長時間測定の予測が可能となる。また、この手法は材料の硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量と運転時間（使用時間）のみで使用温度の推定及びクリープ損傷寿命の推定が可能となる。
従って、請求項１、３、５記載の発明によれば、ボイラの定期点検時等に評価部位の硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量を測定し、装置の運転時間からＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度を推定できる。また、ボイラ損傷時に損傷部位の温度推定が可能となる。更に、高価な装置も必要ないため、経済的で汎用性がある。
また、請求項２、４、６記載の発明によれば、推定した使用温度からクリープ損傷寿命の推定ができるため、適切な予防保全提案が可能になる。また、ボイラ損傷時にクリープ損傷寿命の推定ができ、ボイラ損傷の原因究明にも寄与する。
以下に、本発明の実施の形態を示す。
以下、本発明の原理をオーステナイト系耐熱鋼として、３ｗｔ％のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼（火ＳＵＳ３０４Ｊ１ＨＴＢ（０．１Ｃ−１８Ｃｒ−９Ｎｉ−３Ｃｕ−Ｎｂ，Ｎ））を使用した場合について、図面により説明する。図１には、オーステナイト系耐熱鋼の硬化層形成部の断面図を示し、図２には、冷間加工処理によるオーステナイト系耐熱鋼の硬化層形成方法の説明図を示す。
以下、本発明の原理をオーステナイト系耐熱鋼として、３ｗｔ％のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼（火ＳＵＳ３０４Ｊ１ＨＴＢ（０．１Ｃ−１８Ｃｒ−９Ｎｉ−３Ｃｕ−Ｎｂ，Ｎ））を使用した場合について、図面により説明する。図１には、オーステナイト系耐熱鋼の硬化層形成部の断面図を示し、図２には、冷間加工処理によるオーステナイト系耐熱鋼の硬化層形成方法の説明図を示す。
オーステナイト系耐熱鋼５の表面にショットブラスト加工等の冷間加工処理を施すと硬化層２が形成される。硬化層とは材料表面近傍の結晶粒内に冷間加工に伴うすべり変形を多数発生させて生じる硬化部位のことである。なお、図１（Ａ）はオーステナイト系耐熱鋼５の表面側の断面図であり、図１（Ｂ）は、光学顕微鏡によるオーステナイト系耐熱鋼５の表面側の断面写真（２００倍）である。
通常、冷間加工により、硬化層２は表面から深さ１００〜２００μｍ程度まで形成される。冷間加工による硬化層２は、冷間加工用ノズル３から小さな鋼片や鋼球を圧縮空気で噴出させて材料表面に衝突させることで容易に形成できる。尚、冷間加工としては、ショットブラスト加工の他に、プレス加工、圧延加工、鋳造、押出加工、引き抜き加工などがある。
図３及び図４には、高温水蒸気中に長時間曝露した後のオーステナイト系耐熱鋼５の硬化層２及び非硬化層１の断面ＢＳＥ像（反射電子像）とＣｕ元素マップ図を示す。
ここで、硬化層２は表面からの深さ１００〜２００μｍ以内程度まで（図示例の視野は表面から約５０μｍ)、非硬化層１は表面から深さ１００〜２００μｍ以上（図示例の視野は表面から約７ｍｍ)である。
ここで、硬化層２は表面からの深さ１００〜２００μｍ以内程度まで（図示例の視野は表面から約５０μｍ)、非硬化層１は表面から深さ１００〜２００μｍ以上（図示例の視野は表面から約７ｍｍ)である。
走査電子顕微鏡は株式会社日立ハイテクノロジーズ製の型式ＳＵ３５００を用いた。また、エネルギー分散型Ｘ線分析装置（ＥＤＸ）は、株式会社堀場製作所製の型式ＥＸ３７０を用いた。
図３及び図４の（Ａ）には７００℃×１０，０００ｈ、（Ｂ）には７５０℃×１０，０００ｈ、（Ｃ）には８００℃×１０，０００ｈでの試験後の画像を示している。
尚、ＢＳＥ像とは走査電子顕微鏡の反射電子検出器で得られる像でそのコントラストは観察試料に含まれる元素の量に依存し、重元素が多いと明るくなる。即ち、原子量が重い元素ほど明るくなる。例えばＣｕはＦｅよりも重い元素になる。
尚、ＢＳＥ像とは走査電子顕微鏡の反射電子検出器で得られる像でそのコントラストは観察試料に含まれる元素の量に依存し、重元素が多いと明るくなる。即ち、原子量が重い元素ほど明るくなる。例えばＣｕはＦｅよりも重い元素になる。
また、元素マップ図はＥＤＸで検出される各元素特有のＸ線をマップ化したもので、ここでは明るい部位（白）が高濃度である。
オーステナイト系耐熱鋼中のＣｕは通常、ナノオーダサイズのＣｕ富化相としてマトリックス中に微細に析出しているが、本発明者らが鋭意研究を重ねた結果、硬化層中に存在するＣｕ富化相は一般部（非硬化層）に比べて顕著に成長し、その成長速度は温度と時間の関数であるＬＭＰ（ラーソンミラーパラメータ）に依存することが判明した。ＬＭＰは通常異なる温度におけるクリープ破断データ（負荷と破断時間の関係）を統一的に整理するためのパラメータとして使用されるが、これをＣｕ富化相の成長に応用したものである。
そこで、冷間加工処理した３ｗｔ％のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼を高温水蒸気中で曝露した後に、その硬化層中に生成したＣｕ富化相の平均粒径を評価した。
オーステナイト系耐熱鋼中のＣｕは通常、ナノオーダサイズのＣｕ富化相としてマトリックス中に微細に析出しているが、本発明者らが鋭意研究を重ねた結果、硬化層中に存在するＣｕ富化相は一般部（非硬化層）に比べて顕著に成長し、その成長速度は温度と時間の関数であるＬＭＰ（ラーソンミラーパラメータ）に依存することが判明した。ＬＭＰは通常異なる温度におけるクリープ破断データ（負荷と破断時間の関係）を統一的に整理するためのパラメータとして使用されるが、これをＣｕ富化相の成長に応用したものである。
そこで、冷間加工処理した３ｗｔ％のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼を高温水蒸気中で曝露した後に、その硬化層中に生成したＣｕ富化相の平均粒径を評価した。
Ｃｕ富化相の平均粒径は画像処理ソフトを用いて断面ＢＳＥ像から測定した。画像処理ソフトは、株式会社イノテック製のソフト（商品名Ｑｕｉｃｋ Ｇｒａｉｎ、バージョンｖｅｒ５．２．０）を用いた。
測定した硬化層中のＣｕ富化相の平均粒径を式（１）に示すＬＭＰ（ラーソンミラーパラメータ）で整理した結果を図５に示す。
ＬＭＰ＝Ｔ×（ｌｏｇｔ＋Ｃ） （１）
ここで、Ｔは温度（Ｋ）、ｔは時間（ｈ）、Ｃは定数である。温度と時間の関数は特に限定するものではなく、例えばＯＳＤ（Ｏｒｒ−Ｓｈｅｒｂｙ−Ｄｏｒｎ）パラメータやＭＨ（Ｍａｎｓｏｎ−Ｈａｆｅｒｄ）パラメータを使用してもよい。
図５の結果から、Ｃｕ富化相の平均粒径はＬＭＰと良好な相関関係（関係式）を示すことが分かる。従って、実機での使用温度と使用後の硬化層２に析出したＣｕ富化相の平均粒径から使用温度を推定することができる。
ＬＭＰ＝Ｔ×（ｌｏｇｔ＋Ｃ） （１）
ここで、Ｔは温度（Ｋ）、ｔは時間（ｈ）、Ｃは定数である。温度と時間の関数は特に限定するものではなく、例えばＯＳＤ（Ｏｒｒ−Ｓｈｅｒｂｙ−Ｄｏｒｎ）パラメータやＭＨ（Ｍａｎｓｏｎ−Ｈａｆｅｒｄ）パラメータを使用してもよい。
図５の結果から、Ｃｕ富化相の平均粒径はＬＭＰと良好な相関関係（関係式）を示すことが分かる。従って、実機での使用温度と使用後の硬化層２に析出したＣｕ富化相の平均粒径から使用温度を推定することができる。
本実施形態では硬化層２に析出したＣｕ富化相の生成量を表す指標として平均粒径を使用したが、特に限定するものではなく、最大径や面積率、個数密度など他の指標を使用してもよい。
そして、実機での使用温度が予測できれば、クリープ損傷寿命の推定も可能である。
図６には、オーステナイト系耐熱鋼の使用応力（ＭＰａ）と破断時間（ｈ）との関係を示す。これは、ＪＩＳ Ｚ ２２７１の金属材料のクリープ及びクリープ破断試験方法に従って試験を実施したものである。クリープ破断試験とは、ある一定応力、一定温度条件下で材料の破断時間を測定するものであり、図６はその試験結果をプロットしたものである。これは、「高効率火力発電伝熱管用高強度ステンレス鋼管ＳＵＰＥＲ３０４Ｈ（火ＳＵＳ３０４Ｊ１ＨＴＢ）の開発（仙波ら共著、まてりあ第４６号第２号（２００７年発行））」に記載されているクリープ破断特性と同様である。そして、実機の運転圧力（使用応力）と推定使用温度からクリープ破断時間（クリープ損傷寿命）が推定できる。
図６には、オーステナイト系耐熱鋼の使用応力（ＭＰａ）と破断時間（ｈ）との関係を示す。これは、ＪＩＳ Ｚ ２２７１の金属材料のクリープ及びクリープ破断試験方法に従って試験を実施したものである。クリープ破断試験とは、ある一定応力、一定温度条件下で材料の破断時間を測定するものであり、図６はその試験結果をプロットしたものである。これは、「高効率火力発電伝熱管用高強度ステンレス鋼管ＳＵＰＥＲ３０４Ｈ（火ＳＵＳ３０４Ｊ１ＨＴＢ）の開発（仙波ら共著、まてりあ第４６号第２号（２００７年発行））」に記載されているクリープ破断特性と同様である。そして、実機の運転圧力（使用応力）と推定使用温度からクリープ破断時間（クリープ損傷寿命）が推定できる。
運転圧力は管の内部の蒸気の圧力（ＭＰａ）である。運転中（稼働中）の圧力は運転圧力であり、応力は管（材料）にかかる周方向の力で、蒸気の圧力(ＭＰａ)と管形状から計算される。平均径の式による管周方向応力（σ）は式（２）より算出される。
σ＝Ｐ×（ＯＤ−ｔ）／（２ｔ） （２）
ここで、Ｐは内圧（ＭＰａ）、ＯＤは管外径（ｍｍ）、ｔは管厚（ｍｍ）である。
ここで、Ｐは内圧（ＭＰａ）、ＯＤは管外径（ｍｍ）、ｔは管厚（ｍｍ）である。
以下、本発明の実施例の工程（ステップ）及び原理を図面により説明する。図７には、本実施例の工程（ステップ）を説明するフロー図を示す。また、図８には、オーステナイト系耐熱鋼管の内面に冷間加工処理を施したことによる硬化層形成方法の説明図を示す。
尚、本実施例では対象材を３ｗｔ％のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼（火ＳＵＳ３０４Ｊ１ＨＴＢ）とした。まず、図８に示すように、実機で使用される前にオーステナイト系耐熱鋼管１５の管内表面に冷間加工用ノズル３により硬化層１２を形成させた（ステップ１）。尚、この場合は管外表面が非硬化層１１となる。
次に、当該耐熱鋼管１５を図１１に示す火力発電プラントのボイラ２０の三次過熱器２６ｃや四次過熱器２６ｄ等の高温部の伝熱管として適用し、一定時間使用した（ステップ２）。続いて、定期検査等の運転停止期間中に当該耐熱鋼管１５を抜き出して、調査し、硬化層１２に生成したＣｕ富化相の生成量（平均粒径）を測定した（ステップ３）。
尚、三次過熱器２６ｃや四次過熱器２６ｄの方が、伝熱管の温度が高いためオーステナイト系耐熱鋼を使用する量が多いが、二次過熱器２６ｂなど他の機器でもオーステナイト系耐熱鋼を使用するため、他の機器の伝熱管に適用しても良い。
更に、測定した当該耐熱鋼管１５のＣｕ富化相の平均粒径を用いて当該耐熱鋼管１５の実機における使用温度を推定した（ステップ４）。 図９には、図５のＬＭＰに運転時間を入力し、オーステナイト系耐熱鋼の硬化層１２に生成したＣｕ富化相の平均粒径と推定使用温度との関係を示す。
推定使用温度と平均粒径との関係は使用時間によって変化し、図９中には使用時間が長いケースＡと使用時間が短いケースＢの例を示している。ケースＡの場合、図９から使用温度は６５０℃、ケースＢは７００℃と推定できる。
そして、この推定した使用温度から当該耐熱鋼管１５のクリープ破断時間（クリープ損傷寿命）を推定した（ステップ５）。例えば、当該耐熱鋼管１５の実機運転圧力が７０ＭＰａの場合、クリープ損傷寿命は図６から６５０℃（ケースＡ)では１００，０００時間以上、７００℃（ケースＢ)で約１００，０００時間と推定できる。ケースＢの使用時間を１０，０００時間とした場合、クリープ損傷率は使用時間とクリープ破断時間から約１０％（（１０，０００時間／１００，０００時間）×１００）、残寿命は９０，０００時間となる。
そして、この推定した使用温度から当該耐熱鋼管１５のクリープ破断時間（クリープ損傷寿命）を推定した（ステップ５）。例えば、当該耐熱鋼管１５の実機運転圧力が７０ＭＰａの場合、クリープ損傷寿命は図６から６５０℃（ケースＡ)では１００，０００時間以上、７００℃（ケースＢ)で約１００，０００時間と推定できる。ケースＢの使用時間を１０，０００時間とした場合、クリープ損傷率は使用時間とクリープ破断時間から約１０％（（１０，０００時間／１００，０００時間）×１００）、残寿命は９０，０００時間となる。
このようにして、本発明により、使用時間と当該耐熱鋼管１５の硬化層１２に析出したＣｕ富化相の平均粒径から実機における管の使用温度及びクリープ破断時間を推定することができる。従って、ボイラ２０のトラブル防止に貢献できる。また、高価な装置も必要なく、経済的で汎用性がある。
図１０には、オーステナイト系耐熱鋼管１５の外面に冷間加工処理を施したことによる硬化層形成方法の説明図を示す。
実施例１では、実機で使用する前の耐熱鋼管（伝熱管）１５の内表面に冷間加工処理を施して、管内面の硬化層１２に析出したＣｕ富化相の平均粒径から使用温度及びクリープ損傷寿命を推定した例を示したが、耐熱鋼管１５の外表面に冷間加工用ノズル３により冷間加工処理を施して硬化層１２を形成させ、使用温度及びクリープ損傷寿命の推定に使用してもよい。
実施例１では、実機で使用する前の耐熱鋼管（伝熱管）１５の内表面に冷間加工処理を施して、管内面の硬化層１２に析出したＣｕ富化相の平均粒径から使用温度及びクリープ損傷寿命を推定した例を示したが、耐熱鋼管１５の外表面に冷間加工用ノズル３により冷間加工処理を施して硬化層１２を形成させ、使用温度及びクリープ損傷寿命の推定に使用してもよい。
耐熱鋼管１５の外表面に硬化層１２を形成させた後は、高温部の伝熱管として使用し、実施例１と同様な方法により、硬化層１２に生成したＣｕ富化相の生成量を測定することで、使用温度及びクリープ損傷寿命を推定する。
管外表面への冷間加工処理は図１０に示すように特別な装置は必要なく、容易に施工可能である。また、耐熱鋼管１５を抜き出さずに、非破壊検査（レプリカ）によって硬化層１２の組織を転写して、Ｃｕ富化相の平均粒径を調査することも可能である。本実施例においても、実施例１と同様の効果を奏することができる。
本実施例では、既設運転中のボイラ２０の適用例について説明する。上記の実施例１及び２ではオーステナイト系耐熱鋼管１５の新設ボイラの伝熱管への適用例を示したが、本発明は、既設運転中のボイラ２０にも適用可能である。この場合、定期点検などの運転停止中に温度を推定したい部位の耐熱鋼管１５を抜き出し（抜管）、図８及び図１０に示すように管内表面又は管外表面に冷間加工処理により硬化層１２を形成させた後、元に戻して再運転により一定時間使用する。
そして、定期点検などの運転停止期間中に再度抜管調査又は非破壊検査等により、硬化層１２に析出したＣｕ富化相の平均粒径を測定することによって、ボイラ２０の再運転後の使用温度とクリープ破断時間、即ちクリープ損傷寿命を推定できる。本実施例においても、実施例１と同様の効果を奏することができる。
また、抜管した時に、硬化層１２がある新材に交換することも可能である。
硬化層１２がない材料にはＣｕ富化相はほとんど成長していないため、硬化層１２を形成させることで、当該部位の温度を推定することができる。使用温度は硬化層１２の使用時間で推定するが、寿命評価は当然再使用前（硬化層１２の形成前）を含む全使用時間を用いる。即ち、同じ素材で、その使用温度や使用応力が再運転の前後で同じである場合は、クリープ破断時間から再運転前の使用時間と再運転後の使用時間（トータルの使用時間）を引いた時間が残寿命となる。抜管の前後で温度が急激に変化することはないため、既設運転中のボイラ２０についても適用できる。
硬化層１２がない材料にはＣｕ富化相はほとんど成長していないため、硬化層１２を形成させることで、当該部位の温度を推定することができる。使用温度は硬化層１２の使用時間で推定するが、寿命評価は当然再使用前（硬化層１２の形成前）を含む全使用時間を用いる。即ち、同じ素材で、その使用温度や使用応力が再運転の前後で同じである場合は、クリープ破断時間から再運転前の使用時間と再運転後の使用時間（トータルの使用時間）を引いた時間が残寿命となる。抜管の前後で温度が急激に変化することはないため、既設運転中のボイラ２０についても適用できる。
本発明はボイラ高温部の過熱器や再熱器に使用されるＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定及び寿命診断に適用できる。
１，１１ 非硬化層
２，１２ 硬化層
３ 冷間加工用ノズル
５ オーステナイト系耐熱鋼
１５ オーステナイト系耐熱鋼管（伝熱管）
２０ ボイラ
２２ 火炉
２４ 煙道
２６ 過熱器
２８ 再熱器
３０ 節炭器
２，１２ 硬化層
３ 冷間加工用ノズル
５ オーステナイト系耐熱鋼
１５ オーステナイト系耐熱鋼管（伝熱管）
２０ ボイラ
２２ 火炉
２４ 煙道
２６ 過熱器
２８ 再熱器
３０ 節炭器
Claims (6)
- 発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定方法において、
Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼に冷間加工処理により硬化層を形成させて、該硬化層に生成したＣｕ富化相の生成量と、使用温度と使用時間との関数で表されるラーソンミラーパラメータとの関係を予め求めておき、
次に実際に使用する前のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の表面に冷間加工処理により硬化層を形成させた後に、実際に高温で一定時間使用した当該硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量を測定し、
前記予め求めていたＣｕ富化相の生成量とラーソンミラーパラメータとの関係と、前記測定したＣｕ富化相の生成量及び実際の使用時間から、実際の使用温度を推定することを特徴とするＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用温度の推定方法。 - 発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼のクリープ損傷寿命の推定方法において、
Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係を予め求めておき、
請求項１記載の使用温度の推定方法によって推定した使用温度とオーステナイト系耐熱鋼の実際の使用応力と、前記予め求めていたオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係から、クリープ寿命を推定することを特徴とするＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼のクリープ損傷寿命の推定方法。 - 発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法において、
Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼に冷間加工処理により硬化層を形成させて、該硬化層に生成したＣｕ富化相の生成量と、使用温度と使用時間との関数で表されるラーソンミラーパラメータとの関係を予め求めておき、
次に実際に使用する前のＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の管内表面又は管外表面に冷間加工処理により硬化層を形成させた後に、実際に高温で一定時間使用した当該硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量を測定し、
前記予め求めていたＣｕ富化相の生成量とラーソンミラーパラメータとの関係と、前記測定したＣｕ富化相の生成量及び実際の使用時間から、実際の使用温度を推定することを特徴とするＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法。 - 発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法において、
Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係を予め求めておき、
請求項３記載の使用温度の推定方法によって推定した使用温度とオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の実際の使用応力と、前記予め求めていたオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係から、クリープ寿命を推定することを特徴とするＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法。 - 発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法において、
Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼に冷間加工処理により硬化層を形成させて、該硬化層に生成したＣｕ富化相の生成量と、使用温度と使用時間との関数で表されるラーソンミラーパラメータとの関係を予め求めておき、
次に既運転中のボイラからＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管を抜き出して管内表面又は管外表面に冷間加工処理により硬化層を形成させた後に、元に戻し、運転を再開して再び高温で一定時間使用した当該硬化層に生成するＣｕ富化相の生成量を測定し、
前記予め求めていたＣｕ富化相の生成量とラーソンミラーパラメータとの関係と、前記測定したＣｕ富化相の生成量及び再運転後の使用時間から、再運転後の使用温度を推定することを特徴とするＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の使用温度の推定方法。 - 発電用ボイラの伝熱管に用いられる、Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法において、
Ｃｕを含むオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係を予め求めておき、
請求項５記載の使用温度の推定方法によって推定した使用温度とオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管の実際の使用応力と、前記予め求めていたオーステナイト系耐熱鋼の使用応力と使用温度と破断時間との関係から、クリープ寿命を推定することを特徴とするＣｕを含むオーステナイト系耐熱鋼製伝熱管のクリープ損傷寿命の推定方法。
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