KR19990081961A - 연속 증기 발생기 - Google Patents

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볼프강 쾰러
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피터 토마스
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    • F22B29/06—Steam boilers of forced-flow type of once-through type, i.e. built-up from tubes receiving water at one end and delivering superheated steam at the other end of the tubes
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Abstract

연소실(4)을 구비하고 또한 수직으로 연장되고 내부면에 표면구조(26)를 가진 파이프(12)가 유동 매질(S)에 의해 하부에서 상부로 관류할 수 있는 연속 증기 발생기(2)에 있어서, 상기 파이프(12) 내부에서의 임계 압력(pkrit)이 지배적인 그러한 부하 상태에서 파이프(12) 내부에서 특별히 유리한 물질 유동 밀도( )가 본 발명에 따라 다음 관계에 상응하게 된다.

Description

연속 증기 발생기
이런 종류의 증기 발생기는 VGB Kraftwerkstechnik 73(1993)에서 출판한 논문집 제 4권 352쪽에서 360쪽의 J. Franke와, W. Koeher 및 E. Wittchow의 논문 "Verdampferkonzepte fuer Benson-Dampferzeuger(벤슨-증기발생기를 위한 증발기 초안)" 로부터 공지되어 있다. 이런 종류의 연속 증기 발생기에 있어서, 순환상태로 유도되는 물-/물-증기 혼합물의 단지 부분적인 증발을 구비한 자연순환- 또는 강제순환식 증기 발생기에 비하여, 연소실을 형성하는 증발기 파이프에 의해 완전한 가열이 유도된다. 자연순환 증기 발생기에서는 증발기 파이프가 원칙적으로 수직으로 설치되는 반면에, 연속 증기 발생기의 증발기 파이프는 수직으로 설치될 수 있을 뿐만 아니라 또한 나선형으로 - 그리고 그와 동시에 경사져 - 설치될 수도 있다.
연소실벽이 수직으로 설치되는 증발기 파이프로 구성되는 연속 증기 발생기는, 나선형의 배관을 포함하는 연속 증기 발생기에 비하여 가격 측면에서 보다 유리한 위치에 있다. 수직 배관을 구비한 연속 증기 발생기는 경사지거나 또는 나선형으로 오르도록 설치되는 증발기 파이프를 구비한 것에 비하여 보다 낮은 물 또는 증기 측면의 압력 손실을 가진다. 더욱이 연속 증기 발생기는 자연순환 증기 발생기와는 대조적으로 압력 제한의 여지가 없어서, 생증기압이 - 액체와 유사한 매질과 증기와 유사한 매질 사이에 약소한 밀도차이만 있는 곳에서 - 물의 임계 압력(pkrit= 221 bar)을 휠씬 초과할 수 있다. 높은 열 효율과 이와 동시에 낮은 CO2방출을 달성하기 위하여 높은 생증기압이 필수적이다.
이 때 특히 중요한 문제는 거기에 연결되는 파이프 벽 온도 또는 재료 온도를 고려하여 연속 증기 발생기의 연소실벽이나 외부벽을 설계하는 것이다. 약 200bar까지의 임계 압력의 하부 영역내에서의 연소실벽 온도는, 가열면의 습윤이 증발영역 내에서 보증될 수 있을 때, 물의 포화온도 최고점에서 현저히 확정된다. 이것은 예컨대, 내부 리브 파이프를 사용함으로써 달성될 수 있다. 상기 종류의 파이프 및 그 파이프를 증기 발생기 내에 사용하는 것은 예컨대 유럽특허출원 제 0 503 116호에 공지되어 있다. 소위 이러한 리브-파이프들은, 즉 리브가 형성된 내부 표면을 가진 파이프들은 내부벽으로부터 유동 매질로의 아주 양호한 열전도성을 가진다.
약 200에서 221bar까지의 압력 영역내에서는 파이프 내부벽으로부터 유동 매질로의 열전도가 심하게 떨어지고, 그럼으로써 물질 유동 밀도에 대한 측도로써 사용되어지는 유동 속도가 파이프를 충분히 냉각시키기 위하여 상응하게 높아져야만 한다. 그 때문에, 약 200bar의 압력과 그 이상의 압력으로 작동되어지는 연속 증기 발생기의 증발기 파이프 내부에서의 물질 유동 밀도와 또 마찰에 의한 압력손실이 200bar 아래의 압력에서 작동되어지는 연속 증기 발생기에서 보다 더 높게 설정되어져야 한다. 높아진 마찰 압력손실의 결과로 특히 작아진 파이프 내경에서 수직배관의 유리한 속성을 잃어버리게 되고, 각각의 배관을 더 많이 가열할 때 그 유동율도 늘어난다. 그런데 높은 열 효율과 그로써 낮아진 CO2방출을 달성하기 위하여서는 200bar 이상의 높은 증기압이 필요하기 때문에, 역시 이러한 압력 영역에서의 양호한 열전도를 보증하는 것이 필수적이다. 그 때문에, 약 200에서 221bar까지의 불리한 압력 영역에서 배관벽으로부터 유동 매질로, 즉 물- / 물-증기 혼합물로, 계속하여 충분히 높은 열전도를 달성하기 위하여, 수직으로 배관된 연소실벽을 구비한 연속 증기 발생기는 통상적으로 비율에 따라 상승된 파이프 내부의 물질 유동 밀도로서 작동된다. 여기에다가 출판물 "Thermal Engineering" I. E. Somenvoker, Vol, 41, No8, 1994, 655페이지부터 661페이지에서는, 가스 연소 증기 발생기 뿐만 아니라 석탄 연소 증기 발생기에 대하여 100%의 부하에서의 물질 유동 밀도가 균일하게 약 2,000kg/m2s로서 제시된다.
본 발명은 외부벽으로부터 상호 기밀하게 결합된 파이프로 둘러싸인 연소실을 구비한 연속 증기 발생기에 관한 것으로, 연소실 부근에서 수직으로 연장되고 내부에 표면 구조를 포함하는 파이프에는 유동 매질 하부에서 상부로 관류한다.
이하, 첨부도면을 참고하여 본 발명의 실시예를 보다 상세하게 설명한다.
도 1은 수직으로 설치된 증발기 파이프를 구비한 연속 증기 발생기의 간략도이고,
도 2는 각각의 증발기 파이프의 단면도이고,
도 3은 13 CrMo 44의 제작 재료로 된 증발기 파이프의 상이한 형상 상태에 따른 물질 유동 밀도를 도시한 곡선 E, F, G, 및 H를 나타낸 다이아그램이며, 그리고
도 4는 허용 응력(N/mm2)에 대한 13 CrMo 44의 최대 허용 온도의 관계를 도면상에서 도식적으로 나타낸다.
본 발명의 목적은 연속 증기 발생기 외부벽의 파이프에 대하여 파이프 내의 특히 유리한 물질 유동 밀도 관점에 적합한 설계 기준을 제공하는 것이다.
상기 목적은 본 발명에 따라 파이프 내의 임계 압력이 지배적인 그러한 부하에서 외부벽 파이프 내의 물질 유동 밀도 ( )가 다음 관계식에 상응하도록 증기 발생기가 설치됨에 따라 해결되는데,
여기에서,
qi(kW/m2)는 파이프의 내부면에서의 열 유동 밀도이고,
Tmax(℃)는 파이프의 최대로 허용가능한 재료 온도이고,
Tkrit(℃)는 임계 압력(pkrit)에서의 유동 매질의 온도이고,
△TW(K)는 파이프 외부벽과 내부벽 사이의 온도편차이고, 그리고
C≥7.3·10-3kWs/kgk는 상수가 된다.
여기에서 본 발명은, 내부에 리브가 형성된 파이프의 물질 유동 밀도와 관련되는 유동학적 해석을 위하여 스스로 원칙적으로 반대되는 2개의 조건이 반드시 충족되어야 함을 고려함에 기초하고 있다. 일면으로는 파이프 내부에서 중간 정도의 물질 유동 밀도가 최대한 낮게 선택될 수 있다. 그렇게 하여, 피할 수 없는 가열차이로 인해 다른 파이프에서 보다 더 많은 열이 공급되어지는 그런 각각의 파이프들은 평균적으로 가열되는 파이프 보다 더 많은 유량에 의해 관류되는 것이 보증되어야 한다. 드럼 보일러로부터 잘알려진 이들 자연순환 특성은 증기 가열판의 배출구에서 증기 온도 및 그에 따른 파이프 벽 온도의 균일성을 유도한다.
다른 한편으로, 파이프 내부의 물질 유동 밀도는 파이프 벽의 확실한 냉각이 보증되어지고 또 허용된 재료 온도가 제한 범위를 넘어서지 않을 정도로 높게 설정될 수 있다. 이러한 방법으로 파이프 재료의 높은 국소적인 과열과 그와 연관된 손상(파이프 파열)을 피할 수 있다. 재료 온도에 대한 현저한 영향변수들은 유동 매질의 온도 범위 밖에서 파이프 벽의 외부적 가열 및 파이프 내부벽에서 유동 매질(액체)로의 열전도가 있다. 그렇게 함으로써 물질 유동 밀도에 의해 영향받는 내부 열전도와 파이프 벽의 외부 가열 사이에는 소정의 관계가 성립된다.
본 발명은 다음의 수학식 1에 의해 최대한 단순화된 형태로 내부의 최소 열전도 계수(αmin)와 물질 유동 밀도( ) 사이의 관계를 설명할 수 있다는 인식에서 출발한다.
여기에서, αmin은 열전도 계수이고, (kg/m2s)는 리브 파이프 내부의 물질 유동 밀도이며, C는 통상의 사용 파이프에 대한 평균값으로 C = 7.3·10-3kws/kgk 를 가진 상수이다. 파이프 내부의 표면구조에 따라 상기 상수 C는 7.3·10-3kws/kgk 에서부터 12·10-3kws/kgk 의 영역에서 선택할 수 있다.
상기 언급된 관계식으로, 유리한 유량 특성(자연 순환 특성)을 나타나게 할 뿐만 아니라 파이프 벽의 확실한 냉각과 허용가능한 재료 온도의 유지를 보증하는 최적의 파이프 내부 온도를 맞출 수 있다.
파이프 내부의 물질 유동 밀도에 대한 상기 관계식을 추론할 때에는 다음과 같은 근본적 고려가 필요하다. 즉, 파이프 벽의 미리 주어진 외부 가열시에 거기에 따르는 소위 열 유동 밀도(kw/m2), - 즉, 매 단위 평면 당의 가열 - 의 개념이 사용되며, 파이프 벽의 재료 온도는 단지 최소한으로 하지만 안전하게 허용할 수 있는 값 이하의 수치로 놓여 있어야 한다는 사실이 고려되어야 한다. 이 때, 약 200에서 221bar까지의 임계 압력 영역에서 파이프 내부벽으로부터 유동 매질로의 열전도가 가장 불리하다는 물리적 현상을 관찰할 수 있다.
광범위한 실험을 통해 다음과 같은 사실을 알 수 있다. 즉, 약 200에서 221bar까지의 증기 발생 영역에서는 비율에 따라 낮게 조절된 물질 유동 밀도가 최고치로 발생한 열 유동 밀도와 결합된다면 최고 재료 응력에 이르게 된다는 사실이다. 이는 예컨대 연소실의 바로 그러한 영역내에 연소기가 장착되어져 있는 경우이다. 차후에 증발이 끝나고 증기 과열이 시작되면 연소실벽 파이프의 재료 응력은 다시 감소한다. 과잉의 연소기 설치와 과잉의 연소 진행이 열 유동 밀도를 감소시킨다는 사실이 이것에 대한 기초가 된다.
더욱이, 리브 파이프를 사용할 때 이미 언급된 200에서 221bar까지의 압력 영역에서 파이프 벽의 충분한 냉각이 보장된다면, 다른 압력 영역에서 어떠한 열전도 문제도 나타나지 않는다는 사실을 확인할 수 있다. 따라서, 저압 상태, 즉200bar 아래의 압력에서는 파이프의 내부 리브화에 의해서 증발 영역의 끝에서, 즉 열 유동 밀도가 최소화된 영역에서, 비로소 비등 분기점이 나타나는 것이 실현된다. 임계 압력의 상부 영역에서는 어떤 비등 분기점도 나타나지 않는다. 파이프 벽의 충분한 냉각이 보장될 정도로 열전도가 강하다.
한편으로는 유리한 유량 특성과 다른 한편으로는 파이프 벽의 확실한 냉각을 보증하는 파이프 벽의 파이프 내에서의 최적의 물질 유동 밀도( )를 측정하기 위해 다음과 같은 단계로 진행해 볼 수 있다.
단계 1:
파이프 벽의 파이프 내에서 210bar의 압력이 지배할 때의 그러한 부하에 대한 열역학적인 계산의 토대 위에서 파이프 외부면의 열 유동 밀도(qa)를 측정하는 단계. 상기와 같이 측정된 열 유동 밀도는 열전도에서의 장소적인 불균형을 고려하기위해 1.1과 1.5사이에서 계수를 증가시킬 수 있다.
단계 2:
파이프 벽 가열면의 파이프 꼭대기에서 최대 허용 재료 온도(Tmax)를 계산하는 단계. 외부벽 또는 연소실벽이 Tmax와 Tkrit사이의 평균값에 해당하는 평균 온도를 포함한다는 사실에서 출발하며, 그렇게 해서 다음 수학식 2에 따라 최대 열응력이 산출되어진다.
여기에서, σmax는 최대 열응력(N/mm2)
Tmax는 최대 재료 온도(℃)
Tkrit는 임계점에서의 유체 온도(℃)
β는 열 팽창 계수(l/k)
E는 탄성 계수(N/mm2)
여기에서의 주요 응력에서 열응력이 문제가 되기 때문에, 2차응력으로서의 상기 열응력은 허용 응력 Qzul의 3배 값을 가진 ASME-code에 상응하도록 안전장치가 취해진다. 그런 이유로 다음 수학식 3에 따른 온도(Tmax)가 결과로 생긴다.
상기 허용 응력은 파이프 제작자의 표지에 인용되어 있을 수 있다.
단계 3:
파이프 내부벽에 관계된 열 유동 밀도(qi)에 대하여 다음의 수학식 4에 따라 파이프 벽 외부면에 관계된 미리 주어진 열 유동 밀도(qa)를 환산하는 단계.
열분배 계수 K의 결정은 현장 온도 산정에 기초하며 아주 정확하게 다음의 수학식 5와 같이 산출될수 있다.
K=A(da 2•qa)+B
이 때, A와 B는
(da 2.qa)≤0.5kW 의 경우에는 A=0.45, B=0.625 이고,
0.5kW<(da 2.qa)≤1.1kW 의 경우에는 A=0.25, B=0.725 이고,
(da 2.qa)>1.1kW 의 경우에는 A=0, B=1 이며, 그리고
da는 파이프-외경(m)이고,
di는 파이프-내경(m)이고,
qa는 외부면의 열 유동 밀도(kw/m2)이며,
qi는 내부면의 열 유동 밀도(kw/m2)이다.
단계 4:
파이프 외부벽과 파이프 내부벽 사이의 온도편차(Tw)를 산출하는 단계. 이 온도편차(Tw)는 열전도 방정식인 다음의 수학식 6의 도움으로 산출된다.
여기에서 λ는 파이프 제작 재료의 열전도율이다.(kw/mk)
단계5 :
다음의 수학식 7에 따라 필요한 물질 유동 밀도( )를 산출하는 단계.
모든 도면에서 상호 일치하는 부분은 동일한 부호가 부여된다.
도 1에서는 외부벽(4)으로부터 수직되는 가스관으로 형성되고 직사각형의 단면을 가진 연속 증기 발생기(2)가 간략하게 나타나 있다. 상기 외부벽(4)은 하단부 끝에서 깔때기 모양의 바닥부(6)로 바뀐다. 바닥부(6)는 재 성분을 위한 자세히 나타나 있지 않은 배출공(8)을 둘러싸고 있다.
가스관의 하부 영역(A) 내에서는, 그 가운데 단 한 개만 보이는 다수의 연소기(10)가 화석연료를 위해 수직으로 장치된 증발기 파이프(12)로 형성된 외부벽 혹은 연소실(4) 내에 고정된다. 수직으로 관통하여 설치된 증발기 파이프(12)들은, 상기 영역(A) 내부에서 파이프 수직 안정판 또는 파이프 핀(14)을 통하여 기밀된 연소실 또는 외부벽들에 상호 용접된다. 연속 증기 발생기(2)의 작동시에 아래로부터 위로 관류되는 증발기 파이프(12)는 상기 영역(A)에서 증발 가열면(16)을 형성한다.
연소실(4) 내부에는 연속 증기 발생기(2)의 작동시에 화석연료의 연소할 때 발생하는 불꽃 본체(17)가 존재하고, 그럼으로써 연속 증기 발생기(2)의 상기 영역(A)는 매우 높은 열 유동 밀도에 의해 구별되어 진다. 불꽃 본체(17)는 다음과 같은 온도 패턴을 나타내며, 그 패턴은 대략 연소실(4)의 가운데에서부터 출발하여 위와 아래로의 수직방향과, 측면으로 다시말해 연소실(4)의 모서리로의 수평방향으로 감소하는 현상을 보인다. 가스관 하부 영역(A)의 윗부분에 두 번째로 불꽃과 먼 영역(B)가 존재하며 영역(B) 윗부분에 가스관의 세 번째 상부 영역(C)가 구비된다. 가스관의 (B)영역과 (C)영역 내에 대류 가열면(18, 20, 22)이 설치된다. 가스관의 (C)영역의 상반부에는 연도가스 배출채널(24)이 있고, 이를 통하여 화석연료의 연소에 의해 발생되는 연도가스(RG)가 수직의 가스관으로부터 배출된다.
도 2는 내부면에 리브(26)를 포함하는 증발기 파이프(12)을 보여주며, 상기 파이프(12)는 연속 증기 발생기(2)가 작동되는 동안에 연소실(4)의 내부에서 그 외부면이 열 유동 밀도(qa)에 의한 가열에 노출되고, 유동 매질(S)에 의하여 그 내부가 관류된다. 임계점에서, 즉 221bar의 임계 압력(Pkrit)에서 파이프(12) 내의 유동 매질 또는 유체의 온도는 Tkrit로 표시된다. 최대 열응력(σmax)을 산출하기 위해 파이프 벽 가열면의 파이프 꼭대기(28)에서의 허용가능한 최고의 재료 온도가 사용된다. 증발기 파이프(12)의 내경과 외경은 (di) 및 (da)로 표시된다. 내부에 리브가 형성된 파이프의 경우에는 리브 꼭대기와 리브 골짜기의 영향을 고려한 등가 내경이 사용될 수 있다. 파이프 벽의 두께는 (dr)로 표시된다.
도 3은 좌표시스템 내에서 상이한 외경(da)(mm)과 파이프 벽 두께(dr)(mm)에대한 4개의 곡선 E와, F와, G와, 그리고 H를 나타낸다. 거기에서 횡좌표 상에는 파이프 외부면의 열 유동 밀도(qa)가, 그리고 종좌표 상에는 바람직한 혹은 최적의 물질 유동 밀도( )(kg/m2s)가 나타내어진다. 곡선 E는 7mm의 파이프 벽 두께(dr)에서 30mm의 파이프 외경(da)에 대한 변화 과정을 보여준다. 곡선 F는 7mm의 파이프 벽 두께(dr)에서 40mm의 파이프 외경(da)에 대한 변화 과정을 나타낸다. 곡선 G는 30mm의 파이프 외경(da)과 6mm의 파이프 벽 두께(dr)를 가진 파이프(12)에 대한 열 유동 밀도(qa)에 따른 물질 유동 밀도( )의 변화 과정을 나타낸다. 곡선 H는 6mm의 파이프 벽 두께(dr)에서 40mm의 파이프 외경(da)을 가진 파이프(12)에 대한 변화 과정을 보여준다. 물질 유동 밀도( )들은 파이프 재료 13 CrMo 44의 경우에 유동 매질(S)의 임계 압력(Pkrit)에서 250, 300, 350, 및 400 kw/m2의 열 유동 밀도(qa)에 대하여 산출된 것들이다.
다음으로 최적의 물질 유동 밀도( )가 결정되어지는 예가 제시된다. 여기에는 다음의 조건들이 전제된다.
qa= 250kw/m2: 210bar의 압력에서 파이프외부면에서의 열 유동 밀도.
파이프(12)로 열전도에서 장소적인 불균일을 고려하기위한 증가 계수로서의 1.4와,
da=40mm 파이프 외경, dr=7mm 파이프 벽 두께, 파이프 재료 : 13 CrMo 44.
da와 dr로부터 나오는 di = 26mm 파이프내경.
1단계 : 열 유동 밀도의 산출
열역학적인 산출에 기초한 열 유동 밀도는 증가 계수로써 곱하여진다.
이로부터 qa= 350 kw/m2가 산출된다.
2 단계 : 최대로 허용가능한 재료 온도의 결정
Tkrit= 374 ℃ (임계 압력(Pkrit)에서의 유체의 온도), β = 16.3·10-6(l/k) (13 CrMo 44의 열팽창계수), E= 178·103(N/mm2)(13 CrMo 44의 탄성계수), 및 σzul= 68.5 (N/mm2)(13 CrMo 44의 최대로 허용가능한 재료 온도에서의 허용 응력)들로써 상기 수학식 3에 따라 상기 온도는 Tmax= 515 ℃로 산출된다.
반복하여 실행되는 Tmax의 이들 결정은 재료 온도가 허용가능 응력(σzul)에 종속되어 있음을 보여준다. 도 4에서는, 제작 재료 13 CrMo 44에 대한 최고의 재료 온도(Tmax)와 허용 응력(σzul) 사이의 상기한 바와 같은 종속적 상황이 그래프로서 도시된다.
3 단계 : 파이프 내부에서의 열 유동 밀도
상기 수학식 4 및 상기 수학식 5에 따라, A=0.25와 B=0.725의 경우 파이프(12) 내부면에서의 열 유동 밀도(qi)에 대하여 qi= 466 kw/m2이 성립된다.
4 단계 : 파이프 외부벽과 내부벽 사이의 온도편차(△TW)의 측정
상기 수학식 6에 따라, 13 CrMo 44의 열전도율 λ= 38.5·10-3kw/mK 로써 △TW= 73 K가 성립한다.
5 단계 : 필요한 물질 유동 밀도의 측정
상기 수학식 7에 따라, C=7.3·10-3kws/kgk 로써 = 939 kg/m2s 가 성립한다.
파이프 외부면에서의 열 유동 밀도(qa)와 최대 허용 재료 온도(Tmax)에 대한 이용가능한 수치로써 최적의 물질 유동 밀도( )이 결정될 수 있다. 상기 수치는 도 3에서 주어진 조건들을 파선으로 나타내고 있다. 30mm와 40mm사이의 외경(da)과 6mm와 7mm사이의 벽 두께(dr)를 가진 파이프(12)에서 파이프 외부면의 가정된 열 유동 밀도(qa)에 대해 740과 1060kg/m2s 사이의 최적의 물질 유동 밀도가 발생함을 알 수 있다.
파이프 벽 또는 외부벽(4)의 파이프(12)의 유동학적인 설계를 위해, 이와 같이 측정된 물질 유동 밀도( )가 100% 부하에서의 비율로 환산될 수 있다. 더욱이 파이프(12) 입구에서의 가동압력이 100%에서 산정된다. 덧붙여, 위에서 언급된 물질 유동 밀도( )가 100% 부하에서의 가동압력과 비례적으로 환산된다. 가동압력이 예컨데 100% 부하에서 pB= 270bar에 달하면, 따라서 물질 유동 밀도가 740으로부터 951kg/m2로 그리고 1060으로부터 1363 kg/m2s로 그만큼 상승된다.
계산치에 대하여 +15%에서 +20%까지의 물질 유동 밀도의 상승에 의한 열 유동 밀도(qa) 측정에서의 불확실성을 고려함이 바람직하다.

Claims (9)

  1. 상호 기밀하게 결합된 파이프(12)의 외부벽으로 둘러싸인 연소실(4)을 구비한 연속 증기 발생기로서, 수직으로 연장되고 그 내부면에 표면 구조(26)를 포함하는 파이프(12)가 유동 매질(S)에 의하여 하부에서 상부로 관류되는 연속 증기 발생기에 있어서,
    상기 파이프(12) 내에서 임계 압력(pkrit)이 지배적일 때의 부하 상태에서 상기 파이프(12) 내의 물질 유동 밀도 ( )가 다음의 관계에 상응하고,
    그 관계는
    이며, 이 때 qi(kW/m2)는 상기 파이프(12)의 내부면에서의 열 유동 밀도이고, Tmax(℃)는 상기 파이프(12)의 최대 허용 재질 온도이고, Tkrit(℃)는 입계 압력(pkrit)에서의 유동 매질의 온도이고, △TW(K)는 상기 파이프(12)의 외부벽과 내부벽 사이의 온도편차이고, 그리고 C≥7.3·10-3kWs/kgk는 상수인 것을 특징으로 하는 연속 증기 발생기.
  2. 제 1항에 있어서, 상기 관계의 내부벽 상에 형성된 상기 열 유동 밀도(qi)가 K = A(da 2.qa) + B 일 때
    로 나타나며, 이 때 A와 B는
    (da 2.qa)≤0.5kW 의 경우에는 A=0.45, B=0.625 이고,
    0.5kW<(da 2.qa)≤1.1kW 의 경우에는 A=0.25, B=0.725 이고,
    (da 2.qa)>1.1kW 의 경우에는 A=0, B=1 이며,
    이 때 qa는 파이프 외부면 상의 열 유동 밀도(kW/m2)이고, da는 파이프 외경(m)인 것을 특징으로 하는 연속 증기 발생기.
  3. 제 1항 또는 제 2항에 있어서, 상기 관계의 상기 최대 허용 재료 온도는
    로 나타나며, 이 때 σzul는 허용 열 응력(N/m2)이고 β는 열 팽창계수(1/K)이며, 그리고 E는 파이프 제작 재료의 탄성계수(N/mm2)인 것을 특징으로 하는 연속 증기 발생기.
  4. 제 1항 내지 제 3항 중 어느 하나의 항에 있어서, 상기 관계의 파이프 외부벽과 파이프 내부벽 사이의 상기 온도 차이(ΔTW)는 K = A(da 2.qa) + B 일 때
    로 나타나며, 이 때 A와 B는
    (da 2.qa)≤0.5kW 의 경우에는 A=0.45, B=0.625 이고,
    0.5kW<(da 2.qa)≤1.1kW 의 경우에는 A=0.25, B=0.725 이고,
    (da 2.qa)>1.1kW 의 경우에는 A=0, B=1 이며,
    이 때, qa는 파이프 외부면의 열 유동 밀도(kW/m2)이고, da는 파이프 외경(m)이고, di는 파이프 내경(m)이며, 그리고 λ는 파이프 제작 재료의 열전도율(kw/mK)인 것을 특징으로 하는 연속 증기 발생기.
  5. 제 1항 내지 제 4항 중 어느 하나의 항에 있어서, 13 CrMo 44 의 재료로 만들어진 파이프(12)에 대하여 열 유동 밀도(kw/m2) 값의 쌍에 의해 결정되는 점들이 좌표계 내에서 곡선 E 상에 놓여지고, 상기 곡선은 30 mm의 파이프 외경(da)과 7 mm의 파이프 벽밀도(dr)에 대하여 정의되고, 상기 점들은 다음 값의 쌍,
    qa= 250 kw/m2, = 526 kg/m2s,
    qa= 300 kw/m2, = 750 kg/m2s,
    qa= 350 kw/m2, = 1063 kg/m2s, 및
    qa= 400 kw/m2, = 1526 kg/m2s 에 의하여 결정되는 점들인 것을 특징으로 하는 연속 증기 발생기.
  6. 제 1항 내지 제 4항 중 어느 하나의 항에 있어서, 13 CrMo 44 의 재료로 만들어진 파이프(12)에 대하여 열 유동 밀도(kw/m2) 값의 쌍에 의해 결정되는 점들이 좌표계 내에서 곡선 F 상에 놓여지고, 상기 곡선은 40 mm의 파이프 외경(da)과 7 mm의 파이프 벽밀도(dr)에 대하여 정의되고, 상기 점들은 다음 값의 쌍,
    qa= 250 kw/m2, = 471 kg/m2s,
    qa= 300 kw/m2, = 670 kg/m2s,
    qa= 350 kw/m2, = 940 kg/m2s, 및
    qa= 400 kw/m2, = 1322 kg/m2s 에 의하여 결정되는 점들인 것을 특징으로 하는 연속 증기 발생기.
  7. 제 1항 내지 제 4항 중 어느 하나의 항에 있어서, 13 CrMo 44 의 재료로 만들어진 파이프(12)에 대하여 열 유동 밀도(kw/m2) 값의 쌍에 의해 결정되는 점들이 좌표계 내에서 곡선 G 상에 놓여지고, 상기 곡선은 30 mm의 파이프 외경(da)과 6 mm의 파이프 벽밀도(dr)에 대하여 정의되고, 상기 점들은 다음 값의 쌍,
    qa= 250 kw/m2, = 420 kg/m2s,
    qa= 300 kw/m2, = 576 kg/m2s,
    qa= 350 kw/m2, = 775 kg/m2s, 및
    qa= 400 kw/m2, = 1037 kg/m2s 에 의하여 결정되는 점들인 것을 특징으로 하는 연속 증기 발생기.
  8. 제 1항 내지 제 4항 중 어느 하나의 항에 있어서, 13 CrMo 44 의 재료로 만들어진 파이프(12)에 대하여 열 유동 밀도(kw/m2) 값의 쌍에 의해 결정되는 점들이 좌표계 내에서 곡선 H 상에 놓여지고, 상기 곡선은 40 mm의 파이프 외경(da)과 6 mm의 파이프 벽밀도(dr)에 대하여 정의되고, 상기 점들은 다음 값의 쌍,
    qa= 250 kw/m2, = 399 kg/m2s,
    qa= 300 kw/m2, = 549 kg/m2s,
    qa= 350 kw/m2, = 737 kg/m2s, 및
    qa= 400 kw/m2, = 977 kg/m2s 에 의하여 결정되는 점들인 것을 특징으로 하는 연속 증기 발생기.
  9. 제 1항 내지 제 8항 중 어느 하나의 항에 있어서, 물질 유동 밀도가 최대로 1.2 · 이하인 것을 특징으로 하는 연속 증기 발생기.
KR1019980705679A 1996-01-25 1997-01-14 연속 증기 발생기 KR19990081961A (ko)

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