(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
チューブおよびフィンを備え、
前記チューブの化学組成が、質量％で、
Ｃ：０．０３〜０．１３％、
Ｓｉ：０.５％以下、
Ｍｎ：０．１〜２％、
Ｎｉ：８〜１５％、
Ｃｒ：１５〜２２％、
Ｃｕ：２〜６％、
Ｎｂ：０．３〜１．５％、
Ｎ：０．００５〜０．２％、
Ｂ：０．０００１〜０．２％、
残部：Ｆｅおよび不純物であり、
前記チューブおよび前記フィンの温度が５００℃のときに下記の（ｉ）式および（ii）式を満たす、フィンチューブ。
αｆ（Ｔｆ−Ｔ０）−αｔ（Ｔｔ−Ｔ０）≦σＹｔ／Ｅｔ      ・・・  （ｉ）
αｆ（Ｔｆ−Ｔ０）−αｔ（Ｔｔ−Ｔ０）≦σＹｆ／Ｅｆ      ・・・  （ii）
上記式において、
αｆはフィンの熱膨張率（１／℃）を、
Ｔｆはフィンの温度（℃）を、
Ｔ０は室温（℃）を、
αｔはチューブの熱膨張率（１／℃）を、
Ｔｔはチューブの温度（℃）を、
σＹｔはチューブの０．２％耐力（ＭＰａ）を、
Ｅｔはチューブのヤング率（ＭＰａ）を、
σＹｆはフィンの降伏応力（ＭＰａ）を、
Ｅｆはフィンのヤング率（ＭＰａ）を、それぞれ示す。
但し、フィンの熱膨張率はチューブの熱膨張率よりも高く、フィンの材料が降伏現象を示さない場合には、σＹｆはフィンの０．２％耐力（ＭＰａ）を示す。
【請求項２】
前記チューブと前記フィンとが溶接されている、請求項１に記載のフィンチューブ。
【請求項３】
前記チューブと前記フィンとが異なる鋼材からなる、請求項１または２に記載のフィンチューブ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、フィンチューブに関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、高効率の発電プラントとして、コンバインドサイクル発電プラントが実用化されている。コンバインドサイクル発電プラントでは、ガスタービンと蒸気タービンとを組み合わせて発電を行う。具体的には、まず、天然ガスの燃焼によって得られる高温ガスを利用してガスタービンを回し、発電を行う。ガスタービンから排出された排ガスの熱は、排熱回収ボイラ（以下、ＨＲＳＧ(Heat Recovery Steam Generator)と記載する。）によって回収される。ＨＲＳＧは、回収した排ガスの熱を利用して蒸気を発生し、蒸気タービンへ供給する。この蒸気を利用して蒸気タービンが回され、蒸気タービンにおいても発電が行われる。このように、コンバインドサイクル発電プラントでは、ガスタービンおよび蒸気タービンにおいて発電を行うことによって、発電効率を高くすることができる。
【０００３】
ＨＲＳＧでは、排ガスを伝熱管の外側に流し、排ガスから得られる熱を利用して伝熱管内に蒸気を発生させる。ＨＲＳＧの伝熱管として、従来、フィンチューブが用いられている。フィンチューブは、円筒状のチューブと、チューブの外面に設けられたフィンとを有する。フィンチューブでは、フィンによって表面積を大きくすることができるので、フィンチューブの外側を流れる排ガスの熱を効率よく吸収できる。
【０００４】
上記のようなフィンチューブとしては、チューブの外周部を圧延することによってフィンをチューブに一体に成形したタイプ（以下、一体成形タイプという。）、およびチューブの外面にフィンを溶接したタイプ（以下、溶接タイプという。）がある。一体成形タイプのフィンチューブでは、フィンとチューブとの境界部の強度を十分に確保できる。しかし、成形できるフィンの形状および材質に制限があり、フィンチューブの表面積の拡大に限界がある。
【０００５】
一方、溶接タイプのフィンチューブでは、フィンをチューブとは別に成形できるので、フィンの形状および材質の自由度が大きい。このため、フィンチューブの表面積を大きくしやすく、熱の吸収効率を高くすることができる。例えば、特許文献１には、金属製のチューブおよび金属製のフィンを備えたフィンチューブが記載されている。特許文献１には、チューブの材料として、炭素鋼、モリブデン、ステンレス鋼等が使用され、フィンとして、軟鋼が使用されることが記載されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特開平９−７２６８２号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
コンバインドサイクル発電プラントの発電効率は、例えば、ＨＲＳＧにおける蒸気の発生効率を高めることによって改善できる。ＨＲＳＧにおける蒸気の発生効率は、伝熱管において排ガスから吸収する熱量を増やすことによって向上できる。そこで、近年、高温の排ガスを利用したＨＲＳＧの実用化が進められている。このようなＨＲＳＧでは、伝熱管は、例えば、５００℃以上の高温環境化で使用されることになる。
【０００８】
上述のように、溶接タイプのフィンチューブは、表面積を大きくしやすく、熱の吸収効率を高くすることができる。そのため、ＨＲＳＧの伝熱管として溶接タイプのフィンチューブを用いた場合、発電プラントの発電効率をさらに向上させることができる。
【０００９】
ところで、天然ガスを燃焼させてガスタービンで発電するプラントは，石炭を燃焼させて蒸気タービンで発電するプラントに比べて、プラントの始動時間が短い。このため、ガスタービンを用いるコンバインドサイクル発電プラントは、電力需要が多い時間帯だけ稼働させて電力需要が少ない時間帯は停止したり、平日だけ稼働させて休日は停止したりすることがある。このようにコンバインドサイクル発電プラントを運用することによって、無駄なく、電力需要に応えることができる。
【００１０】
しかしながら、上記のように発電プラントの起動・停止を行うと、伝熱管の温度が大きく変動する。ここで、一般に、溶接タイプのフィンチューブでは、チューブおよびフィンの材質を自由に組み合わせることによって、目的とする性能（例えば、フィンチューブの使用環境に応じた性能）を得ることができる。しかしながら、チューブとフィンとを異なる材質にした場合には、チューブおよびフィンの熱膨張率に差が生じる。この場合、フィンおよびチューブが互いの熱変形を拘束し、チューブとフィンとの接合部に熱応力が発生する。このため、発電プラントの起動・停止が繰り返し行われると、フィンとチューブとの接合部に熱応力が繰り返し作用することになる。特に、５００℃以上の高温環境化で伝熱管を使用する場合には、上記境界部に作用する熱応力も大きくなる。このため、フィンがチューブから剥離するおそれがある。
【００１１】
本発明は、このような問題を解決するためになされたものであり、耐熱性および耐熱疲労性に優れたフィンチューブを提供することを目的としている。
【課題を解決するための手段】
【００１２】
本発明者らは、高温環境下で使用されるフィンチューブについて、耐熱性および耐熱疲労性を向上させるために鋭意研究を行った。その結果、以下の知見を得た。
【００１３】
チューブ内に蒸気が発生している際には、チューブには、蒸気から受ける圧力（内圧）によって応力が作用している。したがって、高温環境下でフィンチューブを長時間使用する場合には、内圧に起因する応力がチューブに長時間作用し続けることになる。このため、チューブは、上記のような長時間作用し続ける応力に対する抵抗力（クリープ強度）を十分に備えている必要がある。すなわち、チューブには、高温環境下において十分なクリープ強度を発揮できる材料を用いる必要がある。
【００１４】
上述したように、溶接タイプのフィンチューブを高温環境下で使用する場合には、フィンとチューブとの接合部に大きな熱応力が作用する。本発明者らの研究の結果、フィンの熱膨張率がチューブよりも低い場合には、高温環境下においてフィンとチューブとの境界部には、フィンとチューブとを互いに押しつける方向の応力が作用することが分かった。また、本発明者らの研究により、このような応力は、フィンの剥離にはあまり影響しないことが分かった。
【００１５】
一方、フィンの熱膨張率がチューブよりも高い場合には、フィンとチューブとの境界部において、チューブの半径方向、すなわちフィンをチューブから引き離す方向の応力が作用することが分かった。そして、この応力がフィンの剥離に大きく影響することが分かった。したがって、高温環境下でフィンの剥離を抑制するためには、上記境界部に作用するフィンをチューブから引き離す方向の応力を低減する必要がある。
【００１６】
５００℃以上の高温環境下でフィンチューブを使用する場合には、フィンおよびチューブの強度は、常温で使用する場合に比べて低下する。これにより、５００℃以上の環境下でフィンチューブを使用する場合には、５００℃未満の環境下で使用する場合に比べてフィンの剥離が発生しやすくなる。したがって、フィンの剥離を防止するためには、特に５００℃以上の高温環境下で上記のような応力（フィンをチューブから引き離す方向の力）の発生を抑制する必要がある。
【００１７】
本発明者らの更なる研究の結果、フィンをチューブから引き離す方向の力（熱応力）が大きくなると、フィンおよびチューブが塑性変形することが分かった。そして、熱応力に起因するこの塑性変形が繰り返されると、いわゆる低サイクル疲労状態となり、フィンチューブの熱サイクルに対する疲労寿命が低下することが分かった。フィンチューブが上記のような低サイクル疲労状態となることを防止するためには、フィンおよびチューブが塑性変形しないように、フィンおよびチューブの変形を抑制する必要がある。
【００１８】
本発明は、上記の知見に基づいて完成されたものであり、下記のフィンチューブを要旨とする。
【００１９】
（１）チューブおよびフィンを備え、
前記チューブの化学組成が、質量％で、
Ｃ：０．０３〜０．１３％、
Ｓｉ：０.５％以下、
Ｍｎ：０．１〜２％、
Ｎｉ：８〜１５％、
Ｃｒ：１５〜２２％、
Ｃｕ：２〜６％、
Ｎｂ：０．３〜１．５％、
Ｎ：０．００５〜０．２％、
Ｂ：０．０００１〜０．２％、
残部：Ｆｅおよび不純物であり、
前記チューブおよび前記フィンの温度が５００℃のときに下記の（ｉ）式および（ii）式を満たす、フィンチューブ。
αｆ（Ｔｆ−Ｔ０）−αｔ（Ｔｔ−Ｔ０）≦σＹｔ／Ｅｔ      ・・・  （ｉ）
αｆ（Ｔｆ−Ｔ０）−αｔ（Ｔｔ−Ｔ０）≦σＹｆ／Ｅｆ      ・・・  （ii）
上記式において、
αｆはフィンの熱膨張率（１／℃）を、
Ｔｆはフィンの温度（℃）を、
Ｔ０は室温（℃）を、
αｔはチューブの熱膨張率（１／℃）を、
Ｔｔはチューブの温度（℃）を、
σＹｔはチューブの０．２％耐力（ＭＰａ）を、
Ｅｔはチューブのヤング率（ＭＰａ）を、
σＹｆはフィンの降伏応力（ＭＰａ）を、
Ｅｆはフィンのヤング率（ＭＰａ）を、それぞれ示す。
但し、フィンの材料が降伏現象を示さない場合には、σＹｆはフィンの０．２％耐力（ＭＰａ）を示す。
【００２０】
（２）前記チューブと前記フィンとが溶接されている、上記（１）のフィンチューブ。
【００２１】
（３）前記チューブと前記フィンとが異なる鋼材からなる、上記（１）または（２）のフィンチューブ。
【００２２】
（４）フィンの熱膨張率がチューブの熱膨張率よりも高い、上記（１）から（３）までのいずれかのフィンチューブ。
【発明の効果】
【００２３】
本発明によれば、チューブおよびフィンの熱膨張率に差があるフィンチューブを高温環境下で用いる場合でも、フィンの剥離を十分に抑制できる。
【図面の簡単な説明】
【００２４】
【図１】本発明の一実施の形態に係るフィンチューブを示す断面図
【図２】温度と０．２％耐力との関係を示すグラフ
【図３】温度とヤング率との関係を示すグラフ
【図４】温度と熱膨張率との関係を示すグラフ
【図５】本発明例１，２および比較例の実験結果を示す図
【図６】本発明例１，２および比較例の解析結果を示す図
【発明を実施するための形態】
【００２５】
以下、本発明について詳しく説明する。なお、後述する化学組成の説明において、各元素の含有量の「％」表示は「質量％」を意味する。
【００２６】
１．フィンチューブの構造
図１は、本発明の一実施の形態に係るフィンチューブ１０を示す断面図である。フィンチューブ１０は、例えば、チューブ１２およびフィン１４を備える。チューブ１２は、鋼材からなる。フィン１４としては、種々の金属材料（例えば、耐熱鋼，ステンレス鋼等）を用いることができる。
【００２７】
図１に示すように、本実施形態に係るフィンチューブ１０では、円筒状のチューブ１２の外周面に複数の環状のフィン１４が設けられる。複数のフィン１４は、チューブ１２の軸方向に略等間隔で配置される。フィン１４は、例えば溶接によって、チューブ１２の外周面に接合される。なお、複数のフィン１４の代わりに、チューブ１２の外周面にらせん状のフィンを設けてもよい。
【００２８】
２．チューブ（鋼材）の化学組成
本発明においてチューブ１２として用いられる鋼材の化学組成は次の通りである。
【００２９】
Ｃ：０．０３〜０．１３％
Ｃは、チューブを高温環境下で使用する際に必要となる、引張強さおよびクリープ破断強度を確保するために有効な元素である。本発明では後述するように鋼材にＮを含有させるため、Ｃ含有量は低めであってもよい。しかし、上記の効果を発揮させるためには、Ｃ含有量を０．０３％以上とする必要がある。Ｃ含有量の好ましい下限は０．０５％である。一方、Ｃ含有量が０．１３％を超えると、溶体化後の未固溶炭化物量が過剰となり、延性および靭性等の機械的性質が劣化する。したがって、Ｃ含有量の上限は０．１３％とする。Ｃ含有量の好ましい上限は０．１２％である。
【００３０】
Ｓｉ：０．５％以下
Ｓｉは脱酸材として有効であり、かつ耐酸化性の向上に有効な元素である。しかし、Ｓｉ含有量が０．５％を超えると、溶接性および熱間加工性が劣化する。また、後述するように本発明では鋼材にＮを含有させる。このため、鋼材にＳｉを多量に含有させると、チューブを高温環境下で使用している際に析出する窒化物量が増加する。その結果、チューブの靭性および延性の低下を招く。したがって，Ｓｉ含有量は０．５％以下とする。Ｓｉ含有量の好ましい上限は０．３％である。
【００３１】
Ｍｎ：０．１〜２％
ＭｎはＳｉと同様に脱酸作用を有する元素である。Ｍｎはさらに、Ｓを固定して鋼材の熱間加工性を改善する作用を有する。これらの効果を得るためには、Ｍｎ含有量を０．１％以上とする必要がある。Ｍｎ含有量の好ましい下限は０．２％である。一方、Ｍｎ含有量が２％を超えると、σ相等の金属間化合物の析出を招いて、鋼材の高温強度および機械的性質が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は２％以下とする。Ｍｎ含有量の好ましい上限は１．７％である。
【００３２】
Ｎｉ：８〜１５％
Ｎｉは、安定なオーステナイト組織を確保するための必須成分である。Ｎｉの最適含有量は、鋼中に含まれるＣｒおよびＮｂ等のフェライト生成元素、ならびにＣおよびＮ等のオーステナイト生成元素の含有量によって定まる。本発明においては、Ｎｉ含有量が８％未満では、オーステナイト組織の安定化が困難になる。したがって、Ｎｉ含有量は８％以上とする。Ｎｉ含有量の好ましい下限は８．５％である。一方、Ｎｉ含有量が１５％を超えると、上記の効果が飽和して経済性が低下する。したがって、Ｎｉ含有量は１５％以下とする。Ｎｉ含有量の好ましい上限は１３％である。
【００３３】
Ｃｒ：１５〜２２％
Ｃｒは、高温環境下でのチューブの耐酸化性および耐食性を向上させるために必要な元素である。しかし、Ｃｒ含有量が１５％未満では十分な効果が得られない。したがって、Ｃｒ含有量は１５％以上とする。Ｃｒ含有量の好ましい下限は１７％である。上記の効果はＣｒ含有量の増加に伴い顕著になるが、Ｃｒ含有量が２２％を超えると、オーステナイト組織が不安定になる。したがって、Ｃｒ含有量は２２％以下とする。Ｃｒ含有量の好ましい上限は２０％である。
【００３４】
Ｃｕ：２〜６％
Ｃｕは、高温環境下でのチューブの使用中に、微細なＣｕ相としてオーステナイト母相に整合析出することによって、クリープ破断強度の向上に大きく寄与する。上記の効果を発揮させるには、Ｃｕ含有量を２％以上とする必要がある。Ｃｕ含有量の好ましい下限は２．５％である。一方、Ｃｕ含有量が６％を超えると、クリープ破断延性および加工性が劣化する。したがって、Ｃｕ含有量は６％以下とする。Ｃｕ含有量の好ましい上限は４．５％である。
【００３５】
Ｎｂ：０．３〜１．５％
Ｎｂは微細な炭窒化物の分散析出強化によりクリープ破断強度を向上させる作用を有する元素である。上記の効果を発揮させるためには、Ｎｂ含有量を０．３％以上とする必要がある。Ｎｂ含有量の好ましい下限は０．３５％である。一方、Ｎｂ含有量が１．５％を超えると、鋼材の溶接性および加工性が劣化する。また、未固溶の炭窒化物量が過剰になり、鋼材の機械的性質が劣化する。したがって、Ｎｂ含有量は１．５％以下とする。Ｎｂ含有量の好ましい上限は１．３％である。
【００３６】
Ｎ：０．００５〜０．２％
ＮはＣと同様に、引張強さおよびクリープ破断強度の向上に有効な元素である。しかし、Ｎ含有量が０．００５％%未満では十分な効果を発揮させることができない。したがって、Ｎ含有量は０．００５％以上とする。Ｎ含有量の好ましい下限は０．０１％である。一方、Ｎ含有量が０．２％を超えると、窒化物の多量析出によって、時効後靭性が低下する。したがって、Ｎ含有量は０．２％以下とする。Ｎ含有量の好ましい上限は０．１５％である。
【００３７】
Ｂ：０．０００１〜０．２％
Ｂは炭窒化物分散強化および粒界強化によって鋼材の高温強度を改善する作用を有する元素である。しかし、Ｂ含有量が０．０００１％未満では十分な効果が得られない。したがって、Ｂ含有量は０．０００１％以上とする。Ｂ含有量の好ましい下限は０．００１％である。一方、Ｂ含有量が０．２％を超えると溶接性を劣化させる。したがって、Ｂ含有量は０．２％以下とする。Ｂ含有量の好ましい上限は０．１％である。
【００３８】
本発明に係るチューブ１２として用いられる鋼材には、上記の成分のほか、必要に応じて下記に示すＣｏ、Ｍｏ、Ｗ、Ｔｉ、Ｖ、Ｃａ、Ｍｇ、ＺｒおよびＲＥＭのうちから選んだ１種以上を含有させることができる。
【００３９】
Ｃｏ：０〜５％
ＣｏはＮｉおよびＣｕと同様にオ−ステナイト生成元素であり、オーステナイト組織の安定性を高めてクリープ強度の向上に寄与する。しかしながら、Ｃｏ含有量が５％を超えると、上記の効果が飽和して経済性が低下する。したがって、含有させる場合のＣｏ含有量は５％以下とする。上記の効果を発揮させるためには、Ｃｏ含有量を０．０５％以上とすることが好ましい。
【００４０】
Ｍｏ：０〜５％
Ｍｏは、マトリックスに固溶して鋼材の高温でのクリープ強度の向上に寄与する元素である。しかしながら、Ｍｏ含有量が５％を超えると、上記の効果が飽和して経済性が低下する。また、オーステナイト組織の安定性を低下させ、鋼材の熱間加工性が劣化する。したがって、含有させる場合のＭｏ含有量は５％以下とする。上記の効果を発揮させるためには、Ｍｏ含有量を０．０５％以上とすることが好ましい。
【００４１】
Ｗ：０〜５％
ＷはＭｏと同様に高温でのクリープ強度の向上に寄与する元素である。しかしながら、Ｗ含有量が５％を超えると、上記の効果が飽和して経済性が低下する。また、オーステナイト組織の安定性を低下させる。したがって、含有させる場合のＷ含有量は５％以下とする。上記の効果を発揮させるためには、Ｗ含有量を０．０５％以上とすることが好ましい。
【００４２】
Ｔｉ：０〜０．５％
Ｔｉは、ＣまたはＮと結合して微細な炭化物または炭窒化物として粒内に析出することによって鋼材の高温でのクリープ強度の向上に寄与する元素である。しかしながら、Ｔｉ含有量が０．５％を超えると、鋼材のクリープ延性の低下を招く。したがって、含有させる場合のＴｉ含有量は０．５％以下とする。上記の効果を発揮させるためには、Ｔｉ含有量を０．００２％以上とすることが好ましい。
【００４３】
Ｖ：０〜０．５％
ＶはＴｉと同様に微細な炭化物または炭窒化物を形成し、鋼材のクリープ強度に寄与する元素である。しかしながら、Ｖ含有量が０．５％を超えると、鋼材のクリープ延性の低下を招く。したがって、含有させる場合のＶ含有量は０．５％以下とする。上記の効果を発揮させるためには、Ｖ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。
【００４４】
Ｃａ：０〜０．２％
Ｃａは、鋼材の熱間加工性を改善する効果を有する元素である。しかしながら、Ｃａ含有量が０．２％を超えると、ＣａおよびＯ（酸素）が結合して清浄性を著しく低下させ、鋼材の熱間加工性を劣化させる。このため、含有させる場合のＣａ含有量は０．２％以下とする。上記の効果を発揮させるためには、Ｃａ含有量を０．０００１％以上とすることが好ましい。
【００４５】
Ｍｇ：０〜０．２％
ＭｇはＣａと同様に、鋼材の熱間加工性を改善する効果を有する元素である。しかしながら、Ｍｇ含有量が０．２％を超えると、ＭｇおよびＯ（酸素）が結合して清浄性を著しく低下させ、鋼材の熱間加工性を劣化させる。このため、含有させる場合のＭｇ含有量は０．２％以下とする。上記の効果を発揮させるためには、Ｍｇ含有量を０．０００１％以上とすることが好ましい。
【００４６】
Ｚｒ：０〜０．２％
Ｚｒは粒界強化に寄与して鋼材のクリープ強度を向上させるとともに、Ｓを固着して鋼材の熱間加工性を改善する効果を有する元素である。しかしながら、Ｚｒ含有量が０．２％を超えると、鋼材の熱間加工性を劣化させる。このため、含有させる場合のＺｒ含有量は０．２％以下とする。上記の効果を発揮させるためには、Ｚｒ含有量を０．０００１％以上とすることが好ましい。
【００４７】
ＲＥＭ：０〜０．２％
ＲＥＭ（希土類元素）は、鋼材の熱間加工性を改善する効果を有する元素である。しかしながら、ＲＥＭ含有量が０．２％を超えると、ＲＥＭおよびＯ（酸素）が結合して清浄性を著しく低下させ、鋼材の熱間加工性を劣化させる。このため、含有させる場合のＲＥＭ含有量は０．２％以下とする。上記の効果を発揮するためには、ＲＥＭ含有量を０．０００１％以上とすることが好ましい。なお、ＲＥＭとは、ランタノイドの１５元素にＹおよびＳｃを合わせた１７元素の総称である。本発明では、これらの１７元素のうちの１種以上を鋼材に含有させることができる。ＲＥＭ含有量は、これらの元素の合計含有量を意味する。
【００４８】
本発明においてチューブ１２として用いられる鋼材は、上記の元素を含有し、残部はＦｅおよび不純物からなる。「不純物」とは、鋼材を工業的に製造する際に、鉱石、スクラップ等の原料その他の要因により混入する成分を意味する。
【００４９】
３．フィンの化学組成
フィン１４として用いられる材料の化学組成について特に制限はないが、フィン１４が鋼材からなる場合には、Ｃｒを１０〜２２％含有させることが好ましい。以下、その理由を説明する。
【００５０】
例えば、フィンチューブ１０をＨＲＳＧの伝熱管として使用する場合、フィン１４は高温の排ガスに長時間曝されることになる。このため、フィン１４が優れた耐酸化性および耐食性を備えていることが重要になる。フィン１４の耐酸化性および耐食性の向上には、Ｃｒの添加が有効である。しかし、Ｃｒ含有量が１０％未満では、耐酸化性および耐食性を十分に向上できない。したがって、フィン１４として用いる鋼材のＣｒ含有量は１０％以上とする。Ｃｒ含有量の好ましい下限は１０．５％である。一方、Ｃｒ含有量が２２％を超えると、鋼材の加工性が低下する。したがって、フィン１４として用いる鋼材のＣｒ含有量は２２％以下とする。Ｃｒ含有量の好ましい上限は２１％とする。
【００５１】
４．フィンチューブの機械的特性
本発明においてチューブ１２として用いられる鋼材は、降伏現象を示さない。一方、フィン１４としては、降伏現象を示す材料を用いることもできるし、降伏現象を示さない材料を用いることもできる。
【００５２】
本発明においては、チューブ１２およびフィン１４の材質が、少なくとも５００℃の環境下（チューブ１２およびフィン１４の温度が５００℃になる環境下）において、下記の（ｉ）式および（ii）式を満たす。
αｆ（Ｔｆ−Ｔ０）−αｔ（Ｔｔ−Ｔ０）≦σＹｔ／Ｅｔ      ・・・  （ｉ）
αｆ（Ｔｆ−Ｔ０）−αｔ（Ｔｔ−Ｔ０）≦σＹｆ／Ｅｆ      ・・・  （ii）
なお、上記式において、
αｆはフィンの熱膨張率（１／℃）を、
Ｔｆはフィンの温度（℃）を、
Ｔ０は室温（℃）を、
αｔはチューブの熱膨張率（１／℃）を、
Ｔｔはチューブの温度（℃）を、
σＹｔはチューブの０．２％耐力（ＭＰａ）を、
Ｅｔはチューブのヤング率（ＭＰａ）を、
σＹｆはフィンの降伏応力（ＭＰａ）を、
Ｅｆはフィンのヤング率（ＭＰａ）を、それぞれ示す。
但し、フィンの材料が降伏現象を示さない場合には、σＹｆはフィンの０．２％耐力（ＭＰａ）を示す。また、降伏応力とは、下降伏点のことをいう。
また、室温とは、フィンチューブが加熱される前のフィンチューブの周囲の雰囲気の温度のことであり、一般に、２０℃程度である。本実施形態では、上述の（ｉ）および（ii）式において、室温は、例えば、２０℃である。
【００５３】
なお、０．２％耐力、降伏応力およびヤング率は、例えば、ＪＩＳ  Ｚ  ２２４１に準拠した試験で求めることができ、熱膨張率は、例えば、ＪＩＳ  Ｚ  ２２８５に準拠した試験で求めることができる。
【００５４】
上記の（ｉ）式および（ii）式において、左辺は、チューブ１２およびフィン１４の熱膨張ひずみの差を表す。（ｉ）式において右辺は、チューブ１２の弾性変形域における最大ひずみを表し、（ii）式において右辺は、フィン１４の弾性変形域における最大ひずみを表す。（ｉ）式および（ii）式において左辺の値が正の場合は、フィン１４の熱膨張がチューブ１２の熱膨張よりも大きいことを意味する。この場合、チューブ１２とフィン１４との境界部には、フィン１４をチューブ１２から引き離す方向の応力（チューブ１２の半径方向の応力）が作用する。（ｉ）式および（ii）式において左辺の値が大きくなると、チューブ１２およびフィン１４が塑性変形してしまう。
【００５５】
ここで、チューブ１２およびフィン１４の境界部に作用する応力は、チューブ１２およびフィン１４の材質だけでなく、寸法および形状によっても変化する。しかし、チューブ１２およびフィン１４の材質、寸法および形状にかかわらず、上記境界部に作用する応力が計算上最大になるのは以下の場合である。すなわち、チューブ１２とフィン１４とで熱膨張に差がある場合に、その差を解消するためにチューブ１２およびフィン１４のうちの一方のみにひずみが生じている場合である。
【００５６】
本発明では、上記のような場合でもチューブ１２およびフィン１４の塑性変形を防止できるように、（ｉ）式および（ii）式を規定している。具体的には、（ｉ）式を満たすことによって、上記熱膨張差に基づくひずみがチューブ１２のみに生じたとしても、チューブ１２のひずみを弾性変形域内に抑制できる。また、（ii）式を満たすことによって、上記熱膨張差に基づくひずみがフィン１４のみに生じたとしても、フィン１４のひずみを弾性変形域内に抑制できる。したがって、本発明のフィンチューブ１０では、５００℃の高温環境下においても、チューブ１２およびフィン１４の塑性変形を防止できる。これにより、上記境界部に熱応力が繰り返し作用した場合でも、いわゆる低サイクル疲労状態となることを防止できる。すなわち、フィンチューブ１０の耐熱性および耐熱疲労性を十分に確保できる。その結果、フィン１４の剥離を十分に抑制できる。
【００５７】
なお、チューブ１２およびフィン１４の温度が５５０℃になるときに（ｉ）式および（ii）式を満たすことが好ましく、６００℃になるときに（ｉ）式および（ii）式を満たすことがより好ましく、７００℃になるときに（ｉ）式および（ii）式を満たすことがさらに好ましい。
【００５８】
本発明は、チューブとフィンとが異なる材料からなるフィンチューブに好適に利用できる。特に、本発明は、フィンの熱膨張率がチューブの熱膨張率よりも高いフィンチューブにおいて優れた効果を発揮する。言い換えると、本発明は、上記のような高温環境下において、（ｉ）式および（ii）式の左辺の値が０よりも大きくなるフィンチューブにおいて効果的に用いることができる。
【００５９】
以下、実施例によって本発明をより具体的に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。
【実施例】
【００６０】
まず、下記の表１に示す化学組成を有する鋼材からなるチューブ（外径３８ｍｍ、肉厚５．１ｍｍ）を３本用意した。また、表１に示す化学組成を有する鋼材からなるフィン１，２，３（厚さ１ｍｍ、高さ１２．７ｍｍ）を用意した。チューブは、熱間押出により製管し、フィンは、冷間圧延により製造した。フィン１，２，３をそれぞれ、チューブの外周面にらせん状に溶接し、３本のフィンチューブを作製した。なお、本実施例においてフィン１，２，３として用いた鋼材は、降伏現象を示さない。
【００６１】
【表１】
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【００６２】
図２〜４に、チューブおよびフィン１，２，３の温度毎の０．２％耐力、ヤング率および熱膨張率を示す。０．２％耐力およびヤング率は、ＪＩＳ  Ｚ  ２２４１に準拠した試験で求め、熱膨張率は、ＪＩＳ  Ｚ  ２２８５に準拠した試験で求めた。また、下記の表２に、図２〜４に示した値に基づいて算出した（ｉ）式および（ii）式の値を示す。以下、フィン１を備えたフィンチューブを本発明例１とし、フィン２を備えたフィンチューブを本発明例２とし、フィン３を備えたフィンチューブを比較例とする。表２に示すように、本発明例１，２のフィンチューブでは、５００℃以上の条件下においても（ｉ）式および（ii）式を満足したが、比較例のフィンチューブでは、５００℃以上の条件下において（ｉ）式および（ii）式を満足しなかった。
【００６３】
【表２】
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【００６４】
本発明例１，２および比較例のフィンチューブを熱サイクル試験に供した。熱サイクル試験では、炉内でフィンチューブを外面から加熱した。温度条件は、最高温度を６２０℃とし最低温度を１００℃とした。試験サイクル数は３０００回とした。１サイクルの時間は、５０分とした。熱サイクル試験後に、チューブおよびフィンの状態を確認した。その結果、本発明例１，２および比較例ともに、酸化の程度は軽微であり、健全な状態を保っていた。
【００６５】
また、熱サイクル試験に供していないフィンチューブおよび熱サイクル試験後のフィンチューブを切断し、フィンとチューブとの溶接部の接合長さ（チューブの軸方向に平行な長さ）が、熱サイクル試験の前後でどのように変化したかを観察した。より具体的には、熱サイクル試験前の初期状態における接合長さ（初期値）に対して、熱サイクル試験後の接合長さがどの程度であるかを調べた。そして、熱サイクル試験後の接合長さが、熱サイクル試験前の接合長さの５０％以上であるフィンチューブについて、優れた耐熱性および耐熱疲労性を有していると判断した。その結果、図５に示すように、本発明例１，２のフィンチューブでは、熱サイクル試験後の接合長さが、熱サイクル試験前の接合長さに対して８０〜９０％程度であった。すなわち、本発明例１，２のフィンチューブは、優れた耐熱性および耐熱疲労性を有していた。一方、比較例のフィンチューブでは、熱サイクル試験後の接合長さが、熱サイクル試験前の接合長さに対して約４４％であった。すなわち、比較例のフィンチューブは、優れた耐熱性および耐熱疲労性を有していなかった。
【００６６】
上記の熱サイクル試験とは別に、有限要素法解析（ＦＥＭ解析）を実施した。具体的には、上記の構成を有する本発明例１，２および比較例のフィンチューブについて、熱サイクルの負荷によって溶接部近傍に作用する熱応力を評価した。ＦＥＭ解析では、フィンチューブ形状の対称性を考慮して、円周方向について全周の１／３６（角度１０°）の部分で、管軸方向についてフィン1ピッチ分の領域を対象としたモデルを用いて評価を行った。また、ＦＥＭ解析では、チューブおよびフィンを室温（２０℃）の初期状態から６２０℃まで加熱したときに生じる熱応力を評価した。
【００６７】
ＦＥＭ解析で得られた結果（応力分布）を図６に示す。なお、図６においては、チューブの半径方向、すなわちフィンをチューブから剥離させる方向の応力を正の値で示している。
【００６８】
本発明例１のフィンチューブではフィンの熱膨張率がチューブよりも低いので、図６に示すように、フィンとチューブとの境界部には、フィンとチューブとを互いに押しつける方向の応力（圧縮応力）が作用した。本発明例２のフィンチューブでは、フィンの熱膨張率がチューブよりも高いので、フィンとチューブとの境界部には、フィンをチューブから剥離させる方向の応力（引張応力）が作用した。しかし、境界部に作用する応力の絶対値は非常に小さかった。このように、本発明例１，２のフィンチューブでは、高温環境下において、フィンをチューブから剥離させる方向の力はほとんど働かなかった。一方、比較例のフィンチューブでは、フィンとチューブとの境界部に、フィンをチューブから剥離させる方向に大きな応力が作用した。
【００６９】
以上の結果から、５００℃以上の環境下において（ｉ）式および（ii）式を満足する本発明例１，２のフィンチューブによれば、高温環境下において、フィンを剥離させる方向に作用する応力を抑制でき、優れた耐熱性および耐熱疲労性を確保できることが分かった。なお、実際の発電プラントでフィンチューブに加わる熱サイクル数は運用条件によって変わるが、上記の熱サイクル試験のような大きな温度変動が週１回加わるとすると、上記３０００回の熱サイクルは発電プラントで約６０年間に加えられる熱サイクルに相当する。したがって、本発明のフィンチューブであれば、このような長期間の使用に際しても、性能を損なうことなく使用することが可能である。
【産業上の利用可能性】
【００７０】
本発明によれば、フィンチューブを高温環境下で用いる場合でも、フィンの剥離を十分に抑制できる。したがって、本発明に係るフィンチューブは、高温環境下で使用される伝熱管（例えば、ＨＲＳＧの伝熱管）として好適に用いることができる。
【符号の説明】
【００７１】
１０  フィンチューブ
１２  チューブ
１４  フィン
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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