章5

第微粉炭火力の高効率化

第５章
横須賀研究所
石川島播磨重工業株式会社

微粉炭火力の高効率化 ● 目

研究コーディネーター

電力プロジェクト部

上席研究員

佐藤

幹夫

課長

岩崎

哲也

上席研究員

新田

明人

主機グループ

狛江研究所

次

５−１

研究の背景 ………………………………………………………………………………………………………………… 47５−２

蒸気条件の高温・高圧化の歩み ………………………………………………………………………………………… 47

５−３

高温用材料の進歩 ………………………………………………………………………………………………………… 50

５−４

所内率低減による高効率化 ……………………………………………………………………………………………… 55

５−５

今後の展開 ………………………………………………………………………………………………………………… 56

佐藤幹夫（24ページに掲載）（5-1、5-5執筆）

新田 明人 （1974年入所）
これまで主に火力発電プラントの高温機器
材料の評価研究に行ってきました。そのなかで、超々臨界圧化のフェーズ１の材料評価研究にも従事しました。材料はあらゆる技術の基盤を為すものですので、これからも材料研究を通して電気事業、社会に貢献する所存です。
（5-3執筆）46

岩崎 哲也（1984年入社）
入社以来、事業用および産業用・輸出ボイ
ラの基本計画に従事。近年は高蒸気条件を適用した高効率ボイラの計画及び試運転における性能確認に注力。環境負荷を低減させた今後の発電設備計画が課題。
（5-2、5-4執筆）

５−１

研究の背景

戦後のわが国電気事業の復興とともに、火力発電プラ

しかしながら、石油危機を契機として、エネルギー資

ントの蒸気条件は向上の一途をたどり、1967 年には、源の有効利用、省エネ対策等への観点から火力発電の高東京電力㈱姉崎１号 600MW（538/566 ℃）ボイラが運効率化への要求が高まり、USC 蒸気条件に適用可能な転に入り、超臨界圧 24.1MPa、538/566 ℃の時代を迎え

材料特性は無論、経済性にも優れた新材料の開発が材料た。

メーカによって行われ、再び熱効率向上に向けた高蒸気

微粉炭火力については、既に述べたように、1981 年

条件化が図られることになった。

に電源開発㈱松島１、２号（各 500MW）がわが国初のわが国における USC 技術開発は、1980 年度から電源

超臨界圧を採用して以来、北海道電力㈱苫東厚真２号

開発㈱を中心にプラントメーカとともに実施され、1982

600MW（1985 年、538/566 ℃）、北陸電力㈱敦賀１号

年度から 2000 年度までは経済産業省（旧通商産業省）

500MW（1991 年、566/566 ℃）と蒸気条件の高温・高による国家プロジェクトとして進められた。Phase-1

圧化が始まり、中部電力㈱碧南３号 700MW（1993 年、（1980 年度〜 1993 年度）では、蒸気条件と主な使用材料

538/593 ℃）において、再熱蒸気温度が 593 ℃になった。

により、STEP-1（31.4MPa、593/593/593 ℃、フェライ

その後、1998 年には中国電力㈱三隅１号 1000MW、東ト系材料）と STEP-2（34.3MPa、649/593/593 ℃、オー

北電力㈱原町２号 1000MW と主蒸気温度、再熱蒸気温

ステナイト系材料）に分けて実施された。また、Phase-

度ともに 600 ℃の時代を迎えた。さらに、2000 年の電源

2（1994 年度〜 2000 年度）では運用性や経済性に優れた開発㈱橘湾１、２号 1050MW、2002 年の電源開発㈱磯フェライト系材料を採用して USC プラントの早期導入

子新１号 600MW では主蒸気温度 600 ℃、再熱蒸気温度を目的とする研究開発が行われた。
また、独立行政法人物質・材料研究機構では、超鉄鋼

610 ℃が採用されている。
一方、世界では米国で最初の超臨界圧（USC）プラン

材料研究プロジェクトの一環として、1997 年より

トとして、1957 年に Philo ６号機 125MW で 31MPa、36MPa、650 ℃の USC ボイラ厚肉耐圧部に用いるフェ621/566/538 ℃の蒸気条件が採用され、USC 時代を迎え

ライト系耐熱鋼の開発を進めている。

ている。その後世界最高蒸気条件の Eddystone １号機

以上述べたように、微粉炭火力の高効率化は、主にプなどが建設され、高温高圧化による熱効率の改善が図ら

ラントの大容量化と蒸気条件の高温・高圧化により図られてきた。1950 年代には、米国、ドイツ、英国で多くれてきたが、微粉炭火力では石油火力などと比較して、の USC プラントが建設されたものの、蒸気条件の向上

ミルなどの構成機器が多いことから所内率が高いため、はその後近年に至るまで見られなかった。これは、初期

その所用動力低減もプラントの効率向上に重要である。

の USC プラントで多用されたオーステナイト系材料は、

そのため、近年では所用動力の少ない竪型ミルや、軸流厚肉部に生じる熱応力によるクラックや経済性の問題な通風機の採用などにより、所内率の一層の低減に向けた

どから、USC 化の利点が見出されなかったことによる。

検討が行われている。

５−２

蒸気条件の高温・高圧化の歩み

１）（戦後）〜 1960 年

蒸気条件は、タービン入口条件を示す。）第ニ次世界大

火力プラントの効率向上の歴史は、蒸気条件の高温・戦以降、1950 年までに 13 基の石炭焚火力設備が建設さ

高圧化の歴史と言っても過言ではない。図 5-2-1 に、日れたが、これらはいずれも戦前・戦中の技術に基づき設

本国内火力プラントの蒸気条件の変遷を示す。（以下、計・製造された。この時代の蒸気条件は最高で 4.4MPa

電中研レビュー No.46 ● 47

タービン入口蒸気圧力（MPa）

40

蒸気温度

566

31

20

482

16.6

三隅1号、
原町2号
24.5MPa,
600/600℃
550

川越1号
31MPa, 566/566/566℃

蒸気圧力

24.1
485

610
600

593

538

30

600

650

500

18.6

450

タービン入口蒸気温度（℃）

碧南3号
24.1MPa,
538/593℃

50

橘湾1号
25MPa, 600/610℃

450

10
4.1
0
1945

1950

1955

1960

1965

1970
1975
1980
運開年度（年）

図5-2-1

1985

1990

1995

2000

400
2005

蒸気条件の変遷（ 4 5 k g / c m 2g ） − 主 蒸 気 温 度 4 5 0 ℃ で あ り 、 蒸 発 量方針が採用され、再び石炭火力の計画が開始された。但200t/h、タービン１基に対し、ボイラ複数基を組み合わし､それまでの国内炭から世界各国の石炭を輸入・適用せる方式が採用された。1951 年に電力再編成が行なわする海外炭焚きに移行した。1981 年に、我が国初の海れ、新しい計画が発表されたが、これに対応し国内ボイ

外炭焚き超臨界圧発電設備として電源開発㈱松島１，２

ラメーカは欧米メーカと技術提携を行い、蒸気条件の高号 500MW 機（主蒸気温度 538 ℃−再熱蒸気温度 538 ℃）

温・高圧化に対応する体制を整えた。この結果、火力発が運転を開始した。

電プラントの蒸気条件は、産業の拡充発展に伴って蒸気1985 年には、ユニット形式として現在においても主

温度・圧力とも上昇の一途をたどり、1960 年までに主流である海外炭焚き超臨界圧変圧運転設備の初号機とな

2

蒸気圧力は 16.6MPa（169kg/cm g）−主蒸気温度

る北海道電力㈱苫東厚真２号 600 ＭＷ機（主蒸気圧力

566 ℃が採用された。この頃までは、国内炭焚き設備が24.1MPa（246kg/cm2g）−主蒸気温度 538 ℃−再熱蒸気

火力発電の主流として建設されたが、この頃から石油火

温度 566 ℃）が運転を開始した。それからしばらくの間、力が出現した。

蒸気条件は変わらなかったが、これは、蒸気条件の高温・高圧化による熱効率の向上よりもプラントの大容量

２）〜 1970 年

化によるプラント効率向上および建設費低減の方が経済

この年代は、石炭を中心とする炭主油従の時代から石性に優れているとの考えが支配的であったことによる。

油主力となる油主炭従の時代に移行した時代であった。

1990 年には、石炭焚き設備として初の 1,000MW 機とし石炭火力の建設は減少したが、この時の主な石炭焚きボて電源開発㈱松浦１号機（主蒸気圧力 24.1MPa

イラとしては、1967 年に石炭焚き最大出力の電源開発（246kg/cm 2 g）−主蒸気温度 538 ℃−再熱蒸気温度㈱磯子１号 265MW 機が自然循環ボイラとして建設され566 ℃）が運転を開始した。

た。また、中国電力㈱下関１号 156MW 機は強制循環ボ

この時期においては省資源の観点から微粉炭火力の蒸イラ、九州電力㈱唐津１号 156MW 機はスルザ型貫流ボ

気条件を向上させ、熱効率を改善するという要求が強くイラが採用された。

なってきた。そうした動きを受けて 1980 年代半ばより
従来の蒸気条件を一層高温・高圧化することで飛躍的に

３）〜 1990 年

効率の改善を目指した超々臨界圧（USC）蒸気条件によ1973 年の石油ショック、及びその後の石油価格の高る発電プラントの技術開発が行なわれてきた。電源開発

騰、また第２次石油ショック後には IEA による石油火㈱では、表 5-2-1 に示す目標を掲げて、通産省（現経済力新設禁止等の取り決めがなされた結果､燃料多様化の産業省）資源エネルギー庁の支援を得て、1982 年より48

表5-2-1

USC開発目標（1,000MWベース）
Phase-1

従来

STEP-1

次世代（参考）Phase-2

STEP-2フェライト系 フェライト系 オーステナイト系 フェライト系 Ni基ベース

主な使用材料

24.1

31.4

34.3

30

約30

538/566

593/593/593

650/593/593

630/630

700（MST）

設計発電端効率（％）

42.1

44.2

44.9

44.1

46

効率向上（％）

Base

5.0

6.5

4.8

9.3

年間石炭節約量（ton）

Base

96,000125,000

95,000170,000

年間CO2低減量（10＾6Nm3）

Base

117

152

112

218

蒸気 圧力（MPa）
条件 温度（℃）

各ステップに区分し、本技術開発に取り組んできた。ここの蒸気条件を達成したことから更なる高温化に拍車がのうち STEP-1 の成果の一部は既に実プラントにおいてかかり、1998 年には中国電力㈱三隅１号 1,000MW 機、採用されている。

及び東北電力㈱原町２号 1,000MW 機において、主蒸気
圧力 24.5MPa −主蒸気温度 600 ℃−再熱蒸気温度 600 ℃

４）〜現在に到達した。さらに、2000 年には、電源開発

橘湾１，

この蒸気条件の高温・高圧化に対応した材料研究を中２号 1,050MW 機において、主蒸気圧力 25MPa −主蒸気心とした技術を適用し、蒸気条件向上を果たしたプラン

温度 600 ℃−再熱蒸気温度 610 ℃が採用された。これら

トが、1990 年頃から運転を開始している。図 5-2-2 に高の蒸気条件とプラント効率の向上（相対値）の関係につ蒸気条件に対応できる高温強度を改善した代表的な材料

いて図 5-2-3 に示す。

の特徴を示す。1991 年に運開した北陸電力㈱敦賀１号

なお、2002 年に運開した電源開発㈱磯子新１号

500MW 機では、主蒸気温度を 566 ℃に向上させている。

600MW 機においては、純変圧方式を採用しており、最1993 年に運開した中部電力㈱碧南３号 700 ＭＷ機におい大蒸発量時の主蒸気圧力として 26.6MPa（主蒸気温度ては、国内で初めて 593 ℃が再熱蒸気温度に採用された。

600 ℃−再熱蒸気温度 610 ℃）が採用されている。

140［フェライト系］［オーステナイト系］
火SUS310J2TB
火SUS304J1HTB

2

許容応力（at 625℃）（N/mm ）

120

100

+Cu, N, -Ti 火SUS347J1TB+W, V, N
NF 12
火SUS321J1HTB+W, Co, -Cu
火SUSTP347HTB

火SUS410J3TB

80

火STBA29
60+W, -Mc

40

火STBA28+Cr, W, Cu
火STBA24J1+W, V, Nb

火SUS310J3TB+Cr, Ni, W, Cu
火SUS310J1TB+Cr, Ni, Mo, N

F-12M
SUS321HTBなど+Cr, Ni, Mo,
Nb, Ti, N+Cr, V, Nb

20
STBA24など
0

0

5

10

図5-2-21520Cr濃度（高耐食性）（％）

2530

代表的材料の高温強度特性

電中研レビュー No.46 ● 49

プラント効率向上値（相対値）（％）

6

5

4

610/610℃
25MPa, 600/610℃（橘湾1号）

600/600℃
593/593℃

32
600/600℃（三隅1、原町2号）
10
22538/593℃（碧南3号）
538/566℃（従来蒸気条件）
24

図5-2-3

26

28
30
32
主蒸気圧力（MPa）

3436

蒸気条件とプラント効率向上

５−３

高温用材料の進歩れることから、クリープ破断強度を向上させた高温材料

5-3-1 技術的背景の開発が鋭意進められてきた。とりわけ蒸気条件の超々臨界圧化（USC ： Ultra Super Critical）の動向と相俟

20 世紀初頭の米国ではボイラの爆発事故が頻発したって、高強度材料の開発が急速に進展してきた。

ことから、米国内で統一的な設計方法の策定の気運が高まった。そのため、1914 年に米国機械学会（ASME）

5-3-2 材料開発の推移と動向にボイラ・圧力容器委員会が設置され、 ASME Boiler& Pressure Vessel Code ： Section Ⅰ, Power Boilers

表 5-3-1 は発電用火力設備の技術基準において許容引が制定されるに至った。同コードはわが国の発電用火力

張応力が規定されている従来型ボイラ用の代表材料を該設備の技術基準にも取り込まれており、同コードによっ

当する JIS 規格とともに示したものである。また、図 5-て「公式による設計」の概念が構築された。この設計法

3-1 ⑶⑷には、これらの材料も含め、1900 年以降に開発さでは、材料毎に各温度の許容引張応力を定め、その値をれたボイラ用材料の変遷を示している（図中の材料符号満足する肉厚が計算式（容器、管等の径、使用圧力およは表 5-3-2 を参照されたい）。同図の縦軸には、上述した

び許容引張応力から必要最小肉厚を計算する式）を介しように許容引張応力のベースとなる 600 ℃での 10 万時て算出される。許容引張応力は各温度における降伏強さ、間クリープ破断強度を示しており、年代とともにクリー

引張強さとクリープ強さにそれぞれ所定の安全係数を掛

プ破断強度の向上が図られていることがわかる。また、

けたなかの最小値が採用される。特にクリープ（定荷重

同図の下方にある材料グループはフェライト系耐熱鋼で下で時間とともに徐々に変形が進行し破壊に至る現象）

あり、上方のグループはオーステナイト系耐熱鋼である。

が問題となる高温域（ほぼ 400 〜 500 ℃以上）では、ほ

ここで、フェライトとは結晶構造が体心立方晶となる金

とんどの材料の許容引張応力は 10 万時間のクリープ破属組織であり、オーステナイトの結晶構造は面心立方晶

断強度をベースに決められている。したがって、クリーとなる。一般に、フェライト系鋼は線膨張係数が小さく

プ破断強度を高めた高温材料が実用化できれば、高温機

熱伝導率が大きいため、オーステナイト系鋼に比し、発器の設計上薄肉化や高温化が可能となり高効率化が図ら生する熱応力が小さくなるという特長を有している。一50

表5-3-1用

従来型ボイラの主要な使用材料
途⑴

フェライト系耐熱鋼
図 5-3-1 からわかるように、フェライト系では低合金鋼

主要な使用材料

節炭器管

炭素鋼（STB42、STB52）（STBA24, STPA24 等）や９〜 12Cr 系鋼（STBA26,等）

蒸発管

炭素鋼（STB42）
低合金鋼（STBA20、STBA23）が長期間使用されてきた代表的な材料である。しかし、

過熱器、
再熱器

低合金鋼（STAB24、STBA26）
ステンレス鋼（SUS304HTB、
SUS321HTB、SUS316HTB、
SUS347HTB）

加熱器/再熱器
管寄せ

低合金鋼（STPA24）

らに高強度の材料が必要とされたが、σ r が 100MPa ク

主要配管類

低合金鋼（STPA24）

ラスの 18Cr-8Ni 系オーステナイトステンレス鋼

給水器

炭素鋼（STPT49）（SUS304HTB, SUS321HTB, SUS316HTB, SUS347H TB

ドラム、
気水分離器

炭素鋼（SB49）
低合金鋼（SCMV3）

これらの 600 ℃での 10 万時間クリープ破断強度σ r は約40MPa であり、過熱器や再熱器の高温化への対応にはさ等）では高コストとなるため、９〜 12Cr 系鋼の高強度化（備考）
STB：ボイラ・熱交換器用炭素鋼鋼管（JIS G3461）
STPT：高温配管用炭素鋼鋼管（JIS G3456）
SB：ボイラおよび圧力容器用炭素鋼およびモリブデン鋼鋼板（JIS G3103）
STBA：ボイラ・熱交換器用合金鋼鋼管（JIS G3462）
STPA：配管用合金鋼鋼管（JIS G3458）
SCMV：ボイラおよび圧力容器用クロムモリブデン
鋼鋼板（JIS G4109）
SUS-TB：ボイラ・熱交換器用ステンレス鋼鋼管（JIS G3463）が進められた。その結果、1960 年から 1970 年にかけてσr が 60MPa クラスの第１世代材料、次いで 1980 年代にσr が 100MPa クラスの第２世代材料、さらに 1990 年代にはσ r が 140MPa クラスの第３世代材料が開発された。
その後の次世代材料として実験室的な段階ではあるが、
σ r が 180MPa クラスの材料も開発されている。
特に、18Cr-8Ni 系ステンレス鋼に匹敵するσ r が600℃における10万時間クリープ破断強度σr（MPa）

200
709
R3C

［次世代］
12Cr-WCoVNb

Spr304H

寄せ、蒸気配管等に幅広く使用されている。因みに、

A-3

150

17-17CuMo［第3世代］

A-1 TP347HFG（安定オーステナイト系） 800H

12A

TP347H
M12

TP316H
TP321H

50

0
1900

いる⑸。

F-9
EM12 M9M
HT9

このようなボイラ用フェライト系耐熱鋼の発展経緯を
図 5-3-2 ⑶に示す。また、これらフェライト系耐熱鋼の代表的な材料と該当規格ならびに公称化学成分を、次項

HT91

T22
Cr-Mo

過熱器出口管寄せ等には改良 9Cr-1Mo 鋼が採用されて

M2S

（2Cr）

Ni-Cr

［第2世代］

T91

TP304H（準安定オーステナイト系）

1989 年に運開した、わが国初の USC プラントである川
越 1 号機（31.0MPa, 566/566/566 ℃）の主蒸気管、最終

616

100

100MPa クラスの改良 9Cr 系鋼は世界中で過熱器管、管で述べるオーステナイト系耐熱鋼とともに、表 5-3-2

410 T9（9-12Cr）（文献⑶⑷中の表を合成して作り変えたもの）に一覧す
1920

1940

1960

1980

2000

る。

年

図5-3-1

ボイラ用耐熱鋼の高強度化の推移⑵

オーステナイト系耐熱鋼
フェライト系と同様にオーステナイト系耐熱鋼の発展

方、フェライト系の自己拡散係数はオーステナイト系よ

経緯を図 5-3-3 ⑶⑷に示す。なお、代表的な材料と該当規りも大きいため、高温での拡散現象に支配されるクリー格ならびに公称化学成分は表 5-3-2 を参照されたい。

プに対しては強度上不利となる。しかし、図 5-3-1 からオーステナイト系耐熱鋼で代表的な 18Cr-8Ni 系ステ

わかるように、最近ではフェライト系の高温強化が急速

ンレス鋼は 1940 年代後半からボイラ材料として世界中に進展し、耐熱鋼としては強度面でオーステナイト系にで使用されるようになり、1960 年に米国で運開した世匹敵するようになった。以下では、フェライト系耐熱鋼

界最高の蒸気条件の USC プラントである Eddystone1 号とオーステナイト系耐熱鋼それぞれの開発の推移と動向

機（325MW, 34MPa, 649/565/565 ℃）では管寄せや蒸について述べる。

気配管の厚肉耐圧部に TP316H が採用された。また、過熱器、再熱器には 17-14CuMo や TP321H が使用された。

電中研レビュー No.46 ● 51

600℃における105hクリープ破断強度
35 MPa60 MPa+V

2.25Cr-1Mo
ASME T22
STBA249Cr-1Mo
ASME T9
STBA26

2.25Cr-1MoV

+Mo
+Mo
+V
-C +Nb12Cr
AISI 410

+V
+Nb

+Mo

100 MPa-C +W-Mo+Nb

9Cr-2Mo
M9M（火STBA 27）

9Cr-1MoVNb
F-9

（

）

-Mo
+W

V, Nb Optimized

9Cr-1MoVNb（

18Cr-8Ni
AISI 302

+Nb
+Mo
+Cr
+Ni

）

9Cr-0.5Mo-1.8WVNb
616
ASME T92
火STBA 29

（

） +W

+Co

12Cr-0.5Mo-1.8WVNb
12Cr-WCoNiVNb-Mo
B12 +W
F12
+W
+Co
+Cu

-C
+W
+Nb

+W

12Cr-1MoV
12Cr-1MoWV
HT91
HT9（DIN X20CrMoV121）（DIN X20CrMoWV121）+TI

ASME T92
火STBA 28

12Cr-0.5Mo

図5-3-2180 MPa

2.25Cr-1.6WVNb
M2S
ASME T23
火STBA 24J1

9Cr-2MoVNb
EM12（NFA 49213）

+Mo
+V

-C

140 MPa

12Cr-1Mo-1WVNo
M12（火SUS410J2TB）

12Cr-0.4Mo-2WCuVNb
12A
ASME T122
火SUS410J3TB（

12Cr-WCoVNb
E12）

ボイラ用フェライト系耐熱鋼の発展経緯

18Cr-8Ni,C＜0.08
AISI 304

18Cr-8NiMo
AISI 316（100-120）
H Grade0.04〜0.10C
AISI 304HAISI 321HAISI 347HAISI 316H（145）
17Cr-14NiCuMoNbTi
17-14CuMo

22Cr-12Ni
AISI 309（80）
25Cr-20Ni
AISI31018Cr-8NiTi
AISI 321
18Cr-8NiNb
AISI 347（140）
21Cr-32NiTiAl
NCF800H

高Cr-高Ni

加工熱処理（147）
18Cr-8NiNb
ASME TP347HFG
成分適性化（136）
18Cr-8NiNbTi
A-1（火SUS321J1HTB）
Cu添加
（168）
18Cr-8NiCuNbN
Spr304H（火SUS304J1HTB）（181）
25Cr-20NiNbN
R3C（火SUS310J1TB）（186）
20Cr-25NiMoNbTi
709（火SUS310J2TB）（155）
22Cr-15NiNbN
A-3（火SUS309J4HTB）（187）
23Cr-43NiWNbTi
R6W
（157）
30Cr-50NiMoTiZr
30A

（203）
22.5Cr-18.5NiWCuNbN
E25（火SUS310J3TB）（ ）は600℃における105hクリープ破断強度（MPa）に示す

図5-3-3

ボイラ用オーステナイト系耐熱鋼の発展経緯

なお、同機はベースロード運用を想定し建設されたが、えば、ASME 規格材の TP347H の結晶粒を細粒化して耐実際には起動停止が多く、厚肉耐圧部におけるクリープ

水蒸気酸化性を向上させるとともに、さらに高強度化を

損傷の発生等により、現在では主蒸気圧力・温度を図った ASME 規格材 TP347HFG が開発された。この材

29.3MPa,588 ℃に下げて運用されている。

料は川越１・２号機の最終過熱器等に採用されている⑸。

その後の高強度材料の開発は図 5-3-1 や図 5-3-3 に示すよ
うに推移してきたが、ボイラへの適用上強度に加えて要

5-3-3

超々臨界圧化（高効率化）と高温材料

求される水蒸気酸化、高温腐食等に対する耐環境性や経済性も考慮に入れた新しい材料が開発されている。たと52

前項でも述べたが、火力発電の高効率化に繋がる蒸気条件の高温高圧化において高温材料が果たしてきた貢献ことによるものである。しかし、最近の火力発電には負は大きい。1950 年代後半に欧米で建設された初期の荷調整機能が要求されており、厚肉部に生じる熱応力を

超々臨界圧（USC）プラントには高級なオーステナイト

無視することはできない。そのため、オーステナイト系系鋼が多用された。これはベースロード運用を前提としに比し発生する熱応力が小さくなるフェライト系で、オていたため厚肉部での熱応力を重視する必要がなかった

ーステナイト系に匹敵する高強度を有する高温材料が必

電中研レビュー No.46 ● 53

オ
ー
ス
テ
ナ
イ
ト
系

フ
ェ
ラ
イ
ト
系

種

T22（2.25Cr-1Mo）
M2S（2.25Cr-1.6WVNb）
T9（9Cr-1Mo）
M9M（9Cr-2Mo）
T91（9Cr-1MoVNb）
616（9Cr-0.5Mo-2WVNb）
F-9（9Cr-1MoVNb）
EM12（9Cr-2MoVNb）
HT91（12Cr-1MoV）
HT9（12Cr-MoWV）
M12（12Cr-1Mo-1WVNb）
12A（12Cr-0.4Mo-2WCuVNb）
F12（11Cr-2.6W-2.5CoVNbB）
E12（11Cr-3W-3CoVNbTaNdN）

材料符号（公称組成）

18Cr8Ni

TP304H
TP304CuCbN
TP321H
TP316H
TP347H
TP347HFG
TP310
TP310CbN
Alloy 800H
-

規
格
ASME
JIS
T22
STBA24
T23
火 STBA24J1
T9
STBA26
火 STBA27
T91
火 STBA28
T92
火 STBA29（NFA49213）（DINX20CrMoV121）（DINX20CrMoWV121）
火 SUS410J2TB
T122
火 SUS410J3TB
Cr
2.25
2.25
9.0
9.0
9.0
9.0
9.0
9.0
12.0
12.0
12.0
12.0
11.0
11.0
18.0
18.0
18.0
18.0
16.0
18.0
18.0
18.0
16.0
15.0
25.0
25.0
21.0
22.0
20.0
23.0
30.0
23.0

Ni
0.5
0.5
8.0
9.0
10.0
10.0
12.0
10.0
10.0
10.0
14.0
10.0
20.0
20.0
32.0
15.0
25.0
18.0
50.0
43.0

Mn
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.60
0.10
0.60
0.60
0.55
0.60
0.50
0.20
1.6
0.8
1.6
1.6
1.6
1.6
1.6
1.6
0.7
6.0
1.6
1.2
1.2
1.5
1.0
1.0
0.2
1.2

Si
0.3
0.2
0.6
0.3
0.4
0.06
0.5
0.4
0.4
0.4
0.3
0.1
0.2
0.3
0.6
0.2
0.6
0.6
0.6
0.6
0.6
0.6
0.5
0.5
0.6
0.4
0.5
0.4
0.5
0.1
0.3
0.4

C
0.12
0.06
0.12
0.07
0.10
0.07
0.06
0.10
0.20
0.20
0.10
0.11
0.08
0.10
0.08
0.10
0.08
0.12
0.08
0.08
0.08
0.08
0.12
0.12
0.08
0.06
0.08
0.05
0.05
0.10
0.06
0.08

2.5
2.0
1.0
1.5
2.0
-

1.5
6.0

-

0.2
-

Ti
-

B
0.003
0.004
0.005
0.003
0.004
-

N
0.05
0.06
0.03
0.06
0.05
0.04

その他
-

1.0Cu
0.07Ta,0.04Nd0.10 3.0Cu
0.40 0.5
0.10 0.08 0.8
0.8
0.8
3.0Cu
0.006 0.3
0.4
0.06 1.0
0.2
0.45 4.0AI
0.5
0.002 0.15 0.7
0.1
0.2
3.0Cu
0.2
0.45 0.03Zr
0.2
0.18 0.08 0.003 -化学成分（mass％）Nb
Mo W Co V
1.0 0.25 0.05
0.1 1.6 1.0 2.0 0.20 0.08
1.0 0.20 0.05
0.5 1.8 0.25 0.40
1.0 0.30 0.40
2.0 0.25 1.0 0.25 1.0 0.5 0.25 0.05
1.0 1.0 0.20 0.05
0.4 2.0 0.2 2.6 2.5 0.20 0.07
3.0 3.0 0.20 0.07-

代表的なボイラ用耐熱鋼と該当規格ならびに公称化学成分

SUS304HTB
SUS304HTB（18Cr8Ni）
火 SUS304J1HTB
Spr304（18Cr9NiCuNbN）
SUS321HTB
SUS321HTB（18Cr10NiTi）
火 SUS321J1HTB
A-1（18Cr10NiNbTi）
SUS316HTB
SUS316HTB（16Cr12NiMo）
SUS347HTB
SUS347HTB（18Cr10NiNb）
火 SUSTP347HTB
TP347H（18Cr10NiNb）
TP347HFG（18Cr10NiNb）
15Cr- 17-14CuMo（17Cr14NiCuMoNbTi） Esshete1250（15Cr10Ni6MnVNbTi） 15Ni
SUS310TB
20-25 SUS310TB（25Cr20Ni）
火 SUS310J1TB
R3C（25Cr20NiNbN）
Cr
NCF800HTB
Alloy 800H（21Cr32NiTiAi）
火 SUS309J4HTB
A-3（22Cr15NiNbN）
火 SUS310J2TB
709（20Cr25NiMoNbTi）
火 SUS310J3TB
E25（22.5Cr18.5NiWCuNbN）
高Cr- R30A（30Cr50NiMoTiZr）
R6W（23Cr43NiWNbTi）
高Ni

12Cr

9Cr

2Cr

別

表5-3-2

要になっている。このような状況のもと、独立行政法人

表5-3-3

物質・材料研究機構は、超鉄鋼材料研究プロジェクトの一環として、1997 年より 36MPa、650 ℃の USC ボイラ
材料名

厚肉耐圧部に用いるフェライト系耐熱鋼の開発を進めて現用材とフェライト系新材料による最終加熱器出口管寄せモデルの寸法比較
火STPA28（現用材）

616, 12A

F12

100

50

35

いる⑹。
さて、わが国では、微粉炭火力の USC 化のための研究開発が 1980 年度から開始され、段階的に高温高圧化

形状が進められてきた ⑺⑻。この高温高圧化は、基本的な設
100mm計は踏襲しながら、高強度高温材料の開発でもって実現が図られてきた。

重量比（1,000MW級モデル）

先ず、Phase-Ⅰ（1980 〜 1993 年度）の STEP-１（31.4MPa, 593/593/593 ℃）では、ボイラには改良 9Cr
系鋼、タービンには改良 12Cr 鋼（12CrMoWVNb）なット製造が困難なこと等々の問題があるため、Phase-Ⅱ

ど、その当時の最新フェライト系鋼が採用されたが、基のタービンロータ材には、593 ℃用 12Cr 鋼を 630 〜

本的には従来の超臨界圧プラント用材料の延長上に位置

650 ℃で使用できるように改良が進められている

付けられる材料である。次の STEP-２（34.3MPa,

12CrWMoCoVNbB 鋼が候補になっている。図 5-3-4 ⑿に649/593/593 ℃）では、世界最高の蒸気条件を達成させこれまでのロータ材の耐用温度の変遷を示す。

るため、オーステナイト系が中心となり、たとえばター

一方、わが国と同様、欧米でも USC プラントの開発

ビンロータには鉄基超合金 A286 が候補材になった。当研究が進められてきた ⑻⑽。特に、欧州では、最近にな研究所においても、これらの候補材料の評価研究を分担ってさらに高い蒸気条件を目標としたプロジェクトが開し、ボイラ最終過熱器管用の 17-14CuMo 鋼クロマイズ

始されている。その一つは 1998 年から 17 年計画で開始

ド管や 17-14CuMo/SUS310 二重管の内圧クリープ破断されたデンマークの THERMIE プログラムであり、Ni

特性、タービンロータ用の改良 12Cr 鋼や A286 合金の基合金を用いる 700 ℃級のプラント（目標： 37.5MPa,

クリープ、熱疲労等の高温強度特性などを明らかにし700/720/720 ℃）開発を目指している。また、ドイツはた⑼⑽⑾。

独自に 1999 年から 4 年計画で 700 ℃級 USC の開発

次の Phase-Ⅱ（1994 〜 2000 年度）では、高効率化と（MARCKO DE2）を進めている。また、650 ℃級のフ

ともに経済性や運用性にも優れた USC プラントの早期

ェライト系鋼の材料開発に特化した COST522（1998 〜

実現のため、蒸気条件として圧力 30MPa、温度

2003 年、目標： 30MPa, 620/650 ℃）プロジェクトも開630/630 ℃を設定し、フェライト系新材料の積極的な採始されている。

用が図られている。たとえば、ボイラ最終過熱器出口管
寄せや主蒸気管には 9Cr 系の 616（9Cr-0.5Mo-2WVNb）、700

12Cr 系の 12A（12Cr-0.4Mo-2WcuVNb）や F12（11Cr-

は現用材（火 STPA28）とこれらの候補材による最終過熱器出口管寄せモデルの寸法を比較したものであり、候補材の採用により重量比が現用材の約 35 〜 50 ％となる。

耐用温度（℃）

2.6W-2.5CoVMbB）などが候補材となった。表 5-3-3 ⑻Fe基合金（A286）
650
12CrMoWVNb

550

応力が大きいこと、熱疲労特性に劣ること、大型インゴ

54

650
630
12CrWMoCoVNbB

538

CrMoV
（ASTM規格材）

500
1950

1960

図5-3-4蒸気タービンロータ材の耐用温度の変遷

る。また、Phase-Ⅰの STEP-2 でタービンロータの候補材となった A286 合金は高強度ではあるが、発生する熱600
12CrMoVNb
593（従来材） 566600

したがって、候補材を採用すれば、大幅な薄肉化が可能となり、熱応力の低減とともに経済性の面でも有利とな

650

1970
1980
西暦年

1990

2000

の開発・評価・実証・実用化には少なくとも 10 年程度の長期間を要することから、わが国としてもこれまでの

5-3-4 ま と め

研究開発の努力を途切れさせることなく、技術革新をも上述したように、わが国の USC プラントの開発研究
はこれまで欧米より先行する状況にあったが、最近になたらし得る新材料の研究開発がさらに展開されることを期待したい。

って欧米の開発に凌駕されるようになった。新しい材料

５−４

所内率低減による高効率化

微粉炭火力プラントは、他の燃料を用いるプラントと比較して、構成機器が多いことから所内率が高いので、

３）軸流式一次通風機の採用
一次通風機は、その必要とされる風量・揚程特性が、その低減はプラント効率向上に対し重要である。所内率

ボイラ低負荷でも高い揚程であることから、遠心式通風低減のために近年のプラントが配慮している項目として、機が一般に採用された。しかし、遠心ファンのファン効

以下のものがある。

率が 60 〜 70 ％であることに対し、軸流ファンは 80 ％以１）空気過剰率の低減上であることから、所内動力低減の観点からは軸流ファ

２）竪型ミルの採用

ンを採用することが好ましい。但し、軸流ファンを選定

３）軸流式一次通風機の採用する場合には、ボイラ低負荷時においても、安定した運

４）排ガス混合ファン不設置

用を可能とするように、経時変化によるファン性能劣化

５）超微粉ミルの採用に対する配慮を行なう必要がある。

６）低々温 EP システムの採用
７）通風系統１系列化

４）排ガス混合ファン不設置
微粉炭焚きボイラにおいても、従来は NOx 低減対策

１）空気過剰率の低減として排ガス混合ファン（GMF）が設置されてきた。

従来、微粉炭焚きボイラの空気過剰率は 20 ％が標準

しかし、近年の拡大還元燃焼法等による NOx 低減技術であったが、近年の高性能バーナ開発に代表される、燃の画期的な進歩により、微粉炭焚きボイラの NOx 低減

焼技術の発展により、空気過剰率を 15 ％に低減するこ燃焼法が見直され、排ガス混合による効果は少ないこととが可能となってきた。この５％の低減は、押込通風機が確認されてきた。このため、近年のボイラでは、（FDF）と誘引通風機（IDF）の風量低減に直接繋がる

GMF を設置する必要がなくなったことから、それが所ことから、この動力を５％程度低減できることになる。

内動力の低減に寄与している。

２）竪型ミルの採用

５）超微粉ミルの採用

ミル（微粉炭機）の形式には、大きく分けて横型ボー

竪型ミルの進化形として、粉砕能力を高めた超微粉ミ

ルミルと竪型ローラミルの２種類がある。横型ボールミルが実用化されている。従来型に対し、粉砕部を拡大す

ルは、ミル内に保有する石炭量が多く、急な負荷変化時るとともに、分級性能を高めた回転分級機を採用していにおける応答性に優れる利点があるが、近年は粉砕動力る。このミルの採用により、粉砕に必要な動力が数％低の低い竪型ローラミルが一般的に採用されている。

減できるとともに、空気過剰率の低減が可能であれば、一般に、竪型ローラミルを採用した場合、横型に比べ約

灰中未燃分の低減とファン動力の低減も期待できる。

60 〜 70 ％のミル動力低減ができる。

６）低々温 EP システムの採用
近年の国内大型石炭焚きユニット用の排煙処理システ

電中研レビュー No.46 ● 55

ムとしては、より高効率な低々温 EP システムの採用を採用することが多い。このシステムを採用することは、所内動力の低減にも有効である。
従来の低温 EP システムでは、IDF 入口ガス温度は130 〜 140 ℃程度で計画していたが、低々温 EP システ

７）通風系統１系列化
通風系統を１系列化することで、通風系統を単純化し、通風ロスを削減することができる。近年では、大型事業用ボイラにおいても、１系列化する事例が増えており、
600MW ユニットでも実績が出ている。

ムでは、約 90 ℃としている。このガス温度の降下分に相当する IDF 動力が低減できる。

５−５
天然ガスや石油と比較して、単位発熱量当たりの CO ２

今後の展開材料開発）のみであった。

発生量が多い石炭を利用する発電プラントでは、地球環

しかし最近になって、火力発電プラントの蒸気温度の境問題への対応の観点からも一層の高効率化が望まれて主流が 566 ℃の欧州において、650 〜 700 ℃級 USC プラ

いる。わが国においても石炭利用高効率発電として、加ント開発を目指したプロジェクトが 1998 年頃から開始

圧流動床燃焼（PFBC）発電プラントが商用機の段階にされた。欧州では英国を中心に実施してきた COST501

入り、また、石炭ガス化複合発電（IGCC）も 250MW 級の終了に伴い、欧州 16 ヶ国の参加で新たに COST522の実証機計画が現在進められている。汽力発電としての（650 ℃級 USC 材料開発）が 1998 年にスタートした。ま微粉炭火力の高効率化では、蒸気条件の高温・高圧化がた、デンマークは USC を強く指向している国であり、不可欠であり、2002 年に運開した電源開発 磯子新１号

地域暖房を発電プラントに依存する場合が多く、コンバ

600MW 機においては、主蒸気圧力 26.6MPa、主蒸気温

インドサイクルプラントにはあまり興味を持っていない

度 600 ℃/再燃蒸気温度 610 ℃が採用されている。

代わりに USC 技術への関心度は非常に高い。1998 年にこれは既に述べたように、1982 年度から 2000 年度にデンマークの ELSAMPROJEKT（現 WISE-TECH）をわたり、経済産業省（旧通商産業省）の支援のもと、電中心とした欧州 40 社によって 17 年間計画で 700 ℃級

源開発 を中心としたプラントメーカによる国家プロジ

USC 開発を目指した「THERMIE PROGRAM」がスタ

ェクトの成果である。しかしながら、2000 年度に USC

ートしている。また、ドイツでは 1999 年からの４年間

技術開発は Phase-２が終了したが、電力需要の低迷もで独自に 700 ℃級 USC 開発（MARCKO DE ２）を開始

あり、Phase-２条件の微粉炭火力プラント計画は現在のしており、現在では石炭焚き USC プラント（350MW、ところない。また、2000 年３月からは 20,000V、

29MPa、600/625 ℃）の建設が予定されている。

2,000kW 以上の大口需要家に対する電力の小売り自由化

微粉炭火力の今後の高効率化に向けては、電力需要、がスタートし、現在、自由化範囲の拡大に向けた検討がプラント経済性および運用性を踏まえた検討が必要であ進められている。このような状況のもと、電力各社はコ

り、効率向上の余地が残されていると考えられる中小型スト低減に向けた経営努力を一層進めており、新技術の機を対象とした技術開発も重要であろう。また、構成機導入にも強いコスト意識を持たざるを得ない状況にある。

器の多い微粉炭火力では、所内率の一層の低減が重要で一方、世界の USC 開発プロジェクトは 1980 年代に日ある。

本、米国および欧州で行われてきた。米国 EPRI を中心

さらに、プラント経済性の上からは、蒸気条件の高に東芝、GE が参加した EPRI-ICPP プロジェクトは 1991

温・高圧化のための新材料の製造・加工コストの低減や、年に終了し、その後も継続していたプロジェクトは、わコンパクト化やケーシング構造等の設計手法の高度化なが国の USC Phase-２と欧州の COST501（600 ℃級 USC

どが重要な課題であろう。

56